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2021年 第36卷 第6期
2021, 36(6): 1-23.
doi: 10.13206/j.gjgSE20111601
摘要
PDF (32457KB)
摘要:
港珠澳大桥连接粤港澳三地，全长55 km，是目前世界上最长的跨海大桥，综合考虑大桥高温、高湿、高盐、多风的外海建设运营环境、桥位航线密集和阻水率要求、不同的标准体系、120年设计使用寿命和环保要求等建设条件限制，最终选择了钢结构桥梁作为主选桥型。大桥钢结构桥梁总长约22.9 km，用钢量42.5万t，是目前国内外建设规模最大、设计使用寿命最长的海上钢结构长桥，大桥钢结构制造充满了挑战。
为了应对挑战，港珠澳大桥在项目初期开展了国内外钢结构制造行业深度调研，重点研究了计算机辅助设计、自动化制造、检测技术、施工管理方面的国内外差距和改进方向。经过分析发现，当时的钢结构制造加工水平无法保障在48个月的制造周期内优质高效地完成42.5万t钢结构制造。为此，大桥开展了系统性的制造模式转型升级和管理创新策划，包括：钢箱梁板单元制造自动化智能化，钢箱梁总拼和涂装车间工业化，检测手段全覆盖，项目管理扁平化、国际化，制造加工信息化管理等，成功实现了港珠澳大桥桥梁钢结构制造综合创新体系的构建和运行，高质量完成了大桥钢结构制造，也取得了丰富的技术成就，主要有：建成首条板单元自动化生产线，首次实现大节段工厂化总拼与机械化涂装，首次形成U肋角焊缝PUAT技术标准，采用了群焊信息管理系统，形成大节段海上安装与控制技术，开展了可达可检可维护设计，开展了优质优价和港澳质量顾问等项目管理创新等。
最后基于港珠澳大桥的实践经验，提出关于中国钢结构桥梁行业发展的思考和建议。通过港珠澳大桥钢结构制造的策划和实践可以看出：1）标准化、工厂化、大型化生产要求，促进了钢结构各施工环节的工艺创新；机械化、自动化、信息化技术的应用，提升了钢结构加工企业的总体制作能力和管理水平。2）海上装配化施工促进了海上大型设备的开发应用和吊装工法的创新。3）技术和管理标准化使得全过程控制的理念得以有效实施。4）按照建养并重的理念，开展可达可检和可维护设计，能够促进钢结构桥梁全寿命周期成本最低。港珠澳大桥的建设促进了中国钢结构行业的进步，也为行业发展提供了丰富和有价值的经验。
港珠澳大桥连接粤港澳三地，全长55 km，是目前世界上最长的跨海大桥，综合考虑大桥高温、高湿、高盐、多风的外海建设运营环境、桥位航线密集和阻水率要求、不同的标准体系、120年设计使用寿命和环保要求等建设条件限制，最终选择了钢结构桥梁作为主选桥型。大桥钢结构桥梁总长约22.9 km，用钢量42.5万t，是目前国内外建设规模最大、设计使用寿命最长的海上钢结构长桥，大桥钢结构制造充满了挑战。
为了应对挑战，港珠澳大桥在项目初期开展了国内外钢结构制造行业深度调研，重点研究了计算机辅助设计、自动化制造、检测技术、施工管理方面的国内外差距和改进方向。经过分析发现，当时的钢结构制造加工水平无法保障在48个月的制造周期内优质高效地完成42.5万t钢结构制造。为此，大桥开展了系统性的制造模式转型升级和管理创新策划，包括：钢箱梁板单元制造自动化智能化，钢箱梁总拼和涂装车间工业化，检测手段全覆盖，项目管理扁平化、国际化，制造加工信息化管理等，成功实现了港珠澳大桥桥梁钢结构制造综合创新体系的构建和运行，高质量完成了大桥钢结构制造，也取得了丰富的技术成就，主要有：建成首条板单元自动化生产线，首次实现大节段工厂化总拼与机械化涂装，首次形成U肋角焊缝PUAT技术标准，采用了群焊信息管理系统，形成大节段海上安装与控制技术，开展了可达可检可维护设计，开展了优质优价和港澳质量顾问等项目管理创新等。
最后基于港珠澳大桥的实践经验，提出关于中国钢结构桥梁行业发展的思考和建议。通过港珠澳大桥钢结构制造的策划和实践可以看出：1）标准化、工厂化、大型化生产要求，促进了钢结构各施工环节的工艺创新；机械化、自动化、信息化技术的应用，提升了钢结构加工企业的总体制作能力和管理水平。2）海上装配化施工促进了海上大型设备的开发应用和吊装工法的创新。3）技术和管理标准化使得全过程控制的理念得以有效实施。4）按照建养并重的理念，开展可达可检和可维护设计，能够促进钢结构桥梁全寿命周期成本最低。港珠澳大桥的建设促进了中国钢结构行业的进步，也为行业发展提供了丰富和有价值的经验。
2021, 36(6): 24-28.
