当前位置:文档之家› 多点激励下大跨度连续刚构桥地震响应振动台阵试验研究_闫晓宇

多点激励下大跨度连续刚构桥地震响应振动台阵试验研究_闫晓宇

多点激励下大跨度连续刚构桥地震响应振动台阵试验研究_闫晓宇
多点激励下大跨度连续刚构桥地震响应振动台阵试验研究_闫晓宇

第46卷第7期2013年7月

土木工程学报

CHINA CIVIL ENGINEERING JOURNAL

Vol.46Jul.No.72013

基金项目:国家重点基础研究发展“973”计划(2011CB013603),国家自

然科学基金(51021140003,

90715032)作者简介:闫晓宇,博士研究生收稿日期:2012-

10-25多点激励下大跨度连续刚构桥地震响应

振动台阵试验研究

闫晓宇

1

李忠献

1

韩强

2

杜修力

2

(1.天津大学滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室,天津300072;2.北京工业大学城市与工程安全减灾省部共建教育部重点实验室,北京100124)

摘要:目前对于大跨度桥梁在多维多点激励下的地震响应尚缺乏试验研究。以一高墩大跨度钢筋混凝土连续刚构桥工程为对象,按1/10比例设计和制作一座三跨刚构桥模型,并通过地震模拟振动台阵试验,研究一致激励、行波激励和局部场地效应等对刚构桥地震响应的影响。研究表明:刚构桥对地震动的频谱特性十分敏感,地震响应差异较大;行波效应增大桥墩变形和墩底应变,其影响程度随视波速和墩梁约束的不同而有差异,且桥墩墩底较墩梁固结处对行波效应更为敏感;局部场地效应增大桥墩变形和墩底应变,且其对中墩和边墩以及墩底和墩梁固结处的影响有所不同;同时考虑行波效应和局部场地效应,桥墩的动力响应较一致激励以及单独考虑行波效应和局部场地效应时有所增大。因此,在长大桥梁地震响应精细化分析中必须考虑地震动空间效应。关键词:刚构桥;多点激励;振动台阵试验;地震响应;行波效应;局部场地效应中图分类号:U442.5

文献标识码:A

文章编号:1000-

131X (2013)07-0081-09Shaking tables test study on seismic responses of a long-span rigid-framed

bridge under multi-support excitations

Yan Xiaoyu 1

Li Zhongxian 1

Han Qiang 2

Du Xiuli 2

(1.Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety of the Ministry of Education ,Tianjin University ,Tianjin 300072,China ;

2.Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering of the Ministry of Education ,

Beijing University of Technology ,Beijing 100124,China )

Abstract :Up to now ,rare experimental researches focus on the seismic response of long-span bridges under multi-support earthquake excitation.A 1?10three-span continuous rigid framed bridge model is designed according to a practical long-span reinforced concrete bridge with high piers in order to carry out the corresponding shaking table tests.The uniform excitation ,traveling wave effect ,local site effect and the combination of the above two effects are considered in the experiment.The experimental results indicate that the continuous rigid framed bridge is sensitive to the spectrum characteristics of the ground motions ,and the seismic responses show great difference in various earthquake excitations.When the surface wave velocity is lower ,the deformation of the pier and the strain at the bottom of the pier increase under the traveling wave excitation.The effect varies with the surface wave velocity and the constraint condition types ,and the bottom of the pier is more sensitive to the traveling wave effect.If the local site effect is considered ,the deformation of the pier and the strain at the bottom of the pier also increase ,and the effect is different for the positions such as the middle-pier ,the abutment ,the bottom of the pier and the connections.When the traveling wave effect and local site effect is considered simultaneously ,the dynamic responses of the pier are bigger than those under uniform excitation ,solo action of the traveling wave effect or local site effect.Therefore ,it is important to consider the effects of spatial variation of ground motion for the long-span bridges seismic analysis.

Keywords :rigid-framed bridge ;multi-support excitations ;shaking tables test ;seismic response ;traveling wave effect ;local site effect

E-mail :zxli@tju.edu.cn

引言

桥梁是交通生命线的枢纽工程,大跨度刚构桥由

·82·土木工程学报2013年

于跨越能力较强、结构受力性能合理和经济性能良好等优点被广泛应用,特别是我国西南山区和西北黄土深壑的特殊地质地形条件。然而,我国西部地区多位于地震多发的高烈区,大跨度刚构桥主梁与桥墩固结,下部结构一般为空心薄壁墩,墩高相差悬殊,属于典型的非规则桥梁,特别是高墩桥梁,其结构形式复杂,抗震性能与中、低墩的抗震性能明显不同。此外,大跨度桥梁空间尺度大,自振周期长,各墩底之间高度相差数十米,甚至百米以上,因此地震动空间效应不容忽视。高墩大跨度桥梁在强震作用下容易发生严重的损伤破坏,如2008年汶川地震中都汶高速公路庙子坪大桥的落梁破坏等[1]。

地震动在强度、持时和频谱特性等方面均具有显著的空间差异性,这就是所谓的地震动场效应。而引起地震动空间变化的因素十分复杂,主要有以下4个方面[2]:地震的行波效应、衰减效应、部分相干效应和局部场地效应。有关地震动场效应对桥梁结构地震反应的影响也已开展了大量的研究。如:Bogdanoff 等[3]首先注意到地震动传播过程的时滞效应对大跨度结构的影响,此后关于多点激励问题的研究,引起了学者们的普遍关注,文献[4-12]都进行了大量的理论分析和数值模拟。结果表明:大跨度桥梁结构的地震反应分析问题非常复杂,结构地震响应与输入的地震动场特性和桥梁的结构形式有很大关系:对大跨桥梁结构,多点地震激励效应是较显著的,应该进行多点激励下结构的地震反应分析;不同桥梁结构形式对多点激励的敏感程度也存在较大差异。总的说来,目前关于多点激励效应的研究主要集中在理论和数值分析上,且还不够成熟,甚至针对同一座桥梁,不同研究者的结论也相差很大。同时,由于试验设备和试验条件的限制,多维多点激励下大跨度桥梁结构的试验研究开展较少,缺乏多维多点地震作用下大跨度桥梁地震响应的试验验证,因此有必要开展地震动场效应对高墩大跨桥梁结构地震响应影响的试验研究,一方面可以得到多维多点地震激励下大跨度桥梁结构模型的地震响应,另一方面对大跨度桥梁结构在多维多点地震激励下的动力响应计算方法和数值模拟结果进行试验校验。

本文以一座已建成的高墩大跨度钢筋混凝土刚构桥为工程背景,按1/10比例设计并制作一座三跨钢筋混凝土刚构桥模型,通过多子台振动台阵系统,试验研究地震动空间变化对大跨度连续刚构桥地震响应的影响,并对考虑行波效应、局部场地效应以及综合考虑行波效应和局部场地效应影响下连续刚构桥试验结果进行详细分析,以期得出对高墩大跨度刚构桥抗震设计有参考价值的结论。

1试验设计

地震模拟振动台是地震工程和工程抗震领域中一种测试结构动力反应的试验设备,如日本的E-Defense是目前世界上最大的振动台,可以实现足尺模型试验;美国加州大学圣地亚哥分校NEES振动台,承载力2200t,位于室外,因此测试结构高度没有限制;重庆交通科研设计院的大型地震模拟试验台阵系统由一个固定台和一个移动台组成,是大型高性能三轴向地震模拟试验台阵系统;还有诸如同济大学、广西大学、中国建筑科学研究院、中国水利水电科学研究院等都建设有振动台设备。本试验采用北京工业大学于2007年初建成的积木式9子台模拟地震振动台阵系统,如图1所示。该设备是国内首套12作动器9子台振动台阵系统,是研究大跨度网格结构和桥梁结构的地震场效应的重要设备。同时该设备可以拼装为三向六自由度大尺度振动台,用于研究大型小缩尺结构的地震效应。振动台各项性能参数见表1所示

图1振动台阵系统

Fig.1Shaking tables system

本试验的原型桥梁为我国西北山区的一座钢筋混凝土刚构桥,上部结构为箱形截面梁,下部结构为混凝土空心高墩。本试验将其缩尺为1?10比例的三跨连续刚构桥模型,如图2所示。跨度分别为3.5m+ 6.0m+3.5m,上部箱梁为变截面混凝土箱梁,高为0.2 0.45m,墩梁固结处高度为0.45m,主梁跨中高度为0.2m,边跨端部为0.3m。边跨通过板式橡胶支座与边墩相连,主跨与中墩固结形成刚构节点;桥墩采用空心截面矩形桥墩,纵桥向宽为0.3m,横桥向宽0.4m,壁厚0.1m,底部基座预埋钢筋笼与下部钢板相连。桥墩通过基座下部钢板与振动台台面相连,模拟墩底固结的边界条件。

第46卷第7期闫晓宇等·多点激励下大跨度连续刚构桥地震响应振动台阵试验研究·83

·

图2模型桥结构示意图

Fig.2The bridge model

表1地震模拟振动台性能参数

Table1Performance parameters of

earthquake simulation shaking table

台面尺寸1m?1m

台数9台

最大位移?7.5cm

台重1t

最大承重5t

频率范围0.1 45Hz

最大速度60cm/s

加速度波形失真度(%)≤25个别点除外

位移波形失真度(%)≤5

台面不均匀度(%)≤25

控制方式加速度控制

振动波形地震波、随机波、正弦波

最大加速度(满荷)1.5g(X),0.8g(Z)

