寧波大榭第二大橋單索面主梁局部分析及施工扭轉(zhuǎn)變形控制措施

孫洋

（大榭大橋有限公司，浙江 寧波 315812）

寧波大榭第二大橋單索面主梁局部分析及施工扭轉(zhuǎn)變形控制措施

孫洋

（大榭大橋有限公司，浙江 寧波 315812）

根據(jù)寧波大榭第二大橋主梁關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)——塔梁結(jié)合部位的局部應(yīng)力分析結(jié)果，對大跨度單索面斜拉橋鋼梁的合理設(shè)計進(jìn)行了探討。

大榭第二大橋；單索面斜拉橋；主梁；局部分析

1　概述

寧波大榭對外第二公路通道工程主橋（以下簡稱大榭二橋）為雙塔單索面鋼箱梁斜拉橋，橋?qū)?9.5 m，總長808 m，跨徑布置為50 m+158 m+ 392m+158 m+50 m。全橋采用塔墩固結(jié)、塔梁分離的結(jié)構(gòu)體系（支承、半漂浮體系）［1］。索塔結(jié)構(gòu)形式獨(dú)特，采用“帆”型橋塔，下塔柱為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，上塔柱為鋼結(jié)構(gòu)。主梁采用鋼箱梁，標(biāo)準(zhǔn)梁段為單箱多室截面，橋塔開洞處為分離式雙箱單室截面。斜拉索采用扇形單索面，梁上索距10.5 m，塔上索距2.2 m［2］。圖1為主橋總體布置圖。

由于該橋采用單索面的結(jié)構(gòu)形式，而且跨徑較大，因此其整體抗扭性能較弱。尤其是橋塔根部處的梁段，由于有塔柱貫穿通過，主梁頂?shù)装寰写竺娣e開洞（約4.7 m×7.75 m），大大削弱了其抗扭能力，截面抗扭剛度下降了約40%。因此有必要對該處主梁進(jìn)行局部分析，考查其在運(yùn)營階段的受力情況，尤其是在扭矩最不利工況下的應(yīng)力分布。這里選取以近大榭側(cè)橋塔中軸線為中心，左右各22.85 m長的梁段為研究對象，進(jìn)行局部有限元分析。詳見圖2、圖3。

2　計算方法

2.1計算模型

采用通用有限元程序ANSYS對上述局部梁段建立板殼有限元模型（見圖4）。所有鋼板均采用板殼單元Shell63模擬；模型兩側(cè)各有一段由梁單元Beam44模擬的剛臂，剛臂一端與板殼模型邊界用剛域耦合，另一端施加外力。剛臂梁單元的截面幾何屬性與主梁標(biāo)準(zhǔn)斷面相當(dāng)，彈性模量為鋼材的100倍，可以滿足傳力要求。剛臂桿端力為全橋桿系模型總體計算中相應(yīng)截面上的內(nèi)力。主梁支座處對應(yīng)位置各節(jié)點(diǎn)的平動自由度均被約束。

2.2計算條件

主要分析該梁段在運(yùn)營階段的受力狀態(tài)，主要考慮的荷載因素有結(jié)構(gòu)自重、二期鋪裝、混凝土壓重以及單側(cè)重車偏載組合下產(chǎn)生的最不利桿端力。其中車輛采用單側(cè)三列重車最大偏載布置。

3　主梁計算結(jié)果分析

3.1正常使用狀態(tài)最不利工況效應(yīng)分析

在局部鋼箱梁節(jié)段自身恒載和重車偏心3車道扭矩最不利工況對應(yīng)的剛臂桿端力的共同作用下，鋼箱梁頂板受力如圖5所示。

頂板大部分區(qū)域的vonMises應(yīng)力在75 MPa以下，靠近一側(cè)外腹板以及該側(cè)支座上方橫隔板位置可達(dá)100 MPa左右；頂板孔洞，尤其是靠近主跨一側(cè)的孔洞角點(diǎn)處有較大程度的應(yīng)力集中，局部小范圍Mises應(yīng)力峰值可達(dá)150～175 MPa左右，該處的順、橫橋向正應(yīng)力均較大，約100～120 MPa。在雙向彎矩、扭矩和軸力的共同作用下，頂板應(yīng)力分布情況較為復(fù)雜，從順、橫橋向正應(yīng)力可以看出頂板發(fā)生雙向彎曲以及板平面內(nèi)的扭轉(zhuǎn)。

鋼箱梁底板應(yīng)力分布與頂板應(yīng)力相似。底板其他大部分區(qū)域應(yīng)力水平都較低，vonMises應(yīng)力一般都在75 MPa以下，在受力較大的斜底板附近可達(dá)120 MPa左右。扭矩作用產(chǎn)生的箱梁橫向彎曲使底板受到50 MPa以內(nèi)的橫橋向交替拉、壓應(yīng)力。

