工字型梁

工字型梁（精选六篇）

工字型梁 篇1

焊接温度场的分布问题一直是国内外焊接研究者们关注的热点问题, 近年来有限元数值分析方法广泛地应用于焊接的诸多领域。焊接的热传导、焊接结构的应力及应变场分布、焊接的断裂、焊接结构的缺陷分析等焊接相关领域[1,2,3,4]。在生活中, 工字梁广泛应用于工程建筑领域, 其焊接的质量直接关系到人们的生命安全[5,6]。在焊接过程中, 焊接温度场的分布是影响焊接结构安全性的重要因素[7]。因此, 利用有限元的分析方法来确定工字梁焊接过程中的温度场分布具有重要的理论和实际意义。目前, 国内外对平板对接和管道环焊缝对接的数值模拟较多[8,9,10], 但至今未发现对工字梁焊接温度场的相关研究。本文对工字梁焊接温度场随时间的变化过程进行了有限元分析, 获得对实际生产具有重要指导意义的数据与工艺参数。

1 几何模型

几何模型的形状由焊件的形状、尺寸大小决定, 接头试件的尺寸:翼板为160 mm×150 mm×10 mm, 腹板为160 mm×130 mm×10mm, 不开坡口, 几何模型如图1所示。

2 热源模型

依据文献[9]本文采用软件自带的焊接热源模型即Goldark双椭球体的热源模型, 模型图如图2所示。其中前半部分椭球热源表达式为

而后半部分椭球热源表达式为

式中:f1与f2分别为热流密度的分布函数, 其中f1+f2=2;Q为输入热源功率;v为焊速;a1、a2、b、c则为定义椭圆形状的参数。

3 模拟结果与分析

3.1 焊接温度场的分布

本文在焊接模拟过程中定义了四道焊缝焊, 焊接顺序如图3所示。图4为焊接过程中第64 s、86 s温度场分布与理论中点热源稳态温度场分布[11]的对比图。由图可见, 焊接过程中温度场类似于半椭球型, 热源中心温度很高, 前部等温线很密集, 温度梯度较大, 而后部等温线比较稀疏, 温度梯度较小。从图中也可清晰地看到焊接过程中温度场的动态变化状况, 且温度场分布图与理论中点热源的温度场稳态图的形状一致, 只是随着时间的推移温度场的位置有所移动, 即焊接过程持续一段时间后, 会形成稳定的温度场, 焊件上各点的温度虽然随时间变化, 但温度场的形状基本不变。

3.2 不同位置节点温度随时间的变化规律

拾取的节点位置由图5所示, 图6为焊缝区及腹板区节点温度随时间变化的曲线图。由A曲线所示, 热源到达1649节点位置时温度急剧升高, 并迅速达到金属的熔点, 随着热源的移动, 温度逐渐降低, 由于热源的持续移动, 对1649节点而言, 仍然提供持续的热量, 使其冷却的速度明显低于升温的速度。当第2道焊开始一段时间后, 由于该节点在此焊道的背侧, 因此仍对1649节点的温度有重要的影响, 其温度继续保持由高到低的变化规律。同理B曲线也展示出类似的变化规律。图7 (b) 为腹板区节点随温度变化的曲线图, 从A到F节点随着距离焊道的距离依次增加, 近焊道区A、B、C、D节点的曲线都表现出两次升温和降温且总体温度升高的规律, 这与焊接的先后顺序有关, 该类节点都接近于第1和2焊道。远离焊道的E和F由于距离焊道较远, 对点热源的移动不敏感而仅表现为温度缓慢升高的趋势。另外, 从图7 (b) 中也不难发现, 随着到焊道距离的增加, 各节点温度呈总体下降的趋势。

4 结论

1) 工字梁焊接温度场具有准稳态的特征, 焊接过程中, 不同时刻热循环曲线的形状都大致相同, 并遵循相同的热循环规律。

2) 近焊道点表现出两次升温和降温且总体温度升高的规律, 而远焊道点, 对点热源的移动不敏感仅表现为温度缓慢升高的趋势。随着到焊缝距离的增加, 各节点温度呈总体下降的趋势。

参考文献

[1]冯超, 韩俊杰, 张红伟.基于Marc和遗传算法的焊接工艺参数优化[J].北京交通大学学报, 2012, 36 (4) :149-152.

[2]高耀东, 何雪.基于ANSYS单元生死技术的焊接模拟[J].热加工工艺, 2010, 39 (7) :120-126.

工字型梁 篇2

一、序言....................................................................................................3

二、夹具设计任务..........................................................…………………4

1、焊接产品 “钢梁组件”的产品图..........................……………4

2、焊接产品“钢梁组件”的重点技术要求分析............................4

三、“钢梁组件”装焊夹具设计方案的确定.................................……...5

1、夹具设计要求..................................................................................5

2、基准面的选择............................................................................….5

3、定位方式及元器件选择...............................................…………..5

4、夹紧方式及元器件选择..................................................................6

5、装焊夹具结构.......................................................………………..7

6、装焊方案...........................................................…………………...7

四、主要零件设计的说明................................................…………………7

1、夹具体...............................................................................................7

2、手动螺旋夹紧器................................................................................7

3、挡板....................................................................................................8

4、反变形装置........................................................................................8

5、垫板....................................................................................................8

6、销钉....................................................................................................8

7、螺栓....................................................................................................8

五、装焊夹具使用说明..................................................................................8

1、夹具的操作步骤..............................................................................8

2、夹具的结构特点...............................................................................8

3、夹具使用注意事项、保养及维护...................................................9

七、本次课程设计小结、体会.......................................................................9

八、参考资料...................................................................................................9

一、序言

1、焊接工装夹具及其在生产中的运用：

焊接工装夹具就是将焊件准确定位和可靠夹紧，便于焊件进行装配和焊接、保证焊件结构精度方面要求的工艺装备。在现代焊接生产中积极推广和使用与产品结构相适应的工装夹具，对提高产品质量，减轻工人的劳动强度，加速焊接生产实现机械化、自动化进程等方面起着非常重要的作用。

在焊接生产过程中，焊接所需要的工时较少，而约占全部加工工时的2/3以上的时间是用于备料、装配及其他辅助的工作，极大的影响着焊接的生产速度。为此，必须大力推广使用机械化和自动化程度较高的装配焊接工艺装备。

2、焊接工装夹具的主要作用有以下几个方面：

（1）准确、可靠的定位和夹紧，可以减轻甚至取消下料和划线工作。减小制品的尺寸偏差，提高了零件的精度和可换性。

（2）有效的防止和减轻了焊接变形。

（3）使工件处于最佳的施焊部位，焊缝的成型性良好，工艺缺陷明显降低，焊接速度得以提高。

（4）以机械装置代替了手工装配零件部位时的定位、夹紧及工件翻转等繁重的工作，改善了工人的劳动条件。

（5）可以扩大先进的工艺方法的使用范围，促进焊接结构的生产机械化和自动化的综合发展。

3、夹具设计的基本要求：

（1）、工装夹具应具备足够的强度和刚度。夹具在生产中投入使用时要承受多种力度的作用，所以工装夹具应具备足够的强度和刚度。

（2）、夹紧的可靠性。夹紧时不能破坏工件的定位位置和保证产品形状、尺寸符合图样要求。既不能允许工件松动滑移，又不使工件的拘束度过大而产生较大的拘束应力。

（3）、焊接操作的灵活性。使用夹具生产应保证足够的装焊空间，使操作人员有良好的视野和操作环境，使焊接生产的全过程处于稳定的工作状态（4）、便于焊件的装卸。操作时应考虑制品在装配定位焊或焊接后能顺利的从夹具中取出，还要制品在翻转或吊运使不受损害。（5）、良好的工艺性。所设计的夹具应便于制造、安装和操作，便于检验、维修和更换易损零件。设计时还要考虑车间现有的夹紧动力源、吊装能力及安装场地等因素，降低夹具制造成本。

