港珠澳大橋中央單索面斜拉橋全鋼索塔吊裝受力分析

于喜年，崔亮，孫偉

(1.大連交通大學(xué) 機械工程學(xué)院，遼寧 大連 116028; 2.湖南利歐泵業(yè)有限公司，湖南 湘潭 411201)*

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港珠澳大橋中央單索面斜拉橋全鋼索塔吊裝受力分析

于喜年1，崔亮1，孫偉2

(1.大連交通大學(xué) 機械工程學(xué)院，遼寧 大連 116028; 2.湖南利歐泵業(yè)有限公司，湖南 湘潭 411201)*

為港珠澳大橋江海直達船航道橋“風(fēng)帆型”全鋼索塔模塊在起吊、翻身、轉(zhuǎn)位和移位等施工過程中的安全可靠、準(zhǔn)確穩(wěn)妥，需要對索塔模塊吊裝過程進行安全評價.選取0°、45°及90°三個典型吊裝模態(tài)為研究對象，利用有限元法模擬分析索塔與吊裝系統(tǒng)連接的Z10節(jié)段塔身受力情況，發(fā)現(xiàn)索塔模塊吊裝過程中塔身吊裝部位出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，塔身強度不符合吊裝設(shè)計要求.依據(jù)索塔受力模擬分析結(jié)果，對索塔吊裝部位進行結(jié)構(gòu)加強，并重新分析計算，結(jié)果表明：索塔結(jié)構(gòu)加強后的三種吊裝模態(tài)最大應(yīng)力為368.154 MPa，小于所用材料許用應(yīng)力375 MPa，滿足強度要求；三種吊裝模態(tài)產(chǎn)生的最大位移為46 mm，小于《起重機設(shè)計規(guī)范》位移要求，滿足剛度要求.索塔整體吊裝系統(tǒng)設(shè)計及索塔受力模擬數(shù)值分析，為港珠澳大橋索塔安全吊裝提供了數(shù)據(jù)保證.

港珠澳大橋；索塔；模塊化吊裝

0 引言

港珠澳大橋江海直達船航道橋為深水區(qū)通航孔橋，該鋼箱梁中央單索面斜拉橋主塔結(jié)構(gòu)為“風(fēng)帆型”全鋼索塔，橋跨布置為994 m，兩中跨和次邊跨布設(shè)斜拉索，橋梁結(jié)構(gòu)體系為六跨連續(xù)半漂浮體系.為方便制造及施工，根據(jù)主梁縱斷線形，邊索塔和中索塔設(shè)計高度分別為108.5 m和110 m，本文主要以中索塔為研究對象.橋型總體布置如圖1所示.

圖1 江海直達船航道橋型總體布置示意圖

1 索塔塔身結(jié)構(gòu)及材料屬性

如圖2所示，“風(fēng)帆型”索塔是港珠澳大橋的標(biāo)志性建筑，索塔由索塔柱、副塔柱以及主副塔柱聯(lián)系桿三部分組成.受力主塔柱為Z0-Z12共13個大節(jié)段，各節(jié)段在廠房進行水平式拼裝和焊接形成索塔整體，索塔內(nèi)部設(shè)有翼板、腹板及加勁肋板.索塔主體結(jié)構(gòu)材料采用Q345qD鋼板，造型部分材料采用Q235B鋼板，材料屬性及力學(xué)性能如表1所示.

圖2 索塔側(cè)面構(gòu)造圖

2 索塔吊裝系統(tǒng)

根據(jù)索塔結(jié)構(gòu)特點和海面復(fù)雜吊裝環(huán)境，索塔采用整體模塊吊裝模式一次吊裝就位，吊裝工程選用雙臂變幅式起重船，起重量為 3 200 t，吊臂長 137m，主鉤最大起升高度 110 m.根據(jù)索塔實際吊裝狀態(tài)，索塔吊裝經(jīng)過起吊、翻身、轉(zhuǎn)位和移位過程，為防止索塔在吊裝過程中發(fā)生傾覆，通過對索塔重心位置計算，需使吊點中心和索塔重心在同一垂直線上，并考慮起重船實際吊裝高度，故將吊點位置選擇在主塔柱 Z10節(jié)段.吊具整體與塔身利用高強螺栓群及等強拉桿緊固連接.