doi: 10.13206/j.gjgS21012201
摘要:
桥梁在投入运营后会承受频繁的动荷载，不同于一般的建筑结构，而对于钢结构桥梁来说，相比钢筋混凝土桥梁也具有一些特殊的性能要求，如：对钢桥梁杆件或钢梁（钢塔）节段的几何精度及焊接质量等有较高的标准要求。而合理的钢梁构件组装尺寸允许偏差要求，对确保成品尺寸精度、方便生产、确保质量尤为重要。但现行的行业规范、地方规范或项目的制造规则中，给出的组装尺寸允许偏差往往不够科学、合理，难以满足或匹配最终的成品基本尺寸允许偏差。
为此，从分析钢桥梁制造规范中组装尺寸允许偏差的现状入手，首先阐述了钢桥梁组装尺寸允许偏差的确定依据及相关事例：1）对于钢桁梁桥主桁杆件的高度组装允许偏差要求，Q/CR 9211—2015《铁路钢桥制造规范》给出的标准要求是比较合理、全面的；2）对于桥梁钢塔节段的组装允许偏差要求，一般的制造与验收规范中，钢塔节段组装允许偏差采用与成品的基本尺寸允许偏差一致的做法是不合理的；3）对于钢箱梁节段有关组装尺寸允许偏差问题，目前的行业规范、地方规范或钢箱梁项目的制造验收规则中，没有把最终的梁段基本尺寸允许偏差和组装尺寸允许偏差区别开来，要求两者之间的允许偏差基本一致也是不合理的。然后，介绍了制定钢梁构件组装尺寸允许偏差应注意的问题：1）对部分钢梁构件组装允许偏差的剖析，如：钢塔（钢箱梁）节段，由于制造工序多、影响因素多，不应该把成品基本尺寸允许偏差和组装尺寸允许偏差定成一致或接近；2）复杂钢梁构件的组装允许偏差应根据成品基本尺寸允许偏差结合其结构特点、制造工艺等而定；3）制定的钢梁构件基本尺寸允许偏差应该科学合理，如：大型钢箱梁的宽度公差等要求过严是无意义的，应该结合钢梁构件具体的结构特点、各项点的重要程度制定。
最后得出结论：确定科学合理的钢梁构件基本尺寸允许偏差意义重大，其组装允许偏差与制造工艺密切相关，应该由制造厂依据钢梁构件的基本允许偏差要求，结合结构特点、焊接收缩等因素在工艺上给出，规范上只需对组装工序的一些基本要求予以规定。
桥梁在投入运营后会承受频繁的动荷载，不同于一般的建筑结构，而对于钢结构桥梁来说，相比钢筋混凝土桥梁也具有一些特殊的性能要求，如：对钢桥梁杆件或钢梁（钢塔）节段的几何精度及焊接质量等有较高的标准要求。而合理的钢梁构件组装尺寸允许偏差要求，对确保成品尺寸精度、方便生产、确保质量尤为重要。但现行的行业规范、地方规范或项目的制造规则中，给出的组装尺寸允许偏差往往不够科学、合理，难以满足或匹配最终的成品基本尺寸允许偏差。
为此，从分析钢桥梁制造规范中组装尺寸允许偏差的现状入手，首先阐述了钢桥梁组装尺寸允许偏差的确定依据及相关事例：1）对于钢桁梁桥主桁杆件的高度组装允许偏差要求，Q/CR 9211—2015《铁路钢桥制造规范》给出的标准要求是比较合理、全面的；2）对于桥梁钢塔节段的组装允许偏差要求，一般的制造与验收规范中，钢塔节段组装允许偏差采用与成品的基本尺寸允许偏差一致的做法是不合理的；3）对于钢箱梁节段有关组装尺寸允许偏差问题，目前的行业规范、地方规范或钢箱梁项目的制造验收规则中，没有把最终的梁段基本尺寸允许偏差和组装尺寸允许偏差区别开来，要求两者之间的允许偏差基本一致也是不合理的。然后，介绍了制定钢梁构件组装尺寸允许偏差应注意的问题：1）对部分钢梁构件组装允许偏差的剖析，如：钢塔（钢箱梁）节段，由于制造工序多、影响因素多，不应该把成品基本尺寸允许偏差和组装尺寸允许偏差定成一致或接近；2）复杂钢梁构件的组装允许偏差应根据成品基本尺寸允许偏差结合其结构特点、制造工艺等而定；3）制定的钢梁构件基本尺寸允许偏差应该科学合理，如：大型钢箱梁的宽度公差等要求过严是无意义的，应该结合钢梁构件具体的结构特点、各项点的重要程度制定。
最后得出结论：确定科学合理的钢梁构件基本尺寸允许偏差意义重大，其组装允许偏差与制造工艺密切相关，应该由制造厂依据钢梁构件的基本允许偏差要求，结合结构特点、焊接收缩等因素在工艺上给出，规范上只需对组装工序的一些基本要求予以规定。
2021, 36(6): 29-35.
