大跨徑橢圓形空間變高鋼桁架人行天橋關鍵技術

俞雷

（上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，上海市200092）

大跨徑橢圓形空間變高鋼桁架人行天橋關鍵技術

俞雷

（上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，上海市200092）

以(80+102+88+110)m橢圓形空間變高鋼桁架人行天橋設計為背景，結合總體布置及結構型式，對采用的支座布置、人致振動控制、節點構造、抗風及抗震等關鍵技術進行介紹。

空間變高桁架；T M D；黏滯流體阻尼器；鑄鋼節點

0 引言

隨著社會發展，市政交通設施特別是人行橋的形式將不限于滿足功能要求，其橋型同時要求滿足較高的美觀及舒適需求，更是城市景觀的需要；另外城市發展進程的加快，已完成的各種交通設施錯綜復雜，在復雜條件下修建天橋受到很大的限制。

不同于常規小跨徑鋼箱梁人行天橋，大跨度橢圓形空間變高鋼桁架人行天橋在支座布置、人致振動控制、節點構造、抗風及抗震設計等方面均有鮮明的特點。鑒于此，本文結合工程實例——上海市某人行天橋工程，對該類橋梁設計過程中的關鍵技術進行闡述和探討。

1 工程概況

1.1 總體布置

由于快速路地道、地鐵隧道、主干路與次干路交叉等條件的限制，天橋僅能在交叉口4個象限內設置主墩，使得跨度最終確定為（80+102+88+ 110）m。橢圓形人行天橋滿足人行過交叉口的功能要求，同時空間變高鋼桁架結構滿足建筑造型需要。人行天橋總體布置如圖1所示。

人行天橋平面呈橢圓形布置，橢圓長軸約158.9 m，短軸約106.5 m。主橋跨徑布置為（80+ 102+88+110）m=380 m，跨徑布置不均勻。從改善內力分布，均衡支座反力角度出發，橋面結構短跨采用壓型鋼板組合混凝土板，長跨采用鋼橋面板。

圖1 人行天橋總體布置

主橋橋寬6.3 m（凈寬6 m），天橋的建筑外形采用了空間結構型式，底面為橋面板，頂棚由鈦鋅面板覆蓋，兩側為高低錯落的桁架，桁架高度在3.15～7.85 m。鋼梁橫斷面和鋼桁架典型橫斷面分別如圖2和圖3所示。

圖2 橋梁橫斷面

圖3 鋼桁架典型橫斷面布置

1.2 結構設計

空間桁架下弦采用箱形截面桿件，上弦、腹桿均采用圓管。桁架主要桿件尺寸表見表1。

表1 桁架主要桿件尺寸表

橋墩采用箱形鋼筋混凝土結構，頂面設轉換托板以支撐鋼桁架下弦對應的5個節點；其分別對應5個支座，支座采用側向彈性球形可調高支座（其中橢圓外側中間支座僅提供水平剛度，不提供豎向支撐）；結構在恒載工況下支座不出現拉力。主墩部位透視圖如圖4所示。

圖4 主墩部位透視圖

主墩基礎采用鉆孔灌注樁，每個橋墩承臺下設置11根鉆孔灌注樁。為提高結構整體剛度，抵抗水平荷載較大的水平力，樁基采用變樁徑方案，上部20 m直徑為1.2 m，其余范圍直徑為0.85 m，采用樁端注漿措施改善樁端承載特性。

2 設計關鍵技術

2.1 支座布置

主橋為橢圓形布置，跨徑不均勻，且主梁為空間變桁高結構，在整體溫差及梯度溫度場作用下，結構在水平方向上的變形不對稱。主墩支座的水平約束采用雙向釋放方式，支座的任意方向均可滑動，并加水平向彈簧剛度（k=20 k N/c m）以均勻釋放溫度內力。水平向釋放示意圖和主墩支座平面布置如圖5和圖6所示。

圖5 水平向釋放示意圖

圖6 主墩支座平面布置

2.2 人致振動控制

2.2.1 國內外規范及本橋設計標準

目前我國橋梁設計規范《城市人行天橋與人行地道技術規范》（CJJ 69—1995）中有相關條文：“為避免共振，減少行人不安全感，天橋上部結構豎向自振頻率不應小于3 H z。”該條文主要針對小跨徑天橋，對于大跨徑橋梁很難滿足。

人致振動是大跨度人行橋的一個突出問題，人橋共振將顯著加大人行橋的動力時程響應以致超過人體的舒適度指標，因此針對如此大跨的天橋，人行橋進行動力時程響應分析并據此進行振動控制是十分必要的。

國外在結構振動舒適度方面較為領先。英國規范B S5400和歐盟規范E u r o C o d e采用峰值加速度指標標準，國際標準化組織I S O 10137和瑞典規范B r o2004中則采用均方根加速度指標標準，而國際標準化組織I S O 10137條和瑞典規范B r o2004中的有效加速度(即均方根加速度)與峰值加速度之間近似成倍數關系，后者大約為前者的1.4倍。各規范之間的加速度指標比較表見表2。

從比較結果可以看出，4個規范規定的加速度指標標準均比較接近，另外只有國際標準化組織I S O規定了靜止行人的舒適度指標值，并明確其應降為行人運動中舒適度指標值的一半。