二、夹具设计任务

1、焊接产品‘钢梁组件”的产品图：

钢梁组件由大、小肋板和筋板构成，材料选用45钢，大腹板宽300mm，小腹板宽180mm，总长均为1500mm，厚度均为4mm；筋板宽112mm，总长1500mm，厚度为8mm。

工件焊接方法选用焊条电弧焊，采用间断焊接，主要焊接工件受反变形装置固定部分。

2、焊接产品“钢梁组件”的重点技术要求分析：（1）序

1、序3两块肋板和序2筋板的垂直度要求（2）公差要求：自由公差

（3）序

1、序

2、序3焊接而成，焊接要求：

①焊接过程中对两块主板进行反变形控制，焊后A面最大变形量小于2mm,； ②注意结构的合理性，装配方案的可行性； ③装配过程要尽量方便易行； ④装配成本应尽可能低。

三、“钢梁组件”装焊夹具设计方案的确定

1、在设计夹具体时应满足以下基本要求： ① 具有足够的强度和刚度。

② 结构简单、轻便，在保证强度和刚度前提下结构尽可能简单紧凑，体积小、质量轻和便于工件装卸。③ 安装稳定牢靠。

④ 结构的工艺性好，便于制造、装配和检验 ⑤ 尺寸要稳定且具有一定精度。⑥ 清理方便。

2、基准面的选择：

夹具体是夹具的基本件，它既要把夹具的各种元件、机构、装置连接成一个整体，而且还要考虑工件装卸的方便。因此，夹具体的形状和尺寸主要取决于夹具各组成件的分布位置，工件的外形轮廓尺寸以及加工的条件等。

夹具体毛坯制造方法的选择：综合考虑结构合理性、工艺性、经济性、标准化以及各种夹具体的优缺点等，选择夹具体毛坯制造方法为铸造夹具体。

夹具体的外形尺寸：在绘制夹具总图时，根据工件、定位元件、夹紧装置及其反变形装置在总体上的配置，夹具体的外形尺寸便已大体确定。然后进行造型设计，再根据强度和刚度要求选择断面的结构形状和壁厚尺寸。夹具体的壁厚30mm，长度1700mm，宽度580mm；根据设计要求，夹具体上设计有螺孔，与定位定位器和夹紧器的螺孔在装配时配作。

3、定位方式及元器件选择

定位器的作用：定位器的作用是要使工件在夹具中具有准确和确定不便的位置，在保证加工要求的情况下，限制足够的自由度。

工件的定位原理：自由物体在空间直角坐标系中有六个自由度，即沿OX，OY，OZ三个轴向的平动自由度和三个绕轴的转动自由度。要使工件在夹具体中具有准确和确定不变的位置，则必须限制六个自由度。工件的六个自由度均被限制的定位叫做完全定位；工件被限制的自由度少于六个，但仍然能保证加工要求的定位叫不完全定位。在焊接生产中，为了调整和控制不可避免产生的焊接应力和变形，有些自由度是不必要限制的，故可采用不完全定位的方法。

在焊接夹具设计中，按加工要求应限制的自由度而没有被限制的欠定位是不允许的；而选用两个或更多的支撑点限制一个自由度的方法称为过定位，过定位容易位置变动，夹紧时造成工件或定位元件的变形，影响工件的定位精度，过定位也属于不合理设计。

定位元器件的选择：

①以工件的平面为基准进行定位时，常采用挡铁、支撑钉进行定位；

②工件以圆孔内表面为基准进行定位时常采用销定位器；

③工件以圆柱外表面为基准进行定位时常采用V形铁定位器；

④利用以定位工件的轮廓对被定位工件进行定位可采用样板定位器。本工装定位方式如下：

肋板序1采用放置于工作台的垫板和螺旋加紧机构定位，垫板限制了Z方向上的平动自由度和X、Y方向上的转动自由度，螺旋加紧机构限制了沿X方向的平动自由度和Z方向上的转动自由度。

筋板序2选用放置于工作台的垫板作为主定位面，限制了Z方向上的平动自由度和X、Y方向上的转动自由度，挡块限制了沿X方向的平动自由度和Z方向上的转动自由度；

肋板序3采用工作台和挡块定位，工作台限制挡块限制了Z方向上的平动自由度和X、Y方向上的转动自由度，挡块限制了沿X方向的平动自由度和Z方向上的转动自由度；

4、夹紧方式及元器件选择

夹紧机构的三要素是夹紧力方向的确定、夹紧力作用点的确定、夹紧力大小的确定。

对夹紧机构的基本要求如下：

①夹紧作用准确，处于夹紧状态时应能保持自锁，保证夹紧定位的安全可靠。

②夹紧动作迅速，操作方便省力，夹紧时不应损害零件表面质量。

③夹紧件应具备一定的刚性和强度，夹紧作用力应是可调节的。

④结构力求简单，便于制造和维修。

本工装Z轴方向上有很大的自重，不需要夹紧，Y轴方向不需要夹紧，所以只需考虑X方向上的夹紧，X轴向上采用螺旋夹紧机构。

5、装焊夹具结构

装焊夹具基座采用夹具体，再在夹具体上安装定位肋板序3的挡板，定位筋板序2的垫板，和螺旋夹紧装置，以及在两块肋板上分别安装反变形装置，构成整个焊接夹具。

6、装焊方案

装焊时，首先为两块肋板安装反变形装置，再在夹具体上装上定位的挡板、垫板和螺旋夹紧器，然后分别放上肋板和筋板，并用螺旋夹紧器将其固定夹紧。

焊接时，先焊上半部分两条焊缝，然后松开螺旋夹紧装置，翻转工件，装配夹紧后，再焊接另外两条焊缝。焊接时采用焊条电弧焊分段焊接，以减小焊接变形。

四、主要零件设计的说明

1、夹具体

综合考虑结构的合理性、工艺性、经济型、标准化以及各种夹具体的优缺点等，夹具体制作材料选用铸铁，毛坯制造方法为铸造夹具体；考虑到定位的精确度，要求定位器和螺旋夹紧器的螺孔在装配时要与夹具体配作。

2、手动螺旋夹紧器

手动螺旋夹紧器选用Q235钢，螺旋夹紧器件主体各部分通过焊接的方式连接在一起；焊接时，应先夹紧各部分元件，防止焊接时产生焊接变形。并且要求底座螺孔应与夹具体配作，螺旋夹紧器在夹紧状态时应有自锁性能。

手动螺旋夹紧器的工作过程：夹紧器底部用螺栓固定在夹具体上，工件定位好后，转动螺旋装置，螺杆向前移动夹紧工件；螺杆端部有可以相对转动的底靴，它用于增加制品的受压面积，减小螺杆与制品间的摩擦力，以及防止螺杆压在与轴线不垂直的表面上时螺杆可能出现的弯曲；各螺杆中心线应与主板纵向中心线垂直相交，以保证夹紧精度。