2.1 吊具結(jié)構(gòu)形式

經(jīng)過對索塔吊裝工程所用吊具多次方案調(diào)整及有限元計算分析，最終采用可靠性高、吊裝工藝方便的桁架式組合體吊裝結(jié)構(gòu)[1-3].組合體吊具由浮動吊耳、箱式鉸座、復(fù)合桁架吊臂組成.箱式鉸座及復(fù)合桁架吊臂焊接成一體，采用特殊焊接工藝，吊臂小端連接板采用周邊焊外，在小端連接板空隙處鉆若干Φ40孔，采用灌焊處理，浮動吊耳與箱式鉸座相對轉(zhuǎn)動.整個吊裝系統(tǒng)四個吊點由高強無接頭繩圈與吊耳軸相連，吊裝過程中浮動吊耳可實現(xiàn)自身調(diào)平，各吊點位于同一平面，保證索塔吊裝安全穩(wěn)定.吊裝系統(tǒng)如圖3所示.

圖3 復(fù)合桁架及特制組合體吊具總體吊裝模型示意圖

吊臂主管根部區(qū)域受力較大，高強螺栓系用等強拉桿替換[4]，使索塔與吊臂連接的Z10節(jié)段塔身整體受力性能得到提高.

3 索塔吊裝系統(tǒng)有限元模型

索塔吊裝過程中塔身受力及變形分析屬于結(jié)構(gòu)動力學(xué)分析，但由于計算模型龐大及動態(tài)分析加載數(shù)據(jù)未知等因素，故采用靜力學(xué)分析以簡化索塔動態(tài)吊裝過程.本文基于ANSYS有限元分析軟件，建立索塔吊裝系統(tǒng)有限元模型，為模擬計算簡便，未考慮風(fēng)載荷對吊裝系統(tǒng)影響，僅在0°、45°和90°三種吊裝模態(tài)下對索塔整體進行應(yīng)力、位移分析.

3.1 索塔吊裝系統(tǒng)有限元模型建立

根據(jù)索塔和組合體吊具結(jié)構(gòu)特點，整體采用殼單元Shell181模擬[5]，厚度方向以板厚中性面位置來確定，有限元模型單元數(shù)1 075 956，節(jié)點數(shù)971 458.對網(wǎng)格模型進行質(zhì)量檢查，保證索塔有限元模型計算精度[6].

高強螺栓及等強拉桿采用beam188單元模擬，在每個螺栓孔處建立剛性區(qū)域，并釋放rigid單元旋轉(zhuǎn)自由度.索塔及組合體吊具自重通過輸入材料密度和加速度由軟件自動加載.吊裝系統(tǒng)有限元模型四吊點處施加“3221”約束方式，防止系統(tǒng)過約束，0°吊裝模態(tài)與45°吊裝模態(tài)索塔底部與地面接觸，索塔底部施加支反力約束.90°吊裝模態(tài)下索塔離地底部無約束，本文略去吊裝系統(tǒng)有限元模型圖.

3.2 有限元分析結(jié)果

對三種吊裝狀態(tài)下索塔有限元模型進行分析，重點分析Z10節(jié)段塔身及主副塔聯(lián)系桿應(yīng)力狀況.