工作方式单台三向六自由度,组合可作双向和三向

为了使模型结构能够真实反应原型结构的动力

特性,本文按照相似理论设计试验模型。原型与模型

的重力、惯性力和恢复力满足柯西条件[13-14]:

S

E

S g S

ρ

=S

l

(1)

式中:S E为弹性模量相似比;S g为重力加速度相似比;S

ρ

为密度相似比;S l为几何尺寸相似比。由此计算得到加速度相似比为5.5,时间相似比为0.14,模型结构的附加质量块约为5500kg,并沿桥面均匀布载。全部完成安装的成桥照片如图3所示。

试验中,地震波选取1940年美国加州地震的El-Centro波、2008年我国汶川特大地震的汶川波和1976年唐山地震的北京波,根据抗震设计规范中对超越概率分别63%、10%和2%地震动设计峰值的规定,按8度抗震设防烈度考虑,加速度峰值分别调整为0.385g、1.1g和1.5g,其中g为重力加速度,超越概率2%的罕遇地震没有调幅至2.2g是为了避免在后期试验(考虑SSI效应等因素对刚构桥的影响)没有完成时,模型过早破坏。由相似理论和相似关系,处理后的模型地震动的时程曲线和频谱分布如图4所示。试验主要量测桥墩结构的变形(即墩顶相对墩底的位移),墩底、主跨跨中和墩梁固结节点的应变,以及墩顶、台面、箱梁等处的加速度响应

图3模型桥照片

Fig.3The photo of the model bridge

地震动空间作用差动效应主要表现为:行波效应、局部场地效应、波的衰减效应和部分相干效应。其中,行波效应常采用地震激励的相位差的方法实现,本文视波速分别取为100m/s、200m/s、400m/s、600m/s和800m/s;局部场地的变化常通过在各个不同的地面支承处输入不同的自功率谱来考虑,本文采用屈铁军[15]等对实测地震记录进行回归拟合得到的不同激励点自功率谱来模拟局部场地效应的变化,其表达式如下:

ΔS0=0.2571Δh-0.0124Δx(2)式中:ΔS0是任意测点间自功率谱参数的差值;不同支承处地面运动的相关性则用所谓的相干函数模型来反映。

·84·土木工程学报2013

图4

试验地震动

Fig.4

Earthquake waves for test

2试验结果与分析

通过输入白噪声的方法得到模型动力特性,纵向

一阶频率约为8.17Hz ,振型为纵桥向弯曲变形。桥梁

设计中采用“强梁弱柱”的思想,地震作用下发生震害的主要部位是桥墩。连续刚构桥由于其桥型的特点,

墩梁固结节点处亦为潜在的易损伤破坏区域。因此,本文主要针对桥墩和墩梁固结节点的动力响应进行

测试,

为了衡量多点激励对桥墩动力响应的影响程度,采用无量纲参数表示各工况的增幅D 。位移增幅为D Δ,其中Δt 为考虑多点激励时位移的峰值,Δ0为不考虑多点激励时位移的峰值;加速度增幅为D acc ,其中A t 为考虑多点激励时加速度的峰值,A 0为不考虑多点激励时加速度的峰值;应变增幅为D ε,其中εt 为考虑多点激励时应变的峰值,ε0为不考虑多点激励时应变的峰值。

D Δ=(Δt -Δ0)/Δ0(3)D acc =(A t -A 0)/A 0(4)D ε=(εt -ε0)/ε0

(5)

2.1

考虑行波效应的动力响应

文中主要选取了视波速为100m /s 、200m /s 、400m /s 和600m /s 几种情况为代表,说明行波效应对刚构桥地震响应的影响;视波速大于600m /s 时,由于

相位差较小,行波激励下模型桥地震响应与一致激励时的响应基本一致,不做赘述。图5给出了沿纵向激

励,

峰值为1.1g (实际台面采集加速度峰值约为0.7g )时,模型桥行波效应下中墩的地震响应时程曲线。表2列出了桥墩的墩底混凝土应变响应和墩顶相对位移响应的峰值(文中所涉及应变均指混凝土应变)。表3给出了行波激励下桥墩结构地震响应的增幅。

由表2和表3可以看出,考虑行波效应后,各边墩墩底应变增长显著。对于1号边墩而言,在El-Centro 波作用下,一致激励时,墩底应变为29.403;视波速由600m /s 降到100m /s 时,应变由30.849增大到60.882,增幅107.06%。在汶川波作用下,墩底应变为67.944,

视波速由600m /s 降到100m /s 时,应变由69.422增大到106.816,增幅57.21%。在北京波作用下,墩底应变为66.905;视波速由600m /s 降到100m /s 时,应变由68.899增大到135.716,增幅102.85%。可以看出,视波速由100m/s 增大到600m/s 时,边墩动力响应与一致激励时的动力响应越来越接近,当视波速为600m /s 时,边墩动力响应与一致激励

时的动力响应基本一致;在北京波作用下,

1号墩底应变响应峰值最大,

这是由于北京波主要富集在低频范围且能量较大;在El-Centro 波作用下,1号墩底应变响应的增幅最大,说明对于边墩而言,考虑行波效应

时,

El-Centro 波将引起边墩墩底应变的剧烈变化。由表2和图5可以看出,对于2号中墩而言,在三条强震

记录作用下,

北京波使2号中墩墩底应变响应峰值最大,且墩底应变增幅最大。这说明对于中墩而言,考

虑行波效应时,北京波将引起中墩墩底应变的剧烈变

第46卷第7期闫晓宇等·多点激励下大跨度连续刚构桥地震响应振动台阵试验研究·85·

化。对于整个结构而言,边墩和中墩对于地震动频带的敏感带是不同的。2号墩顶相对位移响应随着相位差的增大而增大,说明行波效应增大了中墩变形。

表4列出了沿纵向激励,峰值为1.1g (实际台面采集加速度峰值约为0.7g )时,模型桥墩梁固结节点混凝土应变响应的峰值及对应的动力响应增幅。由表4可以看出,行波效应使墩梁固结节点处应

变有所增长,

但增幅没有墩底应变大。在El-Centro 波作用下,2号中墩一致激励时,节点应变为31.649;视

波速由400m /s 降到100m /s 时,

应变由31.818增大到38.228,增幅20.79%。同样的可以看出,结构在北

京波作用下动力响应最大;当视波速为400m /s 时,墩梁固结节点动力响应与一致激励时的动力响应基本一致,即当视波速大于400m /s 时,无需考虑行波效应对墩梁固结节点处的应变响应的影响

图5

行波效应下中墩的地震响应时程曲线

Fig.5

Time history curve of the seismic responses under traveling wave excitation

表2

考虑行波效应桥墩结构地震响应峰值

Table 2

Maximum responses of the model under traveling wave excitation

试验工况

1号边墩

墩底应变(με)

2号中墩

墩底应变(με)位移(mm )3号中墩

墩底应变(με)位移(mm )4号边墩墩底应变(με)

El-Centro 波

29.403100.0101.432132.1101.66433.218一致激励

汶川波67.944155.0403.864165.0114.18373.831北京波66.905163.6806.732209.0296.65678.814El-Centro 波

30.849104.4251.498133.1521.69234.541600m /s

汶川波69.422160.4853.951165.8534.34277.523北京波68.899171.8987.010213.9626.78780.583El-Centro 波

33.699115.1821.676135.6901.78136.998400m /s

汶川波74.000172.1874.232170.9514.83879.088北京波74.696191.7467.228226.1157.19786.648El-Centro 波

41.301139.9211.829141.3611.84746.289200m /s

汶川波83.061196.1245.371176.7305.45584.195北京波83.292248.6117.779280.4027.80487.394El-Centro 波

60.882187.6602.278190.7413.43465.683100m /s

汶川波106.816225.7206.253226.5806.229110.495北京波

135.716

341.022

8.501

344.560

8.761

143.277

·86·土木工程学报2013年

表3考虑行波效应桥墩结构地震响应增幅D

Table3Increase amplitude of the responses under traveling wave excitation(%)

工况

1号边墩

墩底应变

2号中墩

墩底应变位移

3号中墩

墩底应变位移

4号边墩

墩底应变El-Centro波4.924.424.630.791.713.98

600m/s汶川波2.183.512.250.513.805.00北京波2.985.024.132.361.972.25

El-Centro波14.6115.1717.052.717.0311.38 400m/s汶川波8.9111.069.523.6015.667.12北京波11.6517.157.368.178.129.94

El-Centro波40.4739.9127.727.0011.0039.35 200m/s汶川波22.2526.5039.007.1030.4114.04北京波24.4951.8915.5534.1517.2510.89

El-Centro波107.0687.6459.0844.38106.3797.73 100m/s汶川波57.2145.5961.8237.3148.9149.66北京波102.85108.3526.2864.8431.6381.79

表4考虑行波效应墩梁固结节点处地震响应峰值及增幅

Table4Maximum responses of the joint and increase

amplitude of the responses under traveling wave excitation

试验工况墩梁节点1

应变(με)

墩梁节点2

应变(με)