3、挡板

挡板选用Q235钢制造，毛坯制造方法选用铸造毛坯，成型性好，加工方便。挡板螺孔也应与夹具体配作，装配时通过螺栓固定在夹具体上。

4、反变形装置

反变形装置采用Q235钢。考虑到整体难于直接生产，所以反变形装置弯曲部分与整体连接时采用型钢拼焊，焊接时，先点固焊，再用支撑钉支撑弯曲部分，防止焊接变形，最后完成全部焊接。反变形装置内部间隙应比工件厚度大，以便于工件插入，间隙部分通过打入销钉固定加紧。

5、垫板

垫板材料选用铸铁，制造方法为铸造，成型后表面打磨平整。

6、销钉

销钉45钢制作，采用火焰表面淬火处理，以提高耐磨度。

7、螺栓

螺栓选用材料45钢的标准件，螺栓连接时通过开口垫圈使应力均匀分布。

五、装焊夹具使用说明

1、夹具的操作步骤：

（1）焊接前，先为两块肋板安装反变形装置，在夹具体上装上定位的挡板、垫板和螺旋夹紧器，然后分别放上肋板和筋板，调整好位置，用螺旋夹紧器将其固定夹紧。

（2）在第一面焊缝焊接好后，松开螺旋夹紧器，翻转工件并调整好位置，再用螺旋夹紧器夹紧工件，焊接另一面焊缝。

（3）当所有焊缝焊接好后，松开螺旋夹紧器，取出工件和反变形装置，拆卸下固定在夹具体上的挡板和螺旋夹紧器，然后去除反变形装置，取出成型工件。

2、夹具的结构特点：

（1）操作方便，工件易于装卸；（2）该夹具结构简单，容易生产制造；

（2）该夹具能够有效地夹紧工件和控制工件的反变形，使工件据有良好的成型性。

3、夹具使用注意事项、保养及维护

（1）使用前对限位尺寸检查是否还保持正确位置；（2）使用后需要涂防锈油。

六、本次课程设计小结、体会

大多数焊接工装是为某种焊接组合件的装配焊接工艺而专门设计的，属于非标准装置，往往需要根据产品机构特点、生产条件和你实际需要自行设计制造。

焊接工装设计是生产准备工作的重要内容之一，也是焊接生产工艺设计的主要任务之一。对于汽车、摩托车和飞机等制造业，可以毫不夸张地说，没有焊接工装就没有产品。

在工艺设计时，应提出所需要的工装类型、结构草图和简要说明，在此基础上完成详细的结构和零件设计及全部图样。

工装设计的质量，对生产效率、加工成本、产品质量以及生产安全等有直接的影响。为此，设计焊接工装时必须考虑实用性、经济性、可靠性、艺术性等。

在机械设计和制造过程中，普遍存在尺寸链问题。在把零件组装成机器的过程中，也就是将零件上有关的尺寸进行组合和积累。由于零件尺寸存在制造误差，因此装配时也就会有误差的综合积累。累积后形成的总误差将会影响机器的工作性能和质量。这就形成了零件的尺寸误差和综合误差之间的相互影响关系。

设计工装夹具也不例外，因此合理地确定零件的尺寸公差和形位公差也显得尤为重要。

通过本次课程设计，不仅增强了对焊接工艺装备专业性知识的系统化，而且将专业知识、设计能力和实践能力有机的结合在了一起。

但收获更深的是夯实并拓宽了我们设计工装夹具的思路以及对设计的思维原则性和灵活性的锻炼。

七、参考资料

工字型梁 篇3

预组型木质工字梁 (Prefabricated Wood I-Joist, 简称:IJ) 是现代轻型木结构建筑的主要承重构件。由于IJ的截面形状高而窄且有较大的应用跨距, 当垂向静荷载P增大到一定程度时, 除了仍有垂向弯矩所致的垂向弯曲变形△y外, 还会发生侧向屈曲变形△z, 乃至发生IJ的侧向屈曲失稳 (图1) , 从而严重影响IJ的承载能力和使用性能。

对静态屈曲行为的解析来自于经典的均质工字梁静弯曲理论[1], 但以单板层积材或实木为翼缘、以大片/定向刨花板或胶合板为腹板且有着翼缘/腹板接口的IJ是一种非均质材料, 因此, 均质工字梁的理论是否适用于IJ, 却值得探讨。

2 梁的侧向屈曲的判别

2.1 梁的侧向屈曲临界荷载

本文对梁的屈曲行为的探讨均在静态状况之下。

简支均质梁两点对称加载形式下的计算弯矩的公式[1]为:

IJ许用设计弯矩的计算公式[2]为:

式 (1) 和 (2) 中, P为垂向荷载, l为梁的跨距, ft为翼缘的抗拉强度设计值, A为单个翼缘的面积 (去除开槽部分面积) , d"为两翼缘截面中心矩。

初始平衡状态下的简支均质工字梁, 在外界荷载扰动下即将发生屈曲时的最大垂向弯矩称为屈曲临界弯矩[2], 用Mcr表示, 其计算公式[1]为:

式 (3) 中, E为均质工字梁的翼缘的抗拉弹性模量, ly为工字型截面对y轴的惯性矩, Ely为工字梁截面的侧向抗弯刚度;It为材料的剪切弹性模量, lt为截面的扭转惯性矩di、bi分别为工字梁截面上的翼缘和腹板3个矩形单元的高度和宽度, η为翼缘、腹板的连接提高系数, GIt为扭转刚度。

由式 (1) 和式 (3) 即可推出均质工字梁的屈曲临界荷载pcr:

2.2 梁的侧向屈曲的判别和计算

工程上, 常用侧向稳定系数来衡量受弯构件的侧向稳定性能。对长细比较大且在材料弹性范围内失稳的梁, 因弹性临界应力不受残余应力的影响且几何缺陷对其影响也不大, 可以通过忽略截面上影响较小的因子来简化计算而最终仍能得到较为满意的计算结果。对于工字型截面, 工程上常忽视翼缘和腹板的厚度差别而统一取翼缘的厚度, 即将工字型截面视为矩形截面, 来计算工字形截面梁的侧向稳定系数φl[3]。

澳大利亚标准AS1720.1中第一部分“设计方法”[4] (以下简称《澳标》) 给出的实木矩形截面梁侧向稳定系数φl的计算方法为:

a) 当pSl≤10, 有φl=1.0

b) 当10≤pSl≤20, 有φl=1.5-0.05pSl

式 (5) 中的S1为梁的长细比系数, 其计算公式为:

ρ为梁的材料常数, 其计算公式为:

式 (5) 、 (6) 中, EIz为垂向抗弯刚度;d为梁高;fm为材料的垂向抗弯强度实测值。

我国国标GB 50005-2003《木结构设计规范 (2005版) 》[5] (以下简称《国标》) 中也给出了实木矩形截面梁侧向稳定系数的计算公式:

式 (8) 中, cm为材料系数;λm为实木矩形梁的侧向刚度系数, 其计算式为:

式 (9) 中, km为与材料的强度等级系数;b为梁的截面宽度;lef本应为梁的无支撑自由长度, 即屈曲跨距, 在本试验中就是IJ的跨距l。

包括美国和澳大利亚在内, 国外木结构标准普遍采用式 (10) 来判别和计算梁的侧向稳定性能[6]:

式 (10) 中, M为梁的实测弯矩 (W为截面抵抗矩, W=2Iz/d) ;[fm]为材料的垂向抗弯强度设计值。

《国标》给出的实木矩形梁的侧向稳定判别式 (式11) [5]实际上也可通过公式变形得到与式 (10) 相同的判别表达式。

对比式 (10) 和式 (11) 可以看出, 国外标准通常采用的是整梁的弯矩, 而我国标准则强调用整梁的抗弯强度来判别构件的侧向稳定性。事实上, 由于大跨度IJ在无侧向支撑情况下极易发生侧向屈曲而难以测出整梁的抗弯强度, 同时因为弯矩M的获得不需要破坏试件, 而抗弯强度则是一个破坏性测试指标, 因此, 用弯矩M和式 (10) 来衡量梁的侧向稳定性显然比用抗弯强度fm和式 (11) 更为科学和方便。由于弯矩M同时反映梁的刚性, 因此对更注重其整梁挠度的IJ[7]来说, 用M就显得更为直截了当和实用;对此, 建议我国《国标》予以考虑。

3 试验材料与方法

3.1 试验材料

本课题组自行设计制作的以意杨LVL为翼缘、竹大片刨花板为腹板的木质工字梁6条, 具体规格如下:

1) 整梁规格:长×宽×高=3970mm×40mm×241mm, 绝干含水率10.6%;

2) 翼缘规格:长×宽×厚 (高) =3970mm×50mm×40mm, 绝干密度551kg/m3, 绝干含水率10.2%;

3) 腹板规格:厚度11 mm, 绝干密度850 kg m3, 绝干含水率11.0%。

3.2 仪器与设备

1) 两端带侧向限定装置和两点加载横梁的大跨度万能力学试验机;

2) 带磁性表座的百分表两支, 精度10～5m。

3.3 测试方法

虽然我国目前尚无关于IJ侧向屈曲的测试标准, 但可根据均质工字梁的弯曲性能测试原理[1]及《澳标》、《国标》的基本原理, 设定测试方法如图2所示。本文取典型的IJ梁长跨中的单波屈曲为研究实例。由于侧向屈曲更易发生在上翼缘, 故测试点设置在上翼缘的梁长中点, 测试间隔为5s。

4 结果与讨论

4.1 IJ的侧向屈曲

试验IJ的屈曲行为如图3所示。图中曲线1 (A-B-C) 为IJ的跨中垂向弯矩与垂向位移关系在x-y平面上的投影, 曲线2 (A′-B′-C′) 为IJ跨中垂向弯矩与侧向位移关系在x-z平面上的投影。

在图3曲线1的A-B段内, IJ跨中的垂向位移与垂向弯矩呈高度正相关线性关系 (yA-B=170.02x+12.99;R2=1.000) 。从B点 (即侧向屈曲临界点, 其所对应的垂向弯矩为梁的屈曲临界弯矩) 开始, 在继续垂向位移的同时, 梁开始发生侧向屈曲并带给了x-y平面上的垂向位移分量, 使得B-C段内的垂向位移与垂向弯矩的关系从正相关线性关系转变为正相关非线性关系;此时, 曲线B-C实际上已是IJ垂向位移和侧向位移的垂向位移分量在x-y平面上的叠加。C点是梁的侧向屈曲极限点 (其对应的是屈曲极限弯矩[3]) , 在C点, IJ跨中的垂向位移与垂向弯矩突变为负相关非线性关系, IJ开始丧失抵抗垂向弯矩的能力。

x-y平面上的IJ的垂向弯曲和侧向屈曲规律看起来与均质工字梁的[5]相似。然而, 透过图3曲线2可以看到, 与均质工字梁有所不同的是:本应于b′点开始发生的侧向屈曲, IJ却从A′点就已经发生, 并在O点前呈现出方向上的不确定性。这是因为IJ是一种非均质材料, 其内部不可避免存在着的各种不对称缺陷造成IJ截面中心的不对称, 使得IJ的截面中心从一开始就难以与荷载中心重合的缘故, 从而导致A′-O的出现。但是由于O-B′的侧向屈曲与IJ的垂向弯矩表现为高度正比关系 (yO-B'=1374.4x+1761.9;R2=0.967) , 因此, 仍然可将O-B′及其在x-y平面上垂向叠加而成的A-B段视为IJ的弹性段, 曲线2中的拐点B′点和曲线1中的拐点B点仍然可被看作是IJ的侧向屈曲临界点;而O点前的不确定性的侧向位移则可被视为可忽略的IJ的超前屈曲。

4.2 IJ侧向屈曲临界荷载的计算

本试验IJ的跨距为3616mm, 其翼缘的实测垂向静曲弹性模量E为8900MPa, 腹板剪切弹性模量G为1700MPa, 由此计算可得到本试验IJ的侧向抗弯刚度EIy为4357N.m2, 抗扭刚度Glt为3934N.m2。取IJ翼缘、腹板的连接提高系数η为1.25。将上述参数代入式 (3) 可计算得出本试验IJ的临界弯矩为3 595N.m。继而, 由式 (4) 可求得本试验IJ的屈曲临界荷载的理论值为6.0kN, 而本试验IJ的屈曲临界荷载的实测均值为6.3kN (图3中所对应的拐点B点) , 两者误差仅5% (应该是被测IJ材质不均匀的缘故) 。从而可知, 均质工字梁的侧向屈曲临界荷载理论计算方法可以用作IJ侧向屈曲临界荷载的计算和预测。

4.3 IJ侧向稳定系数的工程应用价值

按木结构建筑规范要求:IJ翼缘的抗拉强度设计值为10N/mm2, 两翼缘垂向中心距h (图1) 为200mm, 单个翼缘净截面积为1537mm2, 应用公式 (2) 即可计算出本试验IJ的设计弯矩为3075kN.mm, 而IJ的截面抵抗矩W为312604mm3。

若按《澳标》的计算方法, 代入IJ翼缘的抗弯强度实测值φl=48N/mm2并应用公式 (5) 、 (6) 、 (7) , 即可计算出IJ的侧向稳定系数=0.49。最后利用梁的侧向稳定判别式 (10) , 可计算和判别出本实验条件下IJ的实际弯矩=2 604kN.mm<[M]。

若按《国标》的计算方法, 本试验暂按《国标》规定取材料系数cm=0.95, 材料强度系数km=220, 连同IJ的截面几何尺寸分别代入式 (8) 、式 (9) , 可以计算出本试验材料条件下的IJ侧向稳定系数=0.33。最后利用梁的侧向稳定判别式 (10) , 可计算和判别出本实验条件下IJ的实际弯矩=1754 kNmm<[M]。

由上可知, 无论采用《国标》还是《澳标》, 本试验IJ的侧向稳定性都不能满足设计要求;但同样的本试验IJ却可以满足垂向承载能力的要求[7]。这种可满足垂向承载能力要求而难以满足侧向稳定性的情况常见于IJ的实际应用。对此, 工程中常采用适当的侧向约束来抵御IJ的侧向屈曲。相对于IJ侧向屈曲行为的数理模型, 工程上更关心的是如何判别和控制IJ的侧向屈曲。