結合國外規范限值，該工程人致振動的設計標準為：豎向加速度峰值不大于0.5 m/s2，側向加速度峰值不大于0.15m/s2。

表2 各規范之間的加速度指標比較表

2.2.2 減振技術措施

該橋采用設置調諧質量阻尼器（T M D）和黏滯阻尼器以減小人行激勵下的振動響應。在每跨跨中區域設置7個豎向T M D，3個水平向T M D；T M D總重量占上部結構總重量的1.1%；在每個橋墩處施加了7個橫向雙耳環式非線性黏滯流體阻尼器。T M D及黏滯流體阻尼器和主墩墩頂阻尼器布置平面如圖7和圖8所示。

圖7 TMD及黏滯流體阻尼器

圖8 主墩墩頂阻尼器布置平面

通過理論計算，結構豎向第一階自振頻率為1.92 H z，水平向第一階自振頻率為1.0 H z。采取減振措施后，跨中豎向加速度最大值由4.0 m/s2降為0.392 m/s2，支座處最大橫向加速度由0.86 m/s2降為0.036 m/s2，均滿足設計標準。

由于結構的剛度、阻尼的實際值與理論值總會出現差別，T M D的頻率和阻尼比參數應現場可調，以便應對實際條件發生變化導致主結構的固有頻率改變。設備提供商通過深化設計、制作及調試后運用于本工程的減振系統應達到既定的減振控制指標。

2.3 弦桿、腹桿節點構造

2.3.1 節點構造

該工程天橋結構型式為空間鋼桁架型式，由上、下弦桿與腹桿連接而成，空間交匯桿件較多，節點構造較復雜。

2.3.1.1 下弦節點

下弦節點為箱形鋼梁與圓腹桿相貫連接，在鋼梁內部再加插片以保證節點的剛度。這種節點型式在以往的空間結構工程中得到了廣泛運用。下弦節點及內部構造如圖9所示。

圖9 下弦節點及內部構造

2.3.1.2 上弦節點

上弦節點由于各桿件基本不在規則平面內，導致構造工藝較為復雜。通過對鋼管相貫、鋼管插板、鑄鋼節點多方案比選，最終確定采用鑄鋼節點方案。

采用鑄鋼節點在節點構造及焊接難度上優勢明顯。由于當前技術的進步，采用鑄鋼節點已經是一項比較成熟的工藝；在制作環節上進行嚴格質量控制，其節點的受力性能及施工難易程度遠優于其他節點型式。上弦節點及透視圖如圖10所示。

圖10 上弦節點及透視圖

2.3.2 節點分析

選取受力最不利的鑄鋼節點進行空間計算分析，節點細部建模采用A N S Y S軟件中的S ol id185實體單元。鑄鋼節點實體分析M is e s應力云圖如圖11所示。

圖11 鑄鋼節點實體分析Mises應力云圖

根據計算結果，節點在最不利工況下最大M is e s應力為135 MPa。在圓管相交處有應力集中區，但應力水平低于所用材料（Q420鋼）的屈服應力的0.6倍，滿足設計要求。

2.3.3 節點試驗

鑄鋼節點目前無成熟設計規范，除了進行詳細的有限元計算以外，還須借助試驗手段對節點的受力特點、應力分布等情況進行深入研究。為了防止尺寸效應對試驗結果產生影響，節點試驗采用足尺比例。試驗結果表明，鑄鋼節點試件受力性能良好、安全可靠。鑄鋼節點試件及實驗照片如圖12所示。

圖12 鑄鋼節點試件及實驗照片

2.4 抗風設計

該橋為復雜的三維空間結構，天橋頂部、底部面板、玻璃護欄以及橋墩之間會產生強烈的氣流干擾，且天橋頂棚造型復雜，剛度較低，對風荷載比較敏感，現有風荷載規范較難確定風荷載參數。因此，有必要借助風洞技術獲得該結構所受風荷載及風振響應，從而為結構設計和頂棚設計提供較為科學、準確的依據。剛體模型風洞實驗照片如圖13所示。

圖13 剛體模型風洞實驗照片

利用試驗數據及數值模型得到結構整體風振系數及風荷載體型系數，結合計算模型就可以得到整體結構在各個風向角下的風荷載大小，并應用到設計中。

2.5 抗震設計

該橋屬于非規則橋梁，應進行多振型反應譜法以及線形或非線形時程計算方法，計算模型中考慮了樁土共同作用。結構的動力特性見表3。

小震作用E1內力按照反應譜分析得出，大震作用E2內力按照考慮黏滯阻尼器耗能作用的非線性時程分析得出。結構1～4階振型如圖14所示。

通過反應譜法和時程分析法進行抗震分析，計算表明在E1、E2地震作用下，主墩、樁基均能滿足受力要求。

表3 結構的動力特性

圖14 結構1～4階振型

3 結語

（1）大跨徑橢圓形空間變高鋼桁架結構滿足人行天橋總體布置、功能及美觀的需要，但對結構設計帶來難度和挑戰。

（2）現行人行天橋規范中豎向頻率控制的方法對大跨徑人行天橋并不適用，舒適度控制成為人行天橋人致振動控制的新方法，T M D和黏滯阻尼器的應用較好地解決了本橋人致振動控制問題。

（3）鑄鋼節點較好地解決了多桿件交匯節點構造，工藝成熟，費用合適，在人行天橋等疲勞荷載小的結構中可以推廣采用。

（4）在抗風、抗震設計中應充分重視復雜非規則的空間結構的特點。

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U448.11

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1009-7716（2017）06-0118-04

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2017.06.034

2017-03-09

俞雷（1980-），男，上海人，高級工程師，從事橋梁設計工作。