墩梁节点1

应变增幅

墩梁节点2

应变增幅

El-Centro波31.64918.114——

一致激励汶川波40.06923.387——

北京波45.75532.327——

El-Centro波31.81818.1900.540.42 400m/s汶川波40.29223.6490.561.12

北京波46.08833.1790.732.64

El-Centro波32.85420.3283.8112.22 200m/s汶川波42.41625.7285.8610.01

北京波49.92737.8649.1217.13

El-Centro波38.22825.96220.7943.33 100m/s汶川波58.50935.65746.0252.47

北京波74.20352.84962.1763.48 2.2考虑局部场地效应的动力响应

图6给出了0.7g纵向振动台阵试验时,考虑局部场地效应时北京波沿纵桥向作用时中墩墩底应变时程曲线。表5列出了桥墩的墩底应变、墩顶相对位移和墩梁固结节点应变的峰值。同时,表6给出了对应的动力响应增幅。

由表5和表6可以看出,考虑局部场地效应后,各桥墩墩底应变均有所增长。对于1号边墩而言,在El-Centro波作用下,一致激励时,墩底应变为29.403,考虑场地效应时,应变为54.876,增幅86.6%;汶川波作用下,一致激励时,墩底应变为67.944,考虑场地效应时,应变为78.101,增幅14.95%;北京波作用下,一致激励时,墩底应变为66.905,考虑场地效应时,应变为114.633,增幅71.34%。可以看出,北京波作用下,边墩墩底应变响应最大;在El-Centro波作用下,边墩墩底应变响应的增幅最大,说明边墩对El-Centro波的频谱变化更敏感

图6中墩墩底应变时程

Fig.6Strain at the bottom of the mid-pier

对于2号中墩而言,由表5和图6可以看出,在El-Centro波作用下,一致激励时,墩底应变为100.01,考虑场地效应时,应变为244.914,增幅144.89%。在汶川波作用下,一致激励时,墩底应变为155.04,考虑场地效应时,应变为313.106,增幅101.95%。在北京波作用下,一致激励时,墩底应变为163.68,考虑场地效应时,应变为440.681,增幅169.28%。可以看出,

第46卷第7期闫晓宇等·多点激励下大跨度连续刚构桥地震响应振动台阵试验研究·87·

北京波作用下,中墩墩底应变响应最大,且中墩墩底

应变响应的增幅最大,

说明中墩对北京波的频谱变化更敏感。考虑局部场地效应后,

2号墩顶相对位移响应增大,说明局部场地效应增大了中墩变形。由表5和表6可以看出,考虑局部场地效应后,墩梁固结节点处应变均有所减小。一致激励时,在El-Centro 作用下2号中墩节点应变为31.649,考虑场地

效应时,

应变为19.187,增幅-39.38%。汶川波作用下,2号中墩节点应变为40.069,考虑场地效应时,应

变为33.233,

增幅-17.06%。在北京波作用下,2号中墩节点应变为45.755,考虑场地效应时,应变为

41.642,增幅-8.99%。可以看出,在北京波作用下节点应变响应的峰值最大,但是变化幅度的规律不明显,且考虑局部场地效应后,节点应变降低,说明局部场地效应对墩梁固结节点处的受力是有利因素。

表5考虑局部场地效应桥墩和固结节点地震响应峰值Table 5

Responses of the model considering local site effect

试验工况

1号边墩墩底应变(με)

2号中墩

墩底应变(με)

位移(mm )墩梁节点1应变(με)墩梁节点2应变(με)3号中墩

墩底应变(με)

位移(mm )4号边墩墩底应变(με)

El-Centro 波

29.403100.011.43231.64918.114132.111.66433.218一致激励

汶川波67.944155.043.86440.06923.387165.0114.18373.831北京波66.905163.686.73245.75532.327209.0296.65678.814局部场El-Centro 波

54.876244.9142.31419.18715.913221.5222.59359.382地效应

汶川波78.101313.1064.69133.23321.388279.8335.31486.552北京波

114.633

440.681

7.201

41.642

25.626

405.784

7.062

95.088

表6

考虑局部场地效应桥墩和固结节点地震响应增幅D

Table 6

Increase amplitude of the response considering local site effect

(%)

工况

1号边墩墩底应变2号中墩

墩底应变位移墩梁节点1应变墩梁节点2应变3号中墩

墩底应变位移4号边墩

墩底应变局部场El-Centro 波

86.63144.8961.59-39.38-12.1567.6855.8378.76地效应

汶川波14.95101.9521.40-17.06-8.5569.5827.0417.23北京波

71.34

169.23

6.97

-8.99

-20.73

94.13

6.10

20.65

2.3

考虑多点激励的动力响应

表7列出了0.7g 多点激励下桥墩的墩底应变、墩

顶相对位移和墩梁固结节点应变的幅值。同时,表8

给出了对应的增幅。图7给出了北京波作用下,中墩墩底应变响应时程曲线。

由表2 表8和图7可以看出,考虑多点激励后,各桥墩墩底应变响应和墩顶相对位移响应均有所增

长,增长率大于单独考虑行波效应或局部场地效应的情况。对于边墩而言,El-Centro 波作用下,墩底应变响应增幅最大;中墩则在北京波作用下,墩底应变响应

表7多点激励桥墩结构地震响应峰值

Table 7

Responses of the model under multi-support excitations

试验工况

1号边墩墩底应变(με)

2号中墩

墩底应变(με)

位移(mm )墩梁节点1应变(με)墩梁节点2应变(με)3号中墩

墩底应变(με)

位移(mm )4号边墩墩底应变(με)

El-Centro 波

29.403100.011.43231.64918.114132.111.66433.218一致激励

汶川波67.944155.043.86440.06923.387165.0114.18373.831北京波66.905163.686.73245.75532.327209.0296.65678.814El-Centro 波

90.96295.5523.73736.19928.741282.8995.45592.811多点激励

汶川波112.065447.9916.22946.29737.614426.587.804103.261北京波

181.144

518.296

10.765

69.428

54.541

515.56

11.544

112.539

·88·

土木工程学报2013年

表8多点激励桥墩结构地震响应增幅D Table 8

Increase amplitude of the seismic response

(%)

工况

1号边墩墩底应变2号中墩

墩底应变位移墩梁节点1应变墩梁节点2应变3号中墩

墩底应变位移4号边墩墩底应变El-Centro 波

209.36195.52160.9614.3858.67114.14227.82179.40多点激励

汶川波64.94188.9561.2115.5460.83158.5286.5639.86北京波

170.75

216.65

59.91

51.74

68.72

146.65

73.44

42.

79

图7

中墩墩底应变时程

Fig.7

Strain at the bottom of the mid-pier

增幅最大。说明桥梁各个桥墩由于约束的不同,对于地震波频带分布的敏感程度是不一样的。总体上,在北京波作用下各墩墩底应变响应出现最大峰值,说明结构在频率较低且能量较大的地震波作用将产生较大的变形和内力。对于墩梁固结节点而言,应变大于单独考虑一致激励或场地效应的情况,但是略小于单独考虑视波速为100m /s 时,行波激励下的地震响应。因此,多点激励对节点处动力反应的影响受空间差动效应多种因素的综合影响。不同的视波速与场地条件的组合,将使得分析结果有较大差异,这也说明了地震波的功率谱对刚构桥地震反应来说是非常敏感的。

3结论

本文基于经典相似理论,设计并制作了几何相似

比为1?10的刚构桥模型,并进行多子台振动台阵试验。考虑了行波效应、局部场地效应及其耦合作用对刚构桥地震响应的影响,得出以下结论:

(1)不同频谱特性的地震动输入将造成连续刚构桥出现不同的地震响应,且差异较大。本试验中,模型桥在北京波作用下出现最大地震响应,通过频谱分析可以看出,北京波的低频含量较多,富含能量较大。

(2)考虑视波速小于600m /s 的行波效应后,连续刚构桥各个部分的地震响应变化的幅度不同;视波速

第46卷第7期闫晓宇等·多点激励下大跨度连续刚构桥地震响应振动台阵试验研究·89·

大于600m/s时,行波激励与一致激励下动力响应基本相同。本试验中,边墩动力响应增幅受El-Centro波控制,而中墩动力响应增幅受北京波控制,但节点处应变增幅无明显规律,说明各个桥墩因其约束的不同而对行波效应的敏感度是不同的。桥墩墩底应变增幅大于固结节点处应变增幅,说明墩底应变较节点处对行波效应更敏感。

(3)考虑局部场地效应增大桥墩变形和墩底应变响应,但降低了墩梁固结节点处的应变响应,说明其对该处的受力是有利的。考虑局部场地后,边墩动力响应增幅受El-Centro波控制,而中墩动力响应增幅受北京波控制,但节点处应变增幅无明显规律,说明各个桥墩因其约束的不同而对场地效应的敏感度是不同的。桥墩墩底应变增幅明显大于固结节点处应变增幅,说明墩底应变较节点处对场地土质的变化更敏感。

(4)多点激励下,桥墩的地震反应大于一致激励下的,也大于单独考虑行波效应、单独考虑局部场地效应的情况。而墩梁固结节点处的应变响应不一定大于行波效应或场地效应单独作用下的应变值。这说明仅考虑地震动空间差动效应中某一因素的影响,将使得大跨度刚构桥地震影响分析结果不够准确。

参考文献

[1]Han Q,Du X L,Liu J B,et al.Seismic damage of highway bridges during the2008Wenchuan earthquake

[J].Earthquake Engineering and Engineering Vibration,

2009,8(2):263-273

[2]钟万勰,林家浩,吴志刚,等.大跨度桥梁分析方法的一些进展[J].大连理工大学学报,2000,40(2):127-135

(Zhong Wanxie,Lin Jiahao,Wu Zhigang,et al.