值得注意的是:《澳标》和《国标》对φi的计算结果有着相当大的差异, 其主要原因在于《澳标》考虑到了与实际应用息息相关的梁的长细比, 而《国标》则没有涉及。

侧向稳定系数φi的精确计算还需要充分考虑到各种材料的自身性质和各项修正系数的合理取值;这需要通过大量实验研究来加以认定。

5 结论与建议

1) 垂向荷载下的木质工字梁虽然表现有超前屈曲变形现象, 但总体上仍然服从均质工字梁屈曲理论的基本规律。

2) 均质工字梁的侧向屈曲临界荷载计算方法可以较为准确地预测木质工字梁的侧向屈曲临界荷载。

3) 用梁的弯矩来衡量和判别梁的侧向稳定性比用梁的抗弯强度显得更为科学和实用, 并建议我国《国标》予以考虑。

4) 运用侧向稳定系数和以弯矩为关键指标的侧向稳定判别式可以判断木质工字梁的侧向稳定性, 从而可为木质工字梁的工程应用提供可靠依据。

5) 建议开展我国适用性侧向稳定系数及其各项修正系数的基础研究, 为完善提供充分依据。

摘要：对静载状态下的木质工字梁 (IJ) 侧向稳定性的试验、计算和分析结果表明:IJ虽然有超前侧向屈曲, 但总体上仍然服从均质工字梁侧向屈曲理论的基本规律, 均质工字梁的经典计算方法仍然可以较为准确地预测IJ的侧向屈曲临界荷载。同时表明:用弯矩来判别IJ的侧向稳定性比用整梁强度更具科学性和实用性, 运用以弯矩和侧向稳定系数为关键指标的侧向稳定判别式可以准确判断IJ的侧向稳定性, 为此建议我国相关标准考虑对木质梁侧向稳定性计算公式的修订, 并加强我国适应性侧向稳定系数及其各项修正系数的基础研究。

关键词：木质工字梁,侧向屈曲,临界载荷,侧向稳定系数

参考文献

[1]赵新铭等.工程结构设计原理[M].北京:科学出版社, 2007

[2]ASTM D5055-04, Standard Specification for Establish-ing and Monitoring Structural Capacities of Prefabricated Wood I-Joists.American Society for Testing and Materials[S], 2004

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[4]Australian Standard AS1720.1-1997Timber Structures Part1:Design Methods[S]

[5]GB5005-2003.木结构设计规范 (2005年版) [S].北京:中国建筑工业出版社, 2003

[6]American Forest&Paper Association, American wood Council, ASD/LRFD manual for engineered wood construc-tion[M], Washington DC:AF&PA American Wood Council, 2006

工字型梁 篇4

世界上第一座波形钢腹板工字梁桥曾宇川桥建成于日本石川县加贺市 (如图1) 。波形钢腹板工字梁桥较预应力混凝土工字梁桥上部构造可省6%费用。通过曾宇川桥的一系列试验与施工实践, 确认了其结构的安全性、设计方法的正确性。明确了其各种受力性能。本文介绍了这一工程实例及其试验研究成果。

1 波形钢腹板PC工字梁的优点

波形钢腹板PC组合梁作为近几年推广使用较广泛的新型桥梁, 存在比较明显的优势。与传统的预应力混凝土腹板梁桥比较, 自重降低[1], 抗震性能较好;降低了腹板纵向刚度, 提高预应力筋使用效率[2];节约下部结构建筑材料, 降低桥梁工程造价;混凝土抗弯, 波形钢抗剪, 材料尽其所用;去除了浇筑混凝土腹板的施工, 加快施工进程;可更换体外预应力筋, 便于桥梁的维修与补强;解决了PC梁腹板开裂的问题, 提高了结构耐久性[3]。与平钢腹板梁桥相比较, 提高了预应力筋的使用效率;具有较高的竖向抗剪切刚度, 抗剪承载力相应地有较大提高;不存在腹板失稳问题, 无需纵向加劲肋;横向挠曲刚度大;对混凝土收缩、徐变与温度变化产生的应变约束较小[4]。

波形钢腹板工字梁技术优点:

(1) 因恒载减小, 导致预应力混凝土工字形梁桥 (以下简称PC工字梁) 经济适用跨度加大, 改变了混凝土梁相对钢桥自重过大的缺点。使40~60m跨成为经济适用跨径。

(2) 因腹板重量减轻, 与采用的预应力混凝土工字梁相比预制件尺寸可加大, 使主梁数减少, 支座数减少, 导致总体工程费用降低。

(3) 腹板与混凝土顶底板的连接采用了较便宜的埋入式连接, 焊接工作量小, 耐疲劳性更好。

2 曾宇川桥概要

曾宇川桥, 桥长23.90m, 跨度23.10m, 全宽15.124~13.964m, 为单跨简支工字梁桥。图2为设计时所作的采用波形钢腹板工字梁桥与采用PC工字梁桥的比较:因混凝土腹板被较轻的波形钢腹板取代, 故对单片梁尽管梁宽了, 但重量却没有增加。顶板宽度由原来的80cm加大到120cm。单跨主梁数由原来的14片减少到9片, 使每跨主梁重减少35%, 恒载总量减少20%。

3 力学性能试验

世界第一座波形钢腹板工字梁桥施工的同时, 做了如图4所示的各种性能试验。

3.1 剪切荷载试验

用梁长为23.8m实梁做剪切荷载试验。试验梁为简支梁。于离支点2250mm处加一集中荷载, 剪切应力检测断面距支点约1/2梁高。在试验荷载加载过程中, 通过检测断面的应变和数据采集系统, 量测试验梁控制截面的波形钢腹板剪切应变与混凝土正应变, 观察试验梁在荷载作用下的受剪工作状态。剪切力按设计P=370k N考虑。当剪力达370k N时, 波形钢腹板的剪应力设计值、有限元分析解析值以及试验值的对比, 见图6。由图6知, 试验实测最大剪应力为37N/mm2, 而设计剪应力达61N/mm2, 试验值比设计值小很多, 这是因为设计未计入埋入混凝土中钢板所承担剪力以及部分剪力为顶底板所承担的缘故, 波形钢腹板工字梁中钢板承担了大部分的竖向剪应力, 且剪应力沿竖向分布很均匀。这一试验结果也说明了设计偏于安全[5]。

3.2 弯曲荷载试验

在剪切荷载试验后, 用该试验梁继续做弯曲荷载试验。于跨中施加两集中荷载 (两集中力间距1500mm) 直至梁破坏。在试验荷载加载过程中, 通过控制截面 (跨中截面) 的应变片、百分表和数据采集系统, 量测试验梁控制截面的荷载响应, 主要包括梁体挠度值、沿试验梁竖向正应变分布等, 观察试验梁在荷载作用下的受弯工作状态。

弯曲荷载试验荷载变位曲线如图7所示。图中弹性计算按混凝土实际强度为基准, 弹性模量37.2k N/mm2算出, 弹性计算分:仅考虑了混凝土的弯曲刚度的弯曲弹性计算与考虑剪切变形影响的弹性弯曲计算。由图7知, 与曾宇川桥设计荷重相当的荷载值为359k N, 低于这个荷载的变形为没有裂缝的变形。与极限荷载相当的荷载值为775k N。低于这个荷载的变形为主梁未破坏的变形[6]。