doi: 10.13206/j.gjgS20052502
摘要:
为研究桥下不同净高对大跨度桥梁加劲梁气动特性的影响，以大带东桥主桥加劲梁为例，采用雷诺时均Navier-Stokes （RANS）方程和SST k-ω湍流模型，数值模拟了自然风场内不同桥下净高加劲梁断面绕流场，获得了加劲梁气动参数，并与文献报道的风洞试验结果进行了对比，分析了加劲梁气动参数随净高变化的流动机理。
研究表明，桥下净高对加劲梁表面压力分布、升力和阻力，以及漩涡脱落St数均有一定程度影响。桥下净高减小，升力和阻力系数均增大；相比桥下净高5B，桥下净高仅为0.4B时升力和阻力系数分别增大87.8%和13.3%；漩涡脱落St数也随桥下净高的减小而稍增大。加劲梁表面压力监测表明，桥下净高小时，风嘴前缘下斜腹板峰值压力增大，且加劲梁上下表面迎风侧棱角的负压峰值同时减小，但上表面迎风侧棱角减小更显著。研究认为，当大跨度桥梁桥下净高明显偏小时，桥下水面对加劲梁产生明显的气动力干扰效应，从桥梁抗风的角度，需考虑桥下净高明显偏小可能导致的加劲梁风荷载增大。
为研究桥下不同净高对大跨度桥梁加劲梁气动特性的影响，以大带东桥主桥加劲梁为例，采用雷诺时均Navier-Stokes （RANS）方程和SST k-ω湍流模型，数值模拟了自然风场内不同桥下净高加劲梁断面绕流场，获得了加劲梁气动参数，并与文献报道的风洞试验结果进行了对比，分析了加劲梁气动参数随净高变化的流动机理。
研究表明，桥下净高对加劲梁表面压力分布、升力和阻力，以及漩涡脱落St数均有一定程度影响。桥下净高减小，升力和阻力系数均增大；相比桥下净高5B，桥下净高仅为0.4B时升力和阻力系数分别增大87.8%和13.3%；漩涡脱落St数也随桥下净高的减小而稍增大。加劲梁表面压力监测表明，桥下净高小时，风嘴前缘下斜腹板峰值压力增大，且加劲梁上下表面迎风侧棱角的负压峰值同时减小，但上表面迎风侧棱角减小更显著。研究认为，当大跨度桥梁桥下净高明显偏小时，桥下水面对加劲梁产生明显的气动力干扰效应，从桥梁抗风的角度，需考虑桥下净高明显偏小可能导致的加劲梁风荷载增大。
2021, 36(6): 36-43.