Development of analytical method for long-span bridges

[J].Journal of Dalian University of Technology,2000,40

(2):127-135(in Chinese))

[3]Bogdanoff J L,Goldberg J E,Schiff A J.The effect of ground transmission time on the response of long structures

[J].Bulletin of the Seismological Society of America,

1965,55(3):627-640

[4]Hao H.Stability of simple beam subjected to multiple seismic excitations[J].Journal of Engineering Mechanics,

1997,123(7):739-742

[5]HarichandranRS,Hawwari A,Sweidan B N.Response of long-span bridges to spatially varying ground motion[J].

Journal of Structural Engineering,1996,122(5):476-484[6]Soyluk K.Comparison of random vibration methods for multi-support seismic excitation analysis of long-span

bridges[J].Engineering Structures,2004,26(11):

1573-1583

[7]Zanardo G,Hao H,Modena C.Seismic response of multi-span simply supported bridges to a spatially varying

earthquake ground motion[J].Earthquake Engineering&

Structural Dynamics,2002,31(6):1325-1345

[8]Nuti C,Vanzi I.Influence of earthquake spatial variability on differential soil displacements and SDF system response

[J].Earthquake Engineering&Structural Dynamics,

2005,34(11):1353-1374

[9]Lou L,Zerva A.Effects of spatially variable ground motions on the seismic response of a skewed,multi-span,RC highway

bridge[J].Soil Dynamics and Earthquake Engineering,2005,

25(7):729-740

[10]Lupoi A,Franchin P,Pintop E,et al.Seismic design of bridges accounting for spatial variability of ground motion

[J].Earthquake Engineering&Structural Dynamics,

2005,34(4/5):327-348

[11]李忠献,史志利.行波激励下大跨度连续刚构桥的地震反应分析[J].地震工程与工程振动,2003,23(2):68-

76(Li Zhongxian,Shi Zhili.Seismic response analysis for

long-span continuous rigid-framed bridges under excitation

of traveling waves[J].Earthquake Engineering and

Engineering Vibration,2003,23(2):68-76(in Chinese))[12]王蕾,赵成刚,王智峰.考虑地形影响和多点激励的大跨高墩桥地震响应分析[J].土木工程学报,2006,39

(1):50-53,59(Wang Lei,Zhao Chenggang,Wang

Zhifeng.Seismic responses analysis of continuous rigid-

framed bridge with hige piers considering topographic

effects and multi-support excitations[J].China Civil

Engineering Journal,2006,39(1):50-53,59(in Chinese))[13]李忠献.工程结构试验理论与技术[M].天津:天津大学出版社,2004(Li Zhongxian.Theory and technique of

engineering structure experiments[M].Tianjin:Tianjin

University Press,2004(in Chinese))

[14]章关永.桥梁结构试验[M].北京:人民交通出版社,2002

[15]屈铁军,王君杰.空间变化的地震动功率谱的实用模型[J].地震学报,1996,18(1):55-62

闫晓宇(1984-),女,博士研究生。主要从事结构抗震研究。

李忠献(1961-),男,博士,教授。主要从事工程结构抗震抗爆与减灾控制研究。韩强(1974-),男,博士,副教授。主要从事桥梁抗震研究。

杜修力(1962-),男,博士,教授。主要从事地震工程与结构动力学研究。

地震模拟振动台及模型试验研究进展_沈德建

第22卷第6期2006年12月 结 构 工 程 师S t r u c t u r a l E n g i n e e r s V o l .22,N o .6 D e c .2006 地震模拟振动台及模型试验研究进展 沈德建 1,2 吕西林 1 (1.同济大学结构工程与防灾研究所,上海200092;2.河海大学土木工程学院,南京210098) 提 要 在介绍振动台本身发展的基础上,分析了振动台试验研究内容的扩展、振动台模型试验动态相似关系研究进展、振动台试验方法的发展和振动台试验新的测量方法,提出了振动台模型试验中值得关 注的一些问题。 关键词 振动台,模型试验,动态相似关系,试验方法 R e s e a r c hA d v a n c e s o nS i m u l a t i n g E a r t h q u a k e S h a k i n g T a b l e s a n dMo d e l T e s t S H E ND e j i a n 1,2 L UX i l i n 1 (1.R e s e a r c hI n s t i t u t e o f S t r u c t u r a l E n g i n e e r i n g a n d D i s a s t e r R e d u c t i o n ,T o n g j i U n i v e r s i t y ,S h a n g h a i 200092,C h i n a ; 2.I n s t i t u t e o f C i v i l E n g i n e e r i n g ,H o h a i U n i v e r s i t y ,N a n j i n g 210098,C h i n a ) A b s t r a c t T h e d e v e l o p m e n t o f s h a k i n gt a b l e i s i n d u c e df i r s t i nt h i s p a p e r .T h e e x p a n s i o n o f t h e r e s e a r c h s c o p e o f s h a k i n g t a b l e s i s a n a l y z e d .T h e d y n a m i c s i m i l i t u d e r e l a t i o n s h i p f r o md i f f e r e n t a u t h o r s i s c o m p a r e d a n d r e m a r k e d .T h e d e v e l o p m e n t o f t e s t i n g m e t h o d o n s h a k i n g t a b l e s a n d n e w m e t h o d o n a n a l y z i n g t h e r e s u l t i s a l s o p r e s e n t e d .S o m e v a l u a b l e q u e s t i o n s o n s h a k i n g t a b l e t e s t a r e i n d u c e d a n d m a y b e p a i d g r e a t a t t e n t i o nb y r e -s e a r c h e r s .K e y w o r d s s h a k i n g t a b l e ,m o d e l t e s t ,d y n a m i c s i m i l i t u d e r e l a t i o n s h i p ,t e s t i n g m e t h o d 基金项目:国家自然科学基金重点项目(50338040) 1 概 述 结构振动台模型试验是研究结构地震破坏机理和破坏模式、评价结构整体抗震能力和衡量减震、隔震效果的重要手段和方法。然而,由于振动台本身承载能力、试验时间和经费等的限制,许多时候必须做缩尺模型试验,在坝工模型和高层、超高层建筑中更是如此。 一些新型结构形式,由于其超出了设计规范的要求,往往需要通过实验对其抗震性能做合理的评估。超高层建筑和超大跨度建筑,在理论分析还不完善的情况下,试验,特别是振动台模型试验,是分析其抗震能力的一种有效手段。 线弹性的缩尺模型相似关系已得到了较好的解决,但是许多复杂结构的相似关系、非线性动态 相似关系虽然进行了一些研究,但是还未能得到 较好的解决。一些劲性钢筋混凝土结构、钢管混凝土结构和其他一些新型结构的动态相似关系的 研究还不够深入,有些甚至才刚刚起步。 振动台试验较好地体现了模型的抗震性能,可我们更关心的是由模型的试验结果推算的原型结构的抗震性能,但在这方面尚未形成非常一致的结论,还存在一定的误差,因而精度还有待于进一步的提高。本文介绍国内外振动台模型试验的研究进展。 2 研究的最新进展 2.1 振动台本身的发展 作为美国N E E S 计划的一部分,加州大学圣地亚哥分校(U C S D )于2004年安装M T S 公司制

大跨径预应力混凝土连续刚构桥

大跨径预应力混凝土连续刚构桥 的现状和发展趋势 周军生楼庄鸿 摘要:阐述了连续刚构桥是大跨径梁桥发展的必然趋势,以及要解决的防止过大温度应力及防止船撞的措施;收集和分析了国内外大跨径连续刚构桥的数据和资料,论述了上部构造轻型化和取消落地支架合拢边跨等趋势。 关键词:连续刚构;双壁墩身;上部构造轻型化 分类号:U448.23文献标识码:A 文章编号:1001-7372(2000)01-0031-07 The status quo and developing trends of large-span prestressed concrete bridges with continuous rigid frame structure ZHOU Jun-sheng LOU Zhuang-hong (Beijing Jianda Road & Bridge Consulting Company, Beijing 100101, China) Abstract:Adopting the structure of continuous rigid frame in construction of large-span beam bridge is an inevitable developing trend. The measures for decreasing temperature stress and protecting piers from vessel impacting are described. The data from some of domestic and overseas large-span beam bridges with continuous rigid frame structure are given and analyzed. The superstruture-lightening and non-drop-construction for closing-up of side span are discussed in the paper. Key words:continuous rigid fram; pier with double wall; superstructure-lightening 1 大跨径混凝土梁式桥的发展趋势 随着高速交通的迅速发展,要求行车平顺舒适,多伸缩缝的T型刚构也不能很好满足要求,因此连续梁得到了迅速的发展。悬臂施工时,梁墩临时固结,合拢后梁墩处改设支座,转换体系而成连续梁。连续梁除两端外其他无伸缩缝,有利于行车,但需梁墩临时固结和转换体系;同时需设大吨位盆式支座,费用高,养护工作量大。于是连续刚构应运而生,近年来得到较快的发展。其结构特点是梁体连续、梁墩固结,既保持了连续梁无伸缩缝、行车平顺的优点,又保持了T型刚构不设支座、不需转换体系的优点,方便施工,且有很大的顺桥向抗弯刚度和横向抗扭刚度,能满足特大跨径桥梁的受力要求。国内外一些大跨径的连续刚