试验梁破坏时, 由破坏抵抗弯矩算出破坏力由1010k N上升到1146k N。这时主梁钢材屈服导致上缘混凝土压坏, 进而出现钢材拉断。由上述结果确认了波形钢腹板工字梁弯曲设计方法的正确性。试验中跨中断面纵向应变在断面上分布如图8, 由图知波形钢板几乎不产生纵向应变, 对弯曲的抵抗几乎全由混凝土顶底板承担, 由此并验证了假定的波形钢腹板工字梁抗弯性能[7]。

3.3 冲压剪切试验

波形钢腹板工字梁桥与PC箱梁桥相比, 主梁加腋尺寸小, 波形钢板上方混凝土桥面板厚度要小, 这样在传递轮荷载时很自然会担心波形钢板上方混凝土板的冲剪破坏问题 (图9) 。为此利用图9所示试件与试验装置用与轮荷载相当的垂直荷载作冲剪试验。每一轮载最大900k N, 荷载总值最大1800k N, 加载直到破坏为止。设定的设计状况与试验结果如表1所示。

试件承载相当于现场浇注桥面, 按梁格理论计算的荷载分配状况。实桥轮荷载作用的应力要比试件在轮荷载作用下应力小。试验证明轮荷载作用下实桥波形钢板上方混凝土板抵抗冲剪破坏有足够的安全储备[8]。

3.4 实桥荷载试验

波形钢腹板工字梁桥的安全性与设计方法的正确性已借上述试验证明。实桥荷载试验目的在于检验全桥受力性能以及行车安全性。实桥荷载试验借200k N货车进行 (图10) 。试验时测定了主梁下缘纵向应变及挠度。经试验值与设计值对比, 确认了桥梁设计时预想的横向分布与运营的安全性。

4 结语

(1) 波形钢腹板工字梁桥相对于普通的PC工字梁桥, 有以下优点:因恒载减小, 导致预应力PC工字梁桥经济适用跨度加大, 使40~60m跨成为经济适用跨径。使主梁数减少, 支座数减少, 导致总体工程费用降低。腹板与混凝土顶底板的连接采用了较便宜的埋入式连接, 焊接工作量小, 耐疲劳性更好。

(2) 用梁长为23.8m实梁做剪切荷载试验, 当剪力达370k N时, 对波形钢腹板的剪应力设计值、有限元分析解析值以及试验值的对比, 波形钢腹板工字梁中钢板承担了大部分的竖向剪应力, 且剪应力沿竖向分布很均匀。试验结果说明波形钢腹板的抗剪设计偏于安全。

(3) 由试验梁弯曲荷载试验得知, 对波形钢腹板PC工字梁弯曲的抵抗几乎全由混凝土顶底板承担, 波形钢板几乎不产生纵向应变, 由此并验证了假定的波形钢腹板工字梁抗弯性能。

(4) 用试验梁的冲压剪切试验, 证明了轮荷载作用下实桥波形钢板上方混凝土板抵抗冲剪破坏有足够的安全储备。

(5) 实桥荷载试验确认了桥梁设计时预想的横向分布与运营的安全性。

参考文献

[1]李宏江, 万水, 叶见曙.波形钢腹板PC组合箱梁的结构特点[J], 公路交通科技, 2002 (19) .

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[3]胡洋.装配式波形钢腹板PC连续箱梁公路桥的有限元分析与试验研究[D].南京:东南大学, 2007.

[4]宋建永, 王彤, 张树仁.波纹钢腹板体外预应力混凝土组合梁桥[J].东北公路, 2002, 25 (1) .

[5]Ezzeldin Yazeed, Sayed-Ahmed.Behavior of steel and composite girders with corrugated steel Webs.Canadian Journal of civil Engineering, Aug.

[6]Mohamed Elgaaly, Anand Seshadri.Girders with corrugated webs under partial compressive edge loading[J].Journal of Structural Engineering, 1997, 123 (6) :783-791.

[7]R.P.Johnson, J.Cafolla.Corrugated webs in plate girders for bridges[C].Proceedings of Institute of Civil Engineering Structures and Bridges, 1997 (123) :157-164.

工字型梁 篇5

1 木质工字梁静曲性能设计的规范依据

IJ的静曲性能涉及到荷载、建筑结构尺寸、梁的截面尺寸等木结构建筑规范。

1.1 荷载

我国建筑规范对包括IJ的木质承重梁荷载的要求有:

1)《建筑结构荷载规范》[2]给出了楼面荷载,但只给出了均布活荷载并将其最小值统一限定为2.0k N/m2,缺乏对楼面死荷载的规定;同时,活荷载的分布折减系数仍着眼于钢筋混凝土结构;

2)《木结构设计规范(2005版)》[3]没有明确指出楼面死荷载应采用的设计范围;

3)《木结构设计手册(第三版)》[4]则因认为我国木结构目前只用于木屋盖结构而未对楼面荷载提出要求。

然而,美国建筑结构设计规范[5]却规定:楼面荷载=死荷载+活荷载(=10psf+40psf≈2.5k N/m2)。

对比之下,我国木结构建筑的楼面荷载因只考虑了活荷载而显偏低。为结合实际推进对IJ静曲性能的研究,本课题组加入了死荷载0.5 k N/m2,从而使楼面总荷载达到2.5k N/m2。

1.2 建筑结构尺寸

1.2.1 跨度

我国的有关规范[6,7]给出的是木结构建筑平面布局的3M模数要求,但没有明确木质承重梁的跨度与荷载、梁跨、梁间距和挠度限值等的限定结合。

1.2.2 梁间距

我国传统的木质承重梁的梁间距为300、400、500、600mm,未考虑到我国木质楼面用板的英制规格尺寸,为此,《木结构设计规范(2005版)》[2]修正为305、406、490、610mm。

1.3 IJ的截面尺寸

我国《木结构设计规范(2005版)》对木质承重梁(含IJ)的截面尺寸的规定仍以传统木结构建筑和矩形实木梁为着眼点,如40mm系列的宽*高的尺寸有:40*(40~285)mm等多个截面尺寸,几乎是自由尺寸,缺乏与荷载、梁跨、梁间距和挠度限值限定的结合。对此,北美综合各种因素后对IJ高提出的规范要求是:9-1/2″、11-7/8″、14″和16″(即:241、302、356和406mm)[5](梁宽则因树种、翼缘材料种类不同而异)。本课题组的试验取IJ的高为241mm。

1.4 静曲性能

我国目前尚缺乏对用于现代轻型木结构建筑的IJ等承重梁的专门检测标准,而现有通用标准之一——国标GB/T50329-2002《木结构试验方法标准》[8]对木质承重梁静曲性能的检测则着眼于材料学意义上的弹性模量和破坏强度,忽视了梁的承载能力、竖向变形限值和静曲蠕变这些最关键的建筑实际应用指标及其它们之间的关系。

我国《木结构设计规范(2005年版)》给出了民用木结构建筑中楼板托梁的挠度限值为:≤梁跨L250mm;这一规范虽然弥补了国标GB/T50329-2002的不足,但是否合适,尚需探究。

以静曲挠度为IJ核心指标的北美标准[5]规定:挠度≤梁跨L/360(甚至还有小于L/480的)。显然,北美较高的挠度限值有利于楼面结构的稳定性。

1.5 静曲蠕变性能

我国目前尚未对木结构建筑用木质承重梁的抗静曲蠕变能力提出要求或作出研究,只是有学者研究了某些木质材料的蠕变行为;但美国却根据建筑应用实际制订了木质承重梁抗蠕变性能的快速测试标准(ASTM D 5055-04)[1],作出了IJ的静曲蠕变综合回弹率不低于综合形变量的90%的规定。