3.2扭轉(zhuǎn)效應(yīng)分析

為分析梁段在扭矩作用下的受力性能和重載偏載的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，僅考慮重車偏心工況中的扭矩作用和梁段自重，各板件的應(yīng)力分布如圖6所示。

圖1　主橋總體布置圖（單位：mm）

圖2　局部分析梁段示意圖（單位：mm）

圖3　主梁橫斷面示意圖（單位：mm）

圖4　有限元模型示意圖

圖5　最不利工況下鋼箱梁頂板應(yīng)力（單位：kPa）

與前小節(jié)中的計算結(jié)果相比可見，兩種情況下，鋼箱梁各板件的應(yīng)力分布規(guī)律相似，桿端僅有扭矩作用時，應(yīng)力值略低，但降低幅度很小，說明活載偏載作用下扭矩是比縱向彎曲更重要的影響因素。

3.3鋼箱梁頂?shù)装彘_洞影響分析

進(jìn)一步考查鋼箱梁頂、底板不開洞時，鋼箱梁各板件的應(yīng)力分布情況，并與之前的計算結(jié)果比較，研究開洞對鋼箱梁整體受力的影響。將前文計算模型的頂、底板孔洞填實，其他條件不變的情況下，鋼箱梁各板件的應(yīng)力分布如圖7所示。

通過比較可見，鋼箱梁不開孔洞時，各板件受力比較均勻，應(yīng)力水平普遍較低，大部分區(qū)域Mises應(yīng)力均在50 MPa以下，個別位置可達(dá)50～75 MPa，除梁底支座附近（Mises應(yīng)力約 100～125 MPa）以外無應(yīng)力集中現(xiàn)象；從頂、底板順、橫橋向正應(yīng)力分布可以看出，鋼箱梁兩個方向彎曲變形比較均勻協(xié)調(diào)，傳力順暢，而扭矩產(chǎn)生的效應(yīng)（如翹曲和由其引起的橫向彎曲）相對不明顯，只是在扭矩較大一側(cè)的梁端外腹板中產(chǎn)生較大的扭轉(zhuǎn)剪應(yīng)力。

綜上所述，鋼箱梁頂、底板開孔洞對其整體各方向的受力產(chǎn)生較大的不利影響。

圖6　不計活載彎曲效應(yīng)的鋼箱梁頂板應(yīng)力（單位：kPa）

圖7　無開孔截面鋼箱梁頂板應(yīng)力（單位：kPa）

圖8　圓弧開孔鋼箱梁頂板應(yīng)力（單位：kPa）

3.4改善孔洞角點(diǎn)處應(yīng)力集中的措施分析

如前所述，在外力尤其是扭矩的作用下，鋼箱梁孔洞的角點(diǎn)處會產(chǎn)生一定程度的應(yīng)力集中，這在結(jié)構(gòu)設(shè)計中是不希望出現(xiàn)的，因此需要設(shè)法降低應(yīng)力集中的水平。

增大孔洞的圓弧半徑和加強(qiáng)孔洞邊緣的局部加勁，兩種方法從理論上說可以降低孔洞角點(diǎn)處應(yīng)力集中水平，下面對這兩種措施做進(jìn)一步分析。

3.4.1增大孔洞倒角半徑

采用圓弧過渡方式，可改善局部應(yīng)力集中情況。圖8示出在恒載和桿端力共同作用下，采用長圓形孔洞時頂板的應(yīng)力分布情況。

對比圖5和圖8，頂板大部分區(qū)域的應(yīng)力水平以及分布規(guī)律與其相同，但在孔洞邊緣處，應(yīng)力集中峰值明顯下降，降幅約25～50MPa。但這種方法受到橋塔構(gòu)造及外形尺寸的限制，有一定的局限性。

3.4.2加強(qiáng)孔洞邊緣的局部加勁

沿孔洞邊緣設(shè)置一卷加勁肋，以達(dá)到降低應(yīng)力集中的目的。孔洞邊緣到臨近的內(nèi)腹板、橫隔板的距離為300～400 mm，從構(gòu)造上來講，焊接加勁肋是可行的。以下分別采用不同尺寸的加勁肋（板肋））得出相應(yīng)的頂板應(yīng)力分布情況，以考查設(shè)置加勁肋是否可以減小應(yīng)力集中峰值，以及加勁肋剛度變化對其的影響。

（1）加勁肋尺寸為180 mm×10 mm

圖9　鋼箱梁頂板應(yīng)力（單位：kPa）

圖10　鋼箱梁頂板應(yīng)力（單位：kPa）

圖11　鋼箱梁頂板應(yīng)力（單位：kPa）

在恒載和桿端力共同作用下，當(dāng)加勁肋尺寸為180 mm×10 mm時，頂板應(yīng)力分布如圖9所示。對比可見，孔洞角點(diǎn)處應(yīng)力集中狀況沒有得到明顯改善。