高墩大跨超长联连续刚构桥设计

第33卷,第4期2008年8月 公路工程 H ighway Engi n eering V o.l 33,N o .4Aug.,2008 [收稿日期]2008)05)10 [作者简介]曾照亮(1971)),男,湖北钟祥人,硕士,高级工程师,主要从事公路与桥梁研究设计工作。 高墩大跨超长联连续刚构桥设计 曾照亮,王 勇,张安国 (中交第二公路勘察设计研究院有限公司,湖北武汉 430056) [摘 要]以贵州镇(宁)胜(境关)高速公路虎跳河特大桥主桥设计为背景,重点介绍高墩大跨超长联连续刚构的设计特点,如设计时考虑主墩截面特殊设计、合拢时顶推方法解决主梁位移较大及其产生的边主墩较大内力等问题。 [关键词]镇胜高速;虎跳河;高墩;大跨;超长联;连续刚构[中图分类号]U 442.5 [文献标识码]B [文章编号]1002)1205(2008)04)0103)02 Design of Conti nuous R igid Fra m e Bri dge wit h H igh pier , Long Span and Overlong Unit ZENG Zhaoliang ,WANG Yong ,ZHANG Anguo (Cccc Second H i g hw ay Consu ltan ts C o .Ltd ,W uhan ,H ube i 430056,China) [K ey words]zhensheng h i g hw ay ;huti a o river ;high pier ;l o ng span;overl o ng continuous un i;t continuous rig i d fra m e bridge 目前连续刚构以其跨越能力大、经济性较好等优势广泛运用于公路、城市桥梁,特别是高速公路进入山区后更是成为了跨越沟谷最常见的大跨度桥梁,以下结合虎跳河特大桥主桥的设计讨论联长较长的刚构桥设计。 1 概述 虎跳河特大桥为适应河流及地形特点,主桥桥 跨布置为120m +4@225m +120m 六跨一联的预应力混凝土连续刚构桥(见图1),长1140m ,为目前国内最长联的连续刚构桥。主墩均为薄壁墩,高度较高的6、7号桥墩(高度分别为106、150m )下部分采用整体(双幅)箱形断面。镇宁、胜境关两岸各设一交界墩,镇宁岸引桥为5@50m 先简支后连续的预应力T 梁,胜境关岸为5@50+6@50m 先简支后连续的预应力T 梁。全桥总长1957.74m 。 图1 虎跳河特大桥主桥布置图(单位:c m ) 连续刚构除两端外无其他伸缩缝,有利于行车。但是对于较长的连续刚构,由于主梁混凝土收缩徐 变及体系温差产生的主梁位移较大,从而引起边主墩位移过大,因此要设计较长的连续刚构必须解决主梁位移较大及其产生的边主墩较大内力问题。 2 设计特点 2.1 适当减小边、中跨比 主桥半幅桥宽采用单箱单室,C 50混凝土,三向预应力,箱底宽 6.7m,翼板悬臂2.65m ,全宽

大跨度连续刚构桥线型控制qc

大跨度连续刚构桥线型控制 重庆鱼洞长江大桥 发表人:侯圣慧 中国铁建二十三局集团第六工程有限公司重庆鱼洞长江大桥二期项目经理部 2010年12月16日

目录 一、工程概况 (1) 二、小组概况 (1) 三、选题理由 (2) 四、现状调查 (2) 五、设定目标 (3) 六、原因分析 (4) 七、要因分析 (4) 八、制定对策 (5) 九、对策实施 (8) 十、效果检验 (11) 十一、巩固措施 (14) 十二、总结和今后打算 (15)

大跨度连续刚构桥线型控制 一、工程概况 重庆渔洞长江大桥正桥工程,起于大渡口区建胜水厂西侧,跨越长江后上穿巴南区滨江路,止于渔洞绢纺厂东侧,起讫里程K23+384.12~K24+925.72,全长1541.6m。桥跨布置为12×40连续箱梁(北岸引桥)+145.32+2×260+145.32(主桥连续刚构)+6×40连续箱梁(南岸引桥)。在0号桥台及6、12、16、22号桥墩和上游幅桥20号墩接南桥立交匝道处设置伸缩缝。全桥共分四联,即0号桥台至6号墩为第一联,6号墩至12号墩为第二联,12号墩至16号墩为第三联,16号墩至22号墩为第四联。全桥共设一个桥台,即0号桥台,采用重力式U型桥台,22号墩为交界墩。桥面总宽41.6m,单幅宽20.3m,箱宽12.9m,最大悬臂4.8m 根部梁高15.1m,跨中梁高4.6m,箱梁高均以外腹板外侧边缘为准,箱梁高度从合拢段中心到悬臂端根部按1.8次抛物线变化。 本桥主跨跨径达260m,合拢(刚成桥)时的线形与服务一定年限(一般为混凝土收缩、徐变终止的年限)后的线形差异明显,实现最终设计目标的难度大,对线形控制的要求高。二、小组概况 本小组成立于2010年10月1日,针对连续刚构桥线型展开活动。

地震模拟振动台九子台阵系统的安装与调试

Dynamical Systems and Control 动力系统与控制, 2016, 5(1), 11-17 Published Online January 2016 in Hans. https://www.doczj.com/doc/568017943.html,/journal/dsc https://www.doczj.com/doc/568017943.html,/10.12677/dsc.2016.51002 The Installation and Debugging of Nine Sub-Array System of Shaking Table Juke Wang, Chunhua Gao, Shuoyu Zhang Beijing Laboratory of Earthquake Engineering and Structural Retrofit, Beijing University of Technology, Beijing Received: Dec. 20th, 2015; accepted: Jan. 10th, 2016; published: Jan. 14th, 2016 Copyright ? 2016 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). https://www.doczj.com/doc/568017943.html,/licenses/by/4.0/ Abstract Facing the damage caused by the frequent occurrence of earthquakes, this study pointed out that shaking table experiment is the research and development direction of structural seismic test, and briefly summarized the developmental history and status quo. In recent years, as array system of-fered important experiment methods to the anti-seismic experimental research and theoretical research of such slim-lined constructions as large-space structure, pipeline, multiple span bridge, etc., this study made a conclusion of the system composition, functional characteristics, installa-tion method and debugging procedures of nine sub-array system based on the nine sub-array sys-tem of BJUT, and further explained the characteristics and contents of array system control. It’s of some referential value for the technological development of shaking table array experiment. Keywords Shaking Table Array, Function Debugging, System Control 地震模拟振动台九子台阵系统的安装与调试 王巨科,高春华,张硕玉 北京工业大学,工程抗震与结构诊治北京市重点实验室,北京 收稿日期:2015年12月20日;录用日期:2016年1月10日;发布日期:2016年1月14日

高层建筑抗震性能模拟地震振动台试验

一、竞赛目的 通过比赛,加强华东地区工科院校土建类专业之间的相互交流,促进学生创新能力和专业技术水平的提高,营造培养卓越工程人才的良好氛围。 本次比赛突出设计理念、结构概念、结构体系创新,采用先进设备实施加载试验,希望能从理论创新引领实际工程发展的角度,加强理论与实际的有机结合,注重对设计构思与实施结果一致性的考察。 二、竞赛题目 高层建筑抗震性能模拟地震振动台试验 三、竞赛内容 1、结构方案概念设计及方案优选; 2、结构分析与制作详图设计; 3、结构模型制作; 4、结构模型模拟地震振动台试验。 四、竞赛细则 (一)材料及制作工具 1、材料 主体材料:有机玻璃板,额定厚度:1mm、2mm,弹性模量2.6?103MPa,强度40MPa,比重1.2。 辅助材料:镀锌铁丝,规格22号,直径0.71mm,材质:Q235。 胶接材料:氯仿、502胶(辅助安装质量块用,安装质量块时在实验室现场领取)。 标识材料:红、黄、蓝、黑彩色不干胶纸各一张,规格100?40。 【注1】材料由组委会提供,不允许使用任何其他材料。

【注2】材料参数仅供参考,有机玻璃板厚度、镀锌铁丝的直径可能 有较大的误差,以实测结果为准。 2、制作工具 钩刀、美工刀、电吹风、0#水砂纸、锉刀、直尺、图板、小毛笔、滴管注射器。 (二)模型设计要求 1、底座 虚线内为模型可使用范围,Φ1=8为柱脚安装孔,Φ2=5为底板安装孔 底座平面示意图 模型需可靠连接于底座上,然后固定于地震模拟振动台台面上。底座为有机玻璃板,尺寸250×250×6mm,外围25mm范围不得有任何构件。底座内部200 200范围8个直径8mm的圆孔,可用于固定构件(上部模型如不能利用这8个孔,可采用其它任一有效方式将上部模型固定于底板上);外围12个直径5mm的孔用于将底座固定于地震模拟振动台台面上。底座平面示意见上图,底座上不得另行钻孔。