1.6 木质工字梁的原材料

正因为缺乏系统、完整的木结构建筑规范和标准的指导,我国对IJ翼缘和腹板用原材料也缺乏相应的规范、标准条例,一般只有静曲强度、静曲弹性模量等通用性材料性能指标,缺乏对材料拉伸强度、压缩强度、板材层间剪切强度、横截面剪切强度、剪切弹性模量等建筑要求的性能指标。

另一方面,我国对木结构建筑用木质承重梁的静曲和顺纹拉/压的强度、弹性模量等性能指标的抗力分项等各项调整系数大多也都着眼于实木梁[4],缺乏对单板层积材等现代结构用材的适用性。

2 木质工字梁静曲性能设计的理论依据

对IJ静曲性能的设计除了需要考虑建筑上的规范要求以外,还必须确认其设计计算理论依据和具体的设计计算方法[9]。

2.1 木质工字梁静曲性能设计的理论依据

国内不乏认为:材性和结构与钢质工字梁有本质区别的IJ性能的设计计算不能以钢质工字梁的设计计算理论为依据。对此,有必要加以探究。

图1为本课题组获得的以酚醛树脂为胶粘剂、以杨木LVL为翼缘、以竹定向刨花板为腹板的长·高=4500mm·241mm的简支楼面托梁用IJ无侧向限制的荷载/位移曲线;经分析,可将其分为4段。第1段较为短暂(图1中的A-B段),混杂着受压部位的压缩变形、原材料内部力学状态的调整等各种情况,故可称之为前期不规则阶段。第2段(图1中的B-C段)为弹性段,也是IJ的主要抗静曲阶段,IJ的位移y(此时,实际上就是IJ的挠度)与荷载呈高度线性正比关系(y=3.864x+0.787,R2=0.9999,公式1),这一实验回归曲线与IJ的理论计算荷载/挠度曲线高度拟合(t=0.00876

2.2 静曲剪切对木质工字梁静曲挠度的影响

静曲剪力一则可以影响IJ的挠度,二则对腹板的抗剪性能提出了必要性要求。

均布简支梁的弯矩M是关于梁长的抛物线函数,其中,以翼缘上正应力为主的IJ的正应力随弯矩增大而呈正比线性关系增大,而挠度则呈几何级指数快速增大;对应条件下的具必要抗剪能力的腹板因不容易发生剪切破坏而不会显著影响IJ的静曲性能。经计算和验证,4500mm·241mm的IJ因剪切引起的挠度仅占以弯矩为主因的总挠度的5%。由此可见,翼缘的纵向抗拉性能就成了木结构建筑用IJ抗静曲能力的关键指标,腹板的横截面抗剪能力为次。

为了逼出腹板的剪切破坏,获得IJ必要的抗剪能力,美国标准ASTM 5055-04[1]大大缩短了IJ的剪切性能测试跨度。本课题参考上述美标对短跨距简支IJ的大量试验结果表明,以具必要抗剪能力的板材为腹板的IJ几乎不发生静曲剪切破坏;同时确认胶合板、木质或竹质定向刨花板均具“必要”的横截面抗剪能力。

2.3 木质工字梁静曲性能的具体设计计算方法

据上:由于IJ的弹性静曲性能的设计可以钢质工字梁的计算理论为依据,因此,具建筑意义的简支IJ的核心静曲性能——挠度△i的设计计算方法就可以参照钢质工字梁的设计计算方法,即:

△i≤许可挠度[△]

3 木质工字梁静曲性能的设计实例和验证

综合上述结果为设计依据,本课题组确定楼面托梁用竹木工字梁的设计指标为:梁长4500mm,梁间距406mm,许用均布荷载2.5k N/m2,梁高241mm,梁宽(即LVL翼缘宽)50mm;翼缘用酚醛树脂杨木LVL的厚度=40mm,MOE=11000MPa,MOR=87.1MPa;(云南绿特竹制品厂产)腹板用酚醛树脂竹定向刨花板的厚度为11mm,MOE=4900MPa,内结合强度=0.70MPa,压板临界失稳强度=19.05MPa,双轨横截面抗剪强度=16.82MPa。经实测,其单梁的静曲性能达到:挠度13.7mm(<17.5mm国标许用挠度),快速蠕变综合回弹率95.1%(>90%美国标准),有侧限静曲破坏荷载为8.50k N(>5.51k N预期值),净跨为1205mm的IJ的短跨距静曲剪切强度为5.80MPa。由此可见,本课题组设计、试产的竹木工字梁的静曲性能达到了我国和美国有关标准的要求。

本试验在2.5k N/m2楼面荷载下的楼面托梁用IJ的实测挠度(13.7mm)虽然可以满足中国现行规范的相应要求(L/250)17.5mm,却超出了美标限值。美标楼面荷载为2.5k N/m2时包括了各项系数的IJ的规范挠度限值为(L/360)12.5mm。由此可知:1)国内外楼面托梁挠度限值的差异应该引起国内建筑业和木质材料制造业和相关规范、标准制定者的高度关注;2)我国现行标准的挠度限值(L250=17.5mm)过大,据本实验结果,存在着减小的余地。

值得注意的是,无论美标挠度限值12.5mm(图1中的模拟p点)、国标挠度限值17.5mm(图1中的模拟q点)还是本试验IJ的实测挠度13.7mm所对应的荷载,据图1,均离至少在8.50k N(对应的回归挠度为33.6mm,楼面载荷为6.37k N/m2)以上的有侧限静曲破坏荷载点的距离还远得多,因此,对正常状态下的木结构建筑用IJ来说,衡量其抗静曲能力的核心指标应该是挠度,而不是破坏荷载,相应的材料学概念是与挠度成一定数理关系的IJ的静曲弹性模量;只有在非正常状态下,静曲强度才具必要的安全意义。

4 结论和建议

4.1 结论

1)与钢质工字梁一样,经典材料力学中工字梁的弹性弯曲理论可以作为IJ弹性段静曲性能的设计依据。

2)挠度应该成为衡量木结构建筑用IJ抗静曲能力的核心指标。

3)以具必要抗剪能力的承重性板材为腹板的IJ的静曲剪切性能对其静曲挠度的影响可以忽略。

4)以上述结果为依据所设计、制造的406mm间距的4500mm·241mm规格的IJ的静曲性能可以达到我国现行规范或本文建议规范荷载的楼面托梁的要求,但离北美规范尚有差距。

4.2 建议

1)考虑木结构建筑的死荷载,统一修正我国木结构建筑的楼面荷载规范。

2)结合荷载、梁跨、梁间距和挠度限值的认定,统一制定我国IJ(乃至所有木质承重梁)截面尺寸的设计规范。

3)统一制定或修正包括IJ在内的我国木质承重梁以挠度为核心指标的静曲性能指标(含静曲蠕变性能)及其许用值和各项修正系数;静曲强度可列为安全指标。

4)增补和修正包括可以满足IJ腹板要求的我国承重性木质建筑用素材的拉伸、横截面剪切、层间剪切等性能质量指标。

5)结合我国实情,制定我国对木结构建筑材料的统一检测标准和检测方法。

6)发挥和结合建筑业和木质建筑材料制造的科技优势,结合国外先进技术的引进和消化,广泛、深入、具体地开展木质建筑材料基础理论和设计、生产、应用技术的系统性研发,尽快形成我国自有的知识体系、规范标准体系和工程技术体系。

参考文献

[1]ASTM-D5055-04.Standard Specification for Establish-ing and Monitoring Structural Capacities of Prefabricated Wood I-Joists[S].American Society for Testing and Materials,2004.