doi: 10.13206/j.gjgS20071001
摘要:
悬挂式单轨轨道梁采用下开口的薄壁箱型结构。作为下承式梁轨合一结构，轨道梁翼缘板与腹板连接的主焊缝为结构传力关键焊缝。由于主焊缝受力状态复杂，难以通过常规设计方法进行设计验算。因此在参考国外现有的悬挂式单轨轨道梁设计的基础上，结合参建的中唐新能源空铁试验线项目，采用有限元与理论计算相结合的方法对悬挂式轨道梁的主焊缝受力状态进行详细分析计算，对轨道梁上下翼缘主焊缝传力规律、区域1位置处的主焊缝传力规律、沿梁长方向的主焊缝传力规律进行研究。通过对焊缝的传力计算，依据TB 10091—2017《铁路桥梁钢结构设计规范》进行轨道梁主焊缝设计，并进行焊缝的强度和疲劳校核。并在此基础上确定轨道梁主焊缝的受力状态和焊缝结构形式。该设计方法可对悬挂式轨道梁的主焊缝进行定量分析，避免主焊缝设计过于保守，降低投资成本。相关结论如下：
1）对悬挂式单轨轨道梁主焊缝（腹板与上、下翼缘板的连接焊缝）的受力分析可知，上、下翼缘板与腹板通过主焊缝和加劲肋连接，下翼缘板同时作为车辆走形面，受车轮局部荷载作用，其连接焊缝受力情况最复杂。
2）上、下翼缘与腹板连接的主焊缝均受剪力作用，同一断面位置处大小基本相等、方向相反，计算结果与简支梁主焊缝受剪作用一致；两个加劲肋中间位置下翼缘主焊缝承受竖向力作用明显大于上翼缘主焊缝；加劲肋位置下翼缘焊缝承受竖向力作用略大于上翼缘焊缝，且两者均大于两个加劲肋中间位置下翼缘焊缝；两个加劲肋中间位置下翼缘焊缝的力矩Mx作用明显大于其他位置。
3）加劲肋位置的竖向力远大于其他位置，纵向力Fx在加劲肋位置处的Fx迅速减小，焊缝力矩Mx呈V形分布，加劲肋处力矩最小，向两侧逐步增大，My呈M形分布。
4）焊缝纵向剪力Fx由跨中向支座位置逐渐增大，由于吊框承担部分轨道梁所受的剪力，靠近吊框处Q1位置的Fx减小。各肋中位置的焊缝纵向剪力Fx由跨中向支座位置逐渐增大，竖向力Fz主要为车轮作用，各位置基本相同。由跨中向支座位置，Mx呈现先减小后增大的趋势，My呈现逐渐增大的趋势。
悬挂式单轨轨道梁采用下开口的薄壁箱型结构。作为下承式梁轨合一结构，轨道梁翼缘板与腹板连接的主焊缝为结构传力关键焊缝。由于主焊缝受力状态复杂，难以通过常规设计方法进行设计验算。因此在参考国外现有的悬挂式单轨轨道梁设计的基础上，结合参建的中唐新能源空铁试验线项目，采用有限元与理论计算相结合的方法对悬挂式轨道梁的主焊缝受力状态进行详细分析计算，对轨道梁上下翼缘主焊缝传力规律、区域1位置处的主焊缝传力规律、沿梁长方向的主焊缝传力规律进行研究。通过对焊缝的传力计算，依据TB 10091—2017《铁路桥梁钢结构设计规范》进行轨道梁主焊缝设计，并进行焊缝的强度和疲劳校核。并在此基础上确定轨道梁主焊缝的受力状态和焊缝结构形式。该设计方法可对悬挂式轨道梁的主焊缝进行定量分析，避免主焊缝设计过于保守，降低投资成本。相关结论如下：
1）对悬挂式单轨轨道梁主焊缝（腹板与上、下翼缘板的连接焊缝）的受力分析可知，上、下翼缘板与腹板通过主焊缝和加劲肋连接，下翼缘板同时作为车辆走形面，受车轮局部荷载作用，其连接焊缝受力情况最复杂。
2）上、下翼缘与腹板连接的主焊缝均受剪力作用，同一断面位置处大小基本相等、方向相反，计算结果与简支梁主焊缝受剪作用一致；两个加劲肋中间位置下翼缘主焊缝承受竖向力作用明显大于上翼缘主焊缝；加劲肋位置下翼缘焊缝承受竖向力作用略大于上翼缘焊缝，且两者均大于两个加劲肋中间位置下翼缘焊缝；两个加劲肋中间位置下翼缘焊缝的力矩Mx作用明显大于其他位置。
3）加劲肋位置的竖向力远大于其他位置，纵向力Fx在加劲肋位置处的Fx迅速减小，焊缝力矩Mx呈V形分布，加劲肋处力矩最小，向两侧逐步增大，My呈M形分布。
4）焊缝纵向剪力Fx由跨中向支座位置逐渐增大，由于吊框承担部分轨道梁所受的剪力，靠近吊框处Q1位置的Fx减小。各肋中位置的焊缝纵向剪力Fx由跨中向支座位置逐渐增大，竖向力Fz主要为车轮作用，各位置基本相同。由跨中向支座位置，Mx呈现先减小后增大的趋势，My呈现逐渐增大的趋势。
2021, 36(6): 44-53.