（2）加勁肋尺寸為220 mm×20 mm

在恒載和桿端力共同作用下，當(dāng)加勁肋尺寸為220 mm×20 mm時，頂板應(yīng)力分布如圖10所示。對比可見，孔洞角點(diǎn)處應(yīng)力集中峰值有所降低，降幅約為25～30 MPa。

（3）加勁肋尺寸為220 mm×30 mm

當(dāng)加勁肋尺寸改為220 mm×30 mm時，頂板應(yīng)力分布如圖11所示，對比可見，應(yīng)力集中峰值與加勁肋尺寸采用220 mm×20 mm時相當(dāng)，沒有進(jìn)一步降低。

綜上可見，采用孔洞邊緣設(shè)置加勁肋的方法是行之有效的，但加勁肋剛度（尺寸）的取值要在合理的范圍內(nèi)。剛度過小，則達(dá)不到預(yù)期的約束鋼板變形的作用；尺寸過大，應(yīng)力集中峰值也不能進(jìn)一步降低，造成材料上的浪費(fèi)。

3.5施工過程中的扭轉(zhuǎn)變形控制措施

從先前的計算結(jié)果中可以看到，開孔截面的主梁與非開孔截面相比，在扭轉(zhuǎn)荷載作用下，開孔截面由于截面抗扭能力較小，其工作性能并不理想。因此需要在施工過程中，避免因施工臨時荷載產(chǎn)生梁端扭矩。在施工過程中，根據(jù)中跨與邊跨施工臨時支撐方式的不同，采用了兩種方案控制梁端扭轉(zhuǎn)。

（1）邊跨主梁扭轉(zhuǎn)控制

在邊跨主梁斜拉索張拉前，安放在臨時支架上，并在支架上控制橋面線形。支架支撐方式如圖12所示。

圖12　支架示意

在臨時支點(diǎn)處，設(shè)置壓力傳感器和調(diào)平裝置，控制主梁空間線形，防止拼裝時出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)誤差。

（2）中跨主梁扭轉(zhuǎn)控制

中跨主梁采用橋面吊機(jī)吊裝的方式進(jìn)行施工，如圖13所示。

為保證吊裝過程中主梁無扭轉(zhuǎn)變形，采用了連續(xù)千斤頂提升工藝，主梁吊裝過程平穩(wěn)，吊裝力明確可控，有效地避免了因不均勻的提升荷載造成梁端扭轉(zhuǎn)。實際施工過程中，還準(zhǔn)備了預(yù)留壓重措施，能夠?qū)χ髁号まD(zhuǎn)進(jìn)行主動調(diào)整，防止扭轉(zhuǎn)效應(yīng)積累。

圖13　中跨主梁吊裝

4　結(jié)語

通過以上有限元局部分析計算，可得出如下結(jié)論：

（1）正常使用狀態(tài)下，在恒載（包括結(jié)構(gòu)自重、二期鋪裝及混凝土壓重）和按扭矩最不利布置的活荷載共同作用下，所考查的橋塔下方鋼箱梁節(jié)段中各鋼板受力均滿足要求，Mises應(yīng)力一般不超過175 MPa。

（2）扭矩除了引起鋼箱梁扭轉(zhuǎn)外，還使其發(fā)生翹曲和橫橋向彎曲。鋼箱梁頂、底板均交替出現(xiàn)順橋向翹曲拉、壓應(yīng)力和橫橋向彎曲拉、壓應(yīng)力，但應(yīng)力水平不高。在扭矩作用下，由于局部變形以及傳力路徑不連續(xù)，頂、底板孔洞角點(diǎn)處都有明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象。

（3）采用增大鋼箱梁孔洞倒角半徑（包括采用長圓形孔洞）或者沿孔洞邊緣設(shè)置加勁肋的方法可以降低孔洞角點(diǎn)處的應(yīng)力集中峰值。

（4）為防止主梁恒載下發(fā)生扭轉(zhuǎn)，可在施工階段采取措施，進(jìn)行有效控制。

［1］馬骉，葛競輝，顧民杰，等.寧波大榭第二大橋總體設(shè)計及研究［C］//第十九屆全國橋梁學(xué)術(shù)會議論文集（上冊）.上海：中國土木工程學(xué)會橋梁及結(jié)構(gòu)工程分會 ，2010.

［2］顧民杰.寧波大榭第二大橋主塔設(shè)計關(guān)鍵技術(shù)［J］.中國市政工程，2012（6）：18-20.

U448.27

B

1009-7716（2016）06-0101-05

2016-02-19

孫洋（1977-），男，吉林白城人，高級工程師，從事橋梁建設(shè)、管理與研究工作。