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[3]GB5005-2003.木结构设计规范(2005版)[S].北京:中国建筑工业出版社,2003.

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[6]GB50011-2001.建筑抗震设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2002.

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[8]GB/T50329-2002.木结构试验方法标准[S].北京:中国建筑工业出版社,2002.

工字型梁 篇6

新建铁路小角度门式墩跨既有运营电气化铁路时, 既有铁路的接触网线与新建门式墩盖梁一般不足安全距离, 加上盖梁模板及支架的厚度, 通常只有一米或者几十公分, 施工安全风险较高, 难度大, 采用贝雷梁下弦杆反撑工字钢支架的形式, 能增加支撑体系与既有线接触网线之间的距离, 减少施工安全风险。

2 工程概况

南宁枢纽Ⅰ标工程指挥部二项目部管段里程起讫桩号为D1K7+441~D1K21+500, 全长14.059Km。主要工程量有区间路基土方86万余方, 双线特大桥6681.76延长米/2座, 双线大桥684.414延长米/2座, 连续梁3联, 框架桥1座, 涵洞24座。桥梁承台共计227个, 桩基63973.5m。

管段内重点工程为沙井大道双线特大桥跨南站货场 (32+48+32) m连续梁和跨沙井大道 (48+88+48) m连续梁施工;金鸡村双线特大桥跨环城高速 (44+80+44) m连续梁施工;小角度门式墩及沿线接近5Km的既有线施工。

新建铁路云桂线南宁枢纽客车外绕线金鸡村双线特大桥, 其中92#~96#门式墩与军区油库专线6°11', 上部构造采用32m预制T梁, 下部结构采用钻孔桩承台基础, 门式桥墩。

在92#~96#门式墩施工过程中, 既有线要保持正常行车, 门式墩盖梁需要跨越接触网线。盖梁底距承力索最小距离为1.65m, 既有线中心距承台距离最小为92#左墩3.29m, 距承台距离最大为96#左墩6.64m。

3 设计思路

盖梁支撑体系采用Φ630×10mm钢管柱支架支撑, 钢管柱支架上安装钢桶砂支座, 在钢桶砂支座上部吊装I56a双拼工字钢, 工字钢上采用三排单层321加强型贝雷片做为主横梁, 在贝雷片下弦杆上反撑I32C双拼工字钢纵梁、I14工字钢横梁、10×10cm方木, 底模采用18mm厚竹胶板。盖梁倒角处采用定型钢模连同墩身整体浇注。盖梁四周采用D42mm钢管、竹胶板和密目防抛网进行防护, I32c工字钢上满铺1.8cm厚竹胶板做防护平台。

4 施工工艺综述

4.1 吊装φ630mm钢管立柱

吊装钢管立柱共四根, 高度为9m~10m, 钢管立柱重1.24~1.43t, 施工前对钢管立柱的质量及尺寸进行验收, 验收合格后方可施工, 钢管立柱按设计尺寸在场外加工成型运到工地吊装, 采用25t汽车吊起吊人工配合安装, 钢管立柱安装时要保证其垂直。为了确保立柱的吊装安全防止侵限, 在立柱吊装过程中设专人指挥。

因承台上预埋有钢板, 立柱吊装前, 对承台顶面预埋钢板进行清理, 并测量划十字线及立柱水平投影轮廓线。钢管立柱吊装前焊接δ=2cm厚支承钢板于柱顶, 沿钢管四周满焊一圈后再在焊4个δ=2cm三角加劲板, 完成后吊装立柱, 对位后上下焊接牢固。

4.2 砂箱装砂、抄平、吊装贝雷片、工字钢

首先要进行砂筒的承载力设计, 确定出砂筒承载力的设计值。砂筒在压力机上进行试压, 应保证砂筒的高度及砂筒的设计承载力两个方面符合要求。如果达到承载力而砂筒的高度低于设计值, 要继续加砂;如果达到承载力后砂筒的高度高于设计值, 要进行减砂, 直到两个方面都满足要求。试压后根据记录沉降量提前预留标高。

砂箱装砂, 抄平控制砂箱顶面标高, 筒内砂子要干燥、均匀、洁净。然后吊装砂箱顶心, 调整砂箱顶心, 顶心就位后, 将砂筒与顶心间的空隙用石蜡密封, 以免砂子受潮不易流出。最后吊装I56a双拼工字钢,

4.3贝雷片主横梁及双拼I32C工字钢纵梁吊装

贝雷片主横梁采用三拼加强型321贝雷片, 与I56a双拼工字钢用钢丝绳绑扎牢固起到横向限位的作用。三排单层贝雷片间距为25cm, 采用贝雷片配套连接花架。在贝雷片下弦杆上反撑I32C双拼工字钢纵梁, 因为吊装后I32C工字钢穿过贝雷片较为困难, 所以先把I32C工字钢与贝雷片采用钢丝绳绑扎牢固, 再整体吊装。

4.4 I14工字钢横梁、方木分配梁、底模及防护平台布置

I14工字钢、方木吊装时先吊装靠既有线侧, 采用单根吊装。吊装作业安排在“天窗”时间。施工前后100m范围内安排专项安全防护小组负责现场施工安全防护。

在I32C双拼工字钢上横向铺设I14工字钢, 间距40cm, 然后在I14工字钢上铺设 (10×10) cm方木做为分配梁, 纵向间距20cm, 方木上梁底范围铺设18mm厚竹胶板底模, 底模采用铁钉与方木固定, 防止模板位移, 支架满铺18mm竹胶板作为操作平台, 平台外侧用d42mm钢管作防护栏杆, 栏杆长度为3.4m, 钢管内侧采用竹胶板和密目防抛网防护。

在门式墩右墩设置人行爬梯, 提前预埋螺栓在墩身中预埋M20×200螺栓, 且应让螺栓与墩身钢筋焊接牢固, 爬梯采用φ16螺纹钢焊接, 上下步距为30cm, 宽度为30cm;爬梯距地面2m以上应做环形钢筋防护圈, φ10圆钢, 间距0.5m。

4.5 预拱度设置

预拱度是为抵消支架结构在荷载作用下产生的挠度, 而在施工或制造时所预留的与位移方向相反的校正量。预拱度的确定因素: (1) 支架承受施工荷载后引起的弹性变形; (2) 超静定结构由于混凝土收缩及徐变而引起的挠度; (3) 由于杆件接头的挤压和卸落设备的压缩而产生的塑性变形; (4) 支架基础在受载后的塑弹性沉降。当最大竖向挠度超过跨径的1/1600时, 需要设置预拱度, 本门式墩盖梁在跨中位置设置1.5cm左右的预拱度, 逐渐向两端按照二次抛物线分配。

5 结束语

该门式墩施工过程中针对铁路接触网线配合绝缘屏蔽板施工, 大大降低安全风险系数, 该支架结构经过力学验算, 强度、刚度均能满足要求, 为金鸡村双线特大桥的完成起到了重要作用。

参考文献

[1]《铁路桥涵设计规范》 (TB10002.1-2005) .

(2) 《铁路营业线施工安全管理办法》 (TG/CW106-2012) .