浅析高墩大跨连续刚构桥施工技术

浅析高墩大跨连续刚构桥施工技术 发表时间:2018-08-23T13:41:08.753Z 来源:《建筑学研究前沿》2018年第10期作者:黄镇平 [导读] 预应力混凝土连续连续刚构桥是近几十年来新兴起的一种桥梁型式。 广东省南粤交通投资建设有限公司广东广州 510000 摘要:预应力混凝土连续刚构桥具有经济美观、跨越能力强、施工简便快捷的优势,在大跨度桥梁中具有广泛的应用。本文以广东省龙怀高速大埠河大桥预应力混凝土高墩大跨连续刚构桥为工程实例,浅析了高墩大跨连续刚构桥主墩和主梁的施工技术。 关键词:桥梁工程;高墩大跨;连续刚构桥;施工技术 引言 预应力混凝土连续连续刚构桥是近几十年来新兴起的一种桥梁型式,其具有经济美观、跨越能力强、施工简便快捷等优点[1],使之成为预应力混凝土大跨度梁式桥的主要桥型之一。 我国于上世纪80年代引进预应力混凝土连续刚构桥型,在高墩修建过程中,随着翻模施工、滑模施工等施工技术的发展,使得高墩尤其是超高墩的修建成为可能。随着我国“西部大开发”、“一带一路”以及“亚洲基础设施投资银行”等国家重大战略的相继实施,新一轮的交通基础设施建设热潮已经开始,高墩大跨连续刚构桥也迎来新的建设高峰。 1 工程概况 大埠河大桥位于汕头至昆明高速公路龙川至怀集段上,地处广东省连平县元善镇境内。大桥主桥为跨径82+150+82m的连续刚构桥,桥梁总体布置图如图1所示,主桥采用预应力混凝土箱梁形式,上下行分幅布置,箱梁顶板宽12.5m、底板宽6.2m。 图1大埠河大桥桥型布置图(单位:cm) 该桥设置三向预应力钢束,纵向预应力钢束:顶板束为15-25的高强预应力钢绞线、腹板束为腹板束为15-22、中跨合拢束为15-22高强预应力钢绞线、边跨束为15-17高强预应力钢绞线;横向预应力钢束:箱梁桥面板横向预应力采用15-2高强预应力钢绞线,纵向布置间距1.0m,单端交错整体张拉,管道成孔采用扁形塑料波纹管,固定端采用P 型锚具。竖向预应力钢束:采用15-3高强预应力钢绞线。横断面每道腹板内布2根,锚垫板下设置螺旋筋,管道成孔采用内径50mm的塑料波纹管。 主墩采用箱型墩,平面尺寸为5.0×6.2m(横桥向×顺桥向),壁厚1m,墩底8m、墩顶3m范围内为实心墩,1/2 墩高位置,设置1m高隔板。墩高67.35m至71.98m不等。 2 主梁施工技术 连续刚构桥主梁的施工主要有以下几种方法:悬臂施工法、支架现浇法、顶推法、缆索吊装法、旋转施工法、大型浮吊法及移动模架法等[2]。高墩大跨连续刚构桥由于其主墩较高,地形条件复杂,施工环境较差,采用对场地要求比较小的悬臂施工法进行施工。 悬臂浇筑法又称为无支架平衡伸臂法或挂篮法,它是以已经完成的墩顶节段(0#块)为起点,通过挂篮的前移对称的向两侧跨中逐段浇筑混凝土,并施加预应力的悬出循环作业法,我国已经建成的多数大跨混凝土桥梁大多采用此种方法。主要程序为移动挂篮位置、绑扎钢筋及预应力管道、浇筑混凝土、张拉预应力、移动挂篮,循环依次进行,直到达到最大悬臂块段,悬臂浇筑流程图如下图2所示。 图2悬臂浇筑施工工艺流程 3 主墩施工技术 3.1 主要施工技术概述 高墩大跨连续刚构桥主墩通常采用双薄壁墩、单薄壁空心墩及上部为双薄壁、下部为单薄壁空心墩的组合式桥墩形式[3-4],一般采用滑模、爬模、翻模三种方式进行施工[5]。 3.1.1 翻模施工 翻模施工墩身模板采用组合型大型钢模板,每个墩柱使用3套钢模板,每套模板高度为2.5m,一次翻模浇筑高度为4.5m。当浇注完混凝土达到拆模强度时后,拆除底下两层模板,上层一节模板不动,作为下一节墩柱模板的持力点,拆除的模板用钢丝绳或手拉葫芦直接吊在上层模板上,清除掉板面上的混凝土、涂刷脱模剂。当钢筋绑扎完毕后,用塔吊将模板安放到位,进入下道工序,以上是翻模施工的一

XJ-Z50小型地震模拟振动台

XJ-Z50小型地震模拟振动台 南京工业大学土木工程学院实验教学中心研制

XJ-Z50小型地震模拟振动台 1、概述 振动实验台有液压式、机械式和电磁式等几种,振动台在结构抗震、自振频率测量、结构振动分析中是不可缺少的设备,振动台设备的成本与台面的尺寸、性能和相应的配套设备有关,一般要几十万到上百万以上的资金才能建成。那么对于众多理工科院校和新建院校承担如此高的资金有一定的难度。我们推出的“XJ-Z50小型地震模拟振动台”是为理工科院校专门设计的,该系统具备了振动台的所有实验内容,费用相应要低得多,适合作为教学使用,使学生能通过实验来学习、认识和掌握在振动上要完成的实验方法,为将来参与实际大、中振动台建设打下基础。 该系统除用于教学外,还可用于小型仪器(如:精密电子仪器、手持设备、计算机硬盘驱动器、传感器、MEMS 传感器和其它设备等)的振动考核试验。只要配备一只标准加速度计(如B&K 公司的加速度计),就可用该系统对其它传感器的灵敏度和频响曲线进行标定,传感器标定在工程试验中是必不可少的。 2、系统组成 该系统由振动台台面系统、电磁式激振器、功率放大器、振动台控制传感器、振动台控制仪(含数据采集、程控信号源)、计算机和控制软件组成。

3、实验内容 3.1 地震模拟、人工模拟地震波再现、地震反应谱测试;3.2 白噪声激励与结构振型测试; 3.3等幅值正弦扫频控制与结构振型测试; 3.5 随机波实验模拟; 3.6 加速度传感器和速度传感器灵敏度、频响曲线标定测试(选配); 4、技术指标和型号振动台控制机柜 4.1 振动台和功率放大器: 台面尺寸:516x360x20mm 台体材料:铝合金 台面自重:11kg 激振力:500N 频率范围:0-2000Hz 总重量:75kg 最大位移: 10mm 最大加速度:±5g

高墩大跨径连续刚构桥

特高墩大跨径连续刚构桥 施工监控软件操作手册 特高墩大跨径连续刚构桥研究课题组 2004年5月

施工监控使用说明 一、监控内容和方法 施工监控包括挠度监控和应力监控两部分。 1、挠度监控利用现场测量数据识别系统状态,提前预报 悬浇过程中的变形,通过调整立模高度,克 服或减少施工中不确定因素影响,使成桥达 到设计形态。 2、应力监控通过大梁根部埋设的应力传感器监测根部应 力,判断根部索力,避免卡索、断索或张拉力 不均,保证每根(对)索预应力都达到设计状 态。 二、程序安装 开始——设置——控制面板——安装/删除程序——安装 具体按照提示逐步完成。 三、数据结构 程序中使用的数据集中存放在Bridge 子目录中。名称编 排如下:

每个梁系(桥墩)有五个文件。记录结构、计划、仪表、测量和预报数据。前四个要预先输入,预报数据自动建立。分述如下。 1、结构(受力)数据(Construct.txt )文件由五个表组成。各 表项的含义见以下图表: a、桥墩数据表 b、桥梁数据表

c、一类顶板索 d、二类顶板索 说明:无某类索时,其Frop=0。Soktpst.txt 表中( x,y) 也取零。 e、腹板索

附图: 2、索孔与传感器位置(soktpst.txt)

3、施工计划表(workproj.txt) 间。即ts

振动台试验终极版

一、前言 模拟地震振动台可以很好地再现地震过程和进行人工地震波的试验,它是在试验室中研究结构地震反应和破坏机理的最直接方法,这种设备还可用于研究结构动力特性、设备抗震性能以及检验结构抗震措施等内容。另外它在原子能反应堆、海洋结构工程、水工结构、桥梁工程等方面也都发挥了重要的作用,而且其应用的领域仍在不断地扩大。模拟地震振动台试验方法是目前抗震研究中的重要手段之一。 20世纪70年代以来,为进行结构的地震模拟试验,国内外先后建立起了一些大型的模拟地震振动台。模拟地震振动台与先进的测试仪器及数据采集分析系统配合,使结构动力试验的水平得到了很大的发展与提高,并极大地促进了结构抗震研究的发展。 二、常用振动台及特点 振动台可产生交变的位移,其频率与振幅均可在一定范围内调节。振动台是传递运动的激振设备。振动台一般包括振动台台体、监控系统和辅助设备等。常见的振动台分为三类,每类特点如下: 1、机械式振动台。所使用的频率范围为1~100Hz,最大振幅±20mm,最大推力100kN,价格比较便宜,振动波形为正弦,操作程序简单。 2、电磁式振动台。使用的频率范围较宽,从直流到近10000Hz,最大振幅±50mm,最大 推力200kN,几乎能对全部功能进行高精度控制,振动波形为正弦、三角、矩形、随机,只有极低的失真和噪声,尺寸相对较大。 3、电液式振动台。使用的频率范围为直流到近2000Hz,最大振幅±500mm,最大推力 6000kN,振动波形为正弦、三角、矩形、随机,可做大冲程试验,与输出力(功率)相比,尺寸相对较小。 4、电动式振动台。是目前使用最广泛的一种振动设备。它的频率范围宽,小型振动台频率 范围为0~10kHz,大型振动台频率范围为0~2kHz,动态范围宽,易于实现自动或手动控制;加速度波形良好,适合产生随机波;可得到很大的加速度。原理:是根据电磁感应原理设置的,当通电导体处的恒定磁场中将受到力的作用,半导体中通以交变电流时将产生振动。振动台的驱动线圈正式处在一个高磁感应强度的空隙中,当需要的振动信号从信号发生器或振动控制仪产生并经功率放大器放大后通到驱动线圈上,这时振动台就会产生需要的振动波形。组成部分:基本上由驱动线圈及运动部件、运动部件悬挂及导向装置、励磁及消磁单元、台体及支承装置。 三、组成及工作原理 地震模拟振动台的组成和工作原理 1.振动台台体结构 振动台台面是有一定尺寸的平板结构,其尺寸的规模由结构模型的最大尺寸来决定。台体自重和台身结构是与承载试件的重量及使用频率范围有关。一般振动台都采用钢结构,控制方便、经济而又能满足频率范围要求,模型重量和台身重量之比以不大于2为宜。振动台必须安装在质量很大的基础上,基础的重量一般为可动部分重量或激振力的10~20倍以上,这样可以改善系统的高频特性,并可以减小对周围建筑和其他设备的影响。 2.液压驱动和动力系统