doi: 10.13206/j.gjgS20081801
摘要:
对AISC 360-16《建筑钢结构标准》（简称《美国钢标》）受剪杆件设计方法进行了解读，并与GB 50017—2017《钢结构设计标准》（简称《17钢标》）受剪杆件的设计方法进行了比较。
《美国钢标》受剪杆件稳定的强度能力计算在G章。设计抗剪强度取ϕvVn，一般情况下抗剪抗力系数ϕv=0.9。
1）对于工字形截面和槽形截面，梁腹板受剪屈曲后会产生屈曲后强度，使腹板的抗剪能力提高。屈曲后强度来源之一为内力重分布，之二为腹板形成的拉力带作用。对不设置加劲肋及加劲肋间距a>3h的腹板，只有内力重分布的作用。对于加劲肋间距a≤3h的腹板，会存在两种作用。
2）不考虑腹板拉力带作用的抗剪强度，当h/tw ≤ 1.10 √kvE/Fy，抗剪强度由腹板剪切屈服提供，此时腹板抗剪承载力系数Cv1=1.0；当h/tw > 1.10 √kvE/Fy时，抗剪强度由腹板屈曲及屈曲后强度提供，此时Cv1 < 1.0。
3）无加劲肋，腹板剪切屈曲系数kv=5.34，剪切屈服与屈曲的高厚比分界点h/tw=1.10 √kvE/Fy=74√235/Fy，因此腹板高厚比74εk是屈服与屈曲的界限高厚比。
4）当腹板设置加劲肋且a/h ≤ 3时，拉力带将起作用。
对于梁的抗剪屈曲承载力计算，《17钢标》于第6.3.3条给出了不考虑屈曲后强度的腹板剪切屈曲应力的计算公式，并于第6.4节给出了腹板考虑屈曲后强度的计算公式。
1）当不考虑屈曲后强度时，《17钢标》式（6.3.3-8-12）给出了腹板剪切临界应力τcr与正则化宽厚比λn，s的关系式。简支梁，取η=1.11，则h0/tw=76εk，此值与《美国钢标》的74εk一致。《17钢标》取h0/tw=80εk为屈服与屈曲分界点，在6.3.1条指出，当h0/tw > 80εk，应计算梁腹板的屈曲稳定性。
2）当考虑屈曲后强度时，对于梁抗剪，《17钢标》考虑腹板屈曲后拉力带的作用。
由分析可知：《美国钢标》考虑腹板屈曲后强度给出抗剪计算公式，《17钢标》按考虑及不考虑腹板屈曲后强度给出抗剪计算公式。
对AISC 360-16《建筑钢结构标准》（简称《美国钢标》）受剪杆件设计方法进行了解读，并与GB 50017—2017《钢结构设计标准》（简称《17钢标》）受剪杆件的设计方法进行了比较。
《美国钢标》受剪杆件稳定的强度能力计算在G章。设计抗剪强度取ϕvVn，一般情况下抗剪抗力系数ϕv=0.9。
1）对于工字形截面和槽形截面，梁腹板受剪屈曲后会产生屈曲后强度，使腹板的抗剪能力提高。屈曲后强度来源之一为内力重分布，之二为腹板形成的拉力带作用。对不设置加劲肋及加劲肋间距a>3h的腹板，只有内力重分布的作用。对于加劲肋间距a≤3h的腹板，会存在两种作用。
2）不考虑腹板拉力带作用的抗剪强度，当h/tw ≤ 1.10 √kvE/Fy，抗剪强度由腹板剪切屈服提供，此时腹板抗剪承载力系数Cv1=1.0；当h/tw > 1.10 √kvE/Fy时，抗剪强度由腹板屈曲及屈曲后强度提供，此时Cv1 < 1.0。
3）无加劲肋，腹板剪切屈曲系数kv=5.34，剪切屈服与屈曲的高厚比分界点h/tw=1.10 √kvE/Fy=74√235/Fy，因此腹板高厚比74εk是屈服与屈曲的界限高厚比。
4）当腹板设置加劲肋且a/h ≤ 3时，拉力带将起作用。
对于梁的抗剪屈曲承载力计算，《17钢标》于第6.3.3条给出了不考虑屈曲后强度的腹板剪切屈曲应力的计算公式，并于第6.4节给出了腹板考虑屈曲后强度的计算公式。
1）当不考虑屈曲后强度时，《17钢标》式（6.3.3-8-12）给出了腹板剪切临界应力τcr与正则化宽厚比λn，s的关系式。简支梁，取η=1.11，则h0/tw=76εk，此值与《美国钢标》的74εk一致。《17钢标》取h0/tw=80εk为屈服与屈曲分界点，在6.3.1条指出，当h0/tw > 80εk，应计算梁腹板的屈曲稳定性。
2）当考虑屈曲后强度时，对于梁抗剪，《17钢标》考虑腹板屈曲后拉力带的作用。
由分析可知：《美国钢标》考虑腹板屈曲后强度给出抗剪计算公式，《17钢标》按考虑及不考虑腹板屈曲后强度给出抗剪计算公式。