大跨度连续刚构桥的研究和发展

大跨度连续刚构桥的研究和发展 (所属杂志:此文章来自原稿)发布时间:2008-07-16 已阅读:1290 张伟,胡守增,韩红春,张勇 (西南交通大学土木工程学院桥梁系,四川成都610031) 摘要:介绍大跨度连续刚构桥的桥型特点,分析了连续刚构桥的结构受力特点,以及应用和发展现状,并以武汉军山长江公路大桥为例对其进行探讨;同时介绍了对连续刚构桥设计,施工控制等方面的创新方面的内容。 关键词:大跨径;连续刚构桥;桥型特点;受力特点 中图分类号:U448.23 文献标识码:A 就当代技术水平而言,大跨度、特大跨度桥梁无论是在设计理论、施工方法、建桥材料等方面都存在自身固有的特点和困难,这些问题解决的合理程度,不仅直接影响着大跨度桥梁的发展,制约着大跨度桥梁建设的经济效益,而且影响着交通事业的发展以及人类征服自然的历史进程。 在大跨径桥型方案比选中,连续梁桥型仍具有很强的竞争力。连续梁桥型在结构体系上通常可分为连续梁桥、连续刚构桥和刚构—连续组合梁桥。后者是前两者的结合,通常是在一联连续梁的中部一孔或数孔采用墩梁固结的刚构,边部数孔解除墩梁固结代之以设置支座的连续结构。 连续刚构是将连续梁的桥墩与梁部固结,以减小支座处的负弯矩和增

强结构的整体性。由于墩属小偏压构件,故与连续梁的桥墩相比配筋并不增加很多,而梁体受力则更为合理,因而在同等条件下连续刚构要比连续梁更为经济。此外,墩梁固结也在一定程度上克服了大吨位支座设计与制造的困难,也省去了连续梁施工过程中墩梁临时固结、合拢后再行调整的这一施工环节。 1连续刚构桥的结构受力特点、应用及现状 1.1 结构受力特点 连续刚构桥由于墩身与主梁形成刚架承受上部结构的荷载,一方面主梁受力合理,另一方面墩身在结构上充分发挥了潜能,因此该桥型在我国得到迅速的应用和发展:具有一个主孔的单孔跨径已达 270m,具有多个主孔的单孔跨径也达250m,最大联长达1060m。随着新材料的开发和应用、设计和施工技术的进步,具有一个主孔的单孔跨径有望突破300m的潜力。而对于多跨一联的连续刚构是不是也能在联长上有更大的发展呢?众所周知,墩身内力与其顺桥向抗推刚度和距主梁顺桥向水平位移变形零点的距离密切相关。抗推刚度小的薄壁式墩身能有效地降低其内力,但随着联长的加大,墩身距主梁顺桥向水平位移变形零点的距离亦将加大,在温度、混凝土收缩徐变等荷载的作用下,墩顶与主梁一道产生很大的顺桥向水平和转角位移,墩身剪力和弯矩将迅速增大,同时产生不可忽视的附加弯矩,致使刚构方案无法成立。在结构上将墩身与主梁的团结约束解除而代之以顺桥向水平和转角位移自由的支座,这样就变成刚构—连续组合梁的结构形式。于是边主墩墩身强度问题得以解决,且在一定条件下联长可相对延长。可见,刚构—连续组合梁是连续梁和连续刚构的组合,它兼顾了两者的优点而扬弃各自的缺点,在结构受力、使用功能和适应环境等方面均具

高墩大跨连续刚构桥施工技术研究报告之二

超高薄壁空心墩外翻内爬模施工技术 1前言 根据对典型高墩大跨连续刚构桥施工稳定性的研究指出,结构的稳定性计算表明,试验模型实测的失稳临界荷载总是大大低于理论的计算值,这是由于结构不可避免地存在一些几何偏差和缺陷,而几何缺陷对临界荷载的影响很大。本项目具有138m 高墩、主跨为160m为一典型的高墩大跨连续刚构,理论分析表明,“T”构在最大悬臂状态下(73m长)时,9#(138m墩高)和8#(130m墩高)墩的稳定特征值较小,稳定安全储备不大,如果高墩的墩身由于施工的原因而出现了偏斜、弯曲等几何缺陷,将会使结构的稳定性大大下降,甚至产生整体失稳的严重后果。在施工中只有严格控制墩身的垂直度,才能使结构的稳定得到根本的保证。 葫芦河特大桥位于陕西黄土沟壑地区,由于工程的特殊地理位置,日照温差较大,而且主墩均为薄壁空心墩,受日照温差影响后,墩身不可避免将出现位移。根据计算,日照温差致使混凝土箱形空心墩身发生弯曲变形,使墩顶发生较大位移,138m的高墩位移甚至可达到3cm±。温度变化对超高墩混凝土结构的受力与变形影响很大,并随温度的改变而改变。在不同时刻对结构状态进行量测,其结果是不一样的,如果在施工控制中忽略了该项因素,就必然难以得到结构的真实状态数据(与控制理想状态比较),从而也难以保证控制的有效性。因此,在施工控制中必须考虑日照温差对结构的位移影响。 2工程概况 葫芦特大桥是黄陵至延安段高速公路上的一座特大型连续刚构梁桥,位于中国西部黄土高坡陕西黄陵县境内,桥梁全长1468m,主桥为90m+3×160m+90m共660m五跨曲线连续刚构桥,上、下行分离。主梁为三向预应力连续箱梁结构。主桥桥墩采用双薄壁空心墩,单幅由两个4.0m×6.5m薄壁空心墩组成,其中9#墩最高,达138m 高。7#和10#墩壁厚0.5m,8#、9#墩壁厚横桥向0.7m,顺桥向1.2m。主桥桥墩7#、8#、9#、10#高度分别为80m、138m、130m、58m。7#墩单幅从基顶起40m高,8#墩单幅从基顶起44m、86m高,9#墩单幅从基顶起46m、92m高设高度为1m的横撑,将两个薄壁空心墩联接成一体。葫芦河特大桥主桥立面图见图2-1所示,箱梁墩顶和跨中断面图

振动台模型试验

01 建筑结构的整体模型模拟地震振动台试验研究,从模型的设计制作、确定试验方案、进行试验前的准备工作、到最后实施试验和对试验报告数据进行处理,整个过程历时较长、环节较多。显然,预先了解和把握振动台试验的总体过程,做到有目的、有计划、有方法,才能较顺利地完成该项工作。介绍将会按照以下顺序依此进行: 1 模型制作 2 试验方案 3 试验前的准备 4 实施试验 5 试验报告 6 试验备份 02 1 模型制作 振动台试验模型的制作,在获得足够的原型结构资料后,至少需要把握这样几个关键环节: (1)依据试验目的,选用试验材料; (2)熟读图纸,确定相似关系; (3)进行模型刚性底座的设计; (4)根据模型选用材料性能,计算模型相应的构件配筋; (5)绘制模型施工图; (6)进行模型的施工。 对上述各条的设计原则以及注意事项等,分述如下。 1.1 选用模型材料 模型试验首先应明确试验目的,然后根据原型结构特点选择模型的类型以及使用材料。比如,试验是为了验证新型结构设计方法和参数的正确性时,研究范围只局限在结构的弹性阶段,则可采用弹性模型。弹性模型的制作材料不必与原型结构材料完全相似,只需在满足结构刚度分布和质量分布相似的基础上,保证模型材料在试验过程中具有完全的弹性性质,有时用有机玻璃制作的高层或超高层模型就属于这一类。另一方面,如果试验的目的是探讨原型结构在不同水准地震作用下结构的抗震性能时,通常要采用强度模型。强度模型的准确与否取决于模型与原型材料在整个弹塑性性能方面的相似程度,微粒混凝土整体结构模型通常属于这一类。以上分析也显现了模型相似设计的重要性。 在强度模型中,对钢筋混凝土部分的模拟多由微粒混凝土、镀锌铁丝和镀锌丝网制成,其物理特性主要由微粒混凝土来决定,有时也采用细石混凝土直接模拟原型混凝土材料,水泥砂浆模型主要是用来模拟钢筋混凝土板壳等薄壁结构,石膏砂浆制作的模型,它的主要优点是固化快,但力学性能受湿度影响较大;模拟钢结构的材料可采用铜材、白铁皮,有时也直接利用钢材。总之,模型材料的选用要综合就近取材及经费等因素,同时要注意强度、弹性模量的换算等。 1.2 模型相似设计 把握大型模型振动台试验,最关键的是正确的确定模型结构与原型结构之间的相似关系。目前常用的相似关系确定方法有方程分析法和量纲分析法两种,它们之间的区别是显而易见的:当待求问题的函数方程式为已知时,各相似常数之间满足的相似条件可由方程式分析得出;量纲分析法的原理是著名的相似定理:相似物理现象的π数相等;个物理参数、个基本量纲可确定()个nkkn[$#8722]π数。当待考察问题的规律尚未完全掌握、没有明确的函数关系式时,多用到这种方法。高层建筑结构模拟地震振动台试验研究中包含诸多的物理量,各物理量之间无法写出明确的函数关系,故多采用量纲分析法。 量纲分析法从理论上来说,先要确定相似条件(π数),然后由可控相似常数,推导其余的相似常数,完成相似设计。在实际设计中,由于π数的取法有着一定的任意性,而且当参与物理过程的物理量较多时,可组成的数也很多,将线性方程组全部计算出来比较麻烦;另一方面,若要全部满足与这些π数相应的相

(完整版)高墩大跨连续刚构桥施工技术研究报告之三

超高墩大跨预应力混凝土 连续刚构悬灌线型控制技术 1 前言 A A 1. 1 背景 系统地实施桥梁施工控制的历史并不长。最早较系统地把工程控制理论应用到桥梁施工管理中的是日本。我国在现代桥梁施工控制技术方面的研究相对较晚,然而其发展较迅速。80 年代后期,对斜拉桥施工监控技术进行了全面研究,已初步形成系统。 但对于高墩大跨连续刚构桥的线型控制而言,由于其墩高、跨大的特点,高墩的日照温差空间扭曲、日照温差对大悬臂箱梁空间扭曲等方面对主结构线型控制影响的复杂问题没有现成的技术资料可以遵循,有待探索、研究。此外,在线型控制实施后改变合拢顺序 及在边跨“ T”构上进行不平衡悬浇施工对于线型控制的影响也缺乏现成的技术资料可以 采用,必须进行探索、研究 1. 2 工程概况 葫芦河特大桥是西部大通道包(头)北(海)线陕西境黄陵至延安段高速公路上的一座特大型桥梁,桥梁全长1468m。主桥为90m+3X160m+90m预应力混凝土连续刚构箱梁桥。 主桥下部结构为双薄壁空心墩,钻孔灌注桩基础。上部由上下行的两个单箱单室箱形断面组成,箱梁根部高9.0m,跨中梁高3.5m,梁高按二次抛物线变化,采用纵、横、竖向三向预应力体系。箱梁顶板厚度为0. 28m,底板厚度由跨中0.30m按二次抛物线变 化至根部1.1m,箱梁顶板宽12.0m,底板宽6.5m,腹板厚度分别为0.4m、0. 6m,桥墩范围内箱梁顶板厚0.5m,底板厚1.3m,腹板厚0. 8m,除桥墩顶部箱梁内设4道横隔板外,其余均不设横隔板。主桥两幅连续刚构箱梁均采用挂篮悬臂浇筑法施工,各单“T”箱梁除0#块外,分20对梁段,即6X 3. 0+6X 3.5+4X 4. 0+4X 4.5m进行对称悬臂浇筑,0#块长12.0m,合拢段长2.0m。原设计合拢顺序为边跨一次边跨一中跨,由于边墩6#及11#墩均较高,施工难度很大,在主桥悬灌施工至10-13#节段时,确定在边孔采用对称配 重方式利用既有挂篮悬臂浇筑不平衡段21#段,长度为4.5m,将边孔现浇段8.9m缩短为5. 2m,边孔合拢段长改为1.2m,主桥合拢顺序改为为中跨—次边跨—边跨。 箱梁平面位于R=2500m 的曲线及直线上,竖向位于R=20000m 的竖曲线上,桥梁横

高墩大跨连续刚构桥线形控制实用方法

王艳:高墩大跨连续刚构桥线形控制实用方法 高墩大跨连续刚构桥线形控制实用方法 王艳 (甘肃省交通规划勘察设计院有限责任公司,兰州730030) 【摘要】桥梁施工控制是确保桥梁施工宏观质量的关键。衡量一座桥梁的施工宏观质量标准就是其成桥状态的线形以及受力情况符合设计要求。本文提出了基于桥梁博士作为结构分析软件的实用标高计算公式,总结出影响结构变形的主要因素并作适当误差分析,对高墩大跨连续刚构桥的施工监控具有一定的指导作用。 【关键词】高墩大跨连续刚构桥;控制;标高;误差调整 【中图分类号】TU375【文献标识码】B【文章编号】1001-6864(2012)11-0079-03 随着交通事业发展的需要,大量的公路需要建 设,这其中必然产生大量的大跨度桥梁。大跨度桥梁 作为一个系统工程,不仅设计的难度大,受各种因素 的影响,施工期间的风险也是不可预见的,很难实现 结构的实际状态与结构理想状态一致,甚至会出现难 以接受的事故,给社会造成经济和人员损失。为了确 保桥梁施工期间结构的状态与理想状态的误差在可 控范围内,避免不可预见的悲剧发生,需对桥梁施工 阶段的变形、应力进行监控并适时调整可能出现的误 差,以实现桥梁的顺利竣工。 1线形控制 大跨径连续刚构桥悬臂浇筑施工中挠度控制至 关重要,而施工挠度受梁体自重、预应力、混凝土徐 变、施工荷载、温度等诸多因素影响,精确计算施工挠 度是非常困难的。目前梁桥结构分析计算通常采用 平面杆系程序(如桥梁博士),该类分析软件用于连续 梁、连续刚构桥整体计算无疑是一种简单而有效的方 法。以桥梁博士作为结构分析软件对连续刚构桥的 施工过程进行模拟,各梁段立模高程主要按下式确定: H 1=H +f 1 +f 2 +f 3 +f 4 +f 5 -f 6 +T(q)(1) 式中,H 1为待浇箱梁段前端顶面立模标高;H 为 待浇箱梁段前端顶面设计标高;f 1 为考虑经历10年收 缩徐变,由永久作用,可变作用产生的累计效应值;f 2 为桥墩变形的修正值;f 3 为挂篮弹性变形对该施工段 的影响值;f 4为节段自重产生的挠度影响值;f 5 为附加 预拱度(由经验确定);f 6 为节段预应力影响值;T(q)为前一节段标高误差调整值;T为误差调整函数。 箱梁阶段施工需进行立模、混凝土浇筑前后、钢筋张拉前后的标高测量,测量应选择在一天之中温度比较稳定的时刻进行,以日出前为宜。各阶段的标高计算应根据立模标高进行推算,张拉后的目标标高可以用下式进行计算: H=H 1-f 2 -f 3 -f 4 +f 6 -T(q)(2) 式中,H为节段张拉后前端顶面标高目标值(没考 虑节段混凝土收缩徐变短期效应及温度变化影响)。 在施工过程中,采用高程跟踪测量管理,应用高 程逼近法来控制各段的标高,并结合设计部门提供的 理论数据及以往修建大桥积累的经验,比较恰当地控 制最后合拢时两侧梁体相对高差及成桥后的标高。为 了最大限度的减小合龙高差和使成桥后的标高与理 想线形逼近,就必须对引起标高误差的因素进行分析。 2误差分析 误差被认为是实测变形与理论变形的差值,受理 论计算、施工技术、温度及混凝土物理力学性能参数 等因素的影响,确定误差大小及其产生原因是施工监 控的难点,下面将影响结构变形的一些主要误差、误 差的严重程度以及解决方法分析如下。 (1)理论计算误差。仿真分析是施工监控的必 备手段,通过施工阶段的正装、倒装分析能够获得各 种工况下的理想状态。施工挠度的计算与荷载P、结构 刚度EI直接相关,如何考虑混凝土的物理力学性能参 数、长索预应力效应、及温度场的模拟问题等均会使 计算产生误差,同时还应考虑环境等外部因素的影响。 通过合理选取仿真模型物理、几何、环境参数可 使理论计算误差减小到能接受的范围,并适时根据施 工条件变化进行参数修正,并把参数的影响结果作为 修正值对结构下一阶段的状态进行调整。 (2)施工误差。受施工技术、管理水平的限制, 施工过程中结构变形会产生偏离理论变形的误差,导 致误差的原因包括结构尺寸偏差、临时荷载影响、挂 篮及模板定位及变形误差、预应力钢束张拉等方面。 结构尺寸偏差直接影响结构的刚度和自重,进而 影响结构的变形;临时荷载包括施工垃圾、临时设备、 材料等,因在结构上作用的时间较短,会对结构某一 个或几个阶段的结构变形产生影响,可将其影响的结 果算出,作为修正值在现场对结构的状态进行调整。 对于宽桥时,挂蓝的横向变形可能引起较大的误 97

相关主题
相关文档 最新文档