圖4所示為三種吊裝模態(tài)下初步模擬索塔受力分析應(yīng)力云圖.結(jié)果顯示0°吊裝模態(tài)塔身所受最大應(yīng)力為939.4 MPa，索塔傾斜吊裝模態(tài)時塔身所受最大應(yīng)力為1 052 MPa，90°吊裝模態(tài)塔身最大應(yīng)力為1 396 MPa.三種吊裝模態(tài)塔身所受應(yīng)力均超過材料許用應(yīng)力[σ]=242 MPa，最大應(yīng)力位置出現(xiàn)在與吊裝系統(tǒng)連接段的塔身處.隨著吊裝姿態(tài)改變，吊具對連接段塔身外腹板產(chǎn)生較大拉力和壓力，外腹板發(fā)生翹曲且變形明顯，為防止塔身撕裂需對索塔外腹板及內(nèi)部進行結(jié)構(gòu)加強.

(a) 0°吊裝模態(tài)索塔應(yīng)力云圖

(b) 45°吊裝模態(tài)索塔應(yīng)力云圖

(c) 90°吊裝模態(tài)索塔應(yīng)力云圖

0°、45°及90°吊裝模態(tài)塔身最大位移分別為55.82、41.44、32.43 mm，小于《起重機設(shè)計規(guī)范》的位移要求.索塔整體位移屬于彈性位移，滿足剛度要求.

圖5所示為三種吊裝模態(tài)的副塔柱應(yīng)力云圖.最大應(yīng)力分別為158.4、103.6和70.2 MPa，均小于其許用應(yīng)力[σ]=168 MPa.副塔柱產(chǎn)生最大位移分別為46.2、36.1和21.4 mm，副塔柱強度剛度滿足吊裝工程要求，文中未示主、副塔柱位移云圖.

(a) 0°吊裝模態(tài)索副塔柱應(yīng)力云圖

(b) 45°吊裝模態(tài)索副塔柱應(yīng)力云圖

(c) 90°吊裝模態(tài)索副塔柱應(yīng)力云圖

4 索塔結(jié)構(gòu)加強設(shè)計

圖6所示為索塔Z10節(jié)段被吊裝節(jié)段內(nèi)部結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖， 應(yīng)力集中部位在橫隔板與塔側(cè)壁連接處，即出現(xiàn)在吊裝系統(tǒng)復(fù)合桁架四根主吊管軸向延伸處的索塔壁周圍.

圖6 索塔內(nèi)部結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖

通過對索塔吊裝系統(tǒng)連接的索塔塔身應(yīng)力應(yīng)變模擬分析發(fā)現(xiàn)，索塔外腹板及索塔壁四拐角處所受應(yīng)力最大，為防止索塔吊裝過程中其內(nèi)部結(jié)構(gòu)出現(xiàn)局部破壞，保證索塔吊裝的安全可靠，需對塔身四周拐角及受力較大部位進行結(jié)構(gòu)加強.

4.1 索塔外腹板內(nèi)壁加強

索塔外腹板材料為Q345qD，索塔外腹板內(nèi)側(cè)設(shè)有橫隔板與縱向加勁肋板.經(jīng)反復(fù)分析計算后確定塔壁加強方案，即在塔壁內(nèi)焊接Q690高強度連接加強板，塔壁連接加強板四周坡口采用熔透焊，索塔外腹板內(nèi)側(cè)加強板布置如圖7所示，加強后外腹板厚度達到110 mm，可抵抗吊裝系統(tǒng)對其產(chǎn)生的應(yīng)力應(yīng)變作用.

圖7 索塔內(nèi)側(cè)加強板示意圖

4.2 索塔內(nèi)部結(jié)構(gòu)加強

根據(jù)外腹板及索塔內(nèi)部所受應(yīng)力應(yīng)變狀況對索塔Z10節(jié)段四周拐角進行加強，增強吊裝過程中的強度剛度.由于索塔內(nèi)部空間狹小，結(jié)構(gòu)加強困難諸多，仔細(xì)分析其內(nèi)部結(jié)構(gòu)后，決定在N2、N4、N6與塔壁連接的橫隔板四拐角水平方向上、下兩側(cè)分別焊接厚度為40 mm的Q690加強板，圖8所示為索塔N2、N4、N6橫隔板結(jié)構(gòu)加強布置圖，加強板尺寸根據(jù)橫隔板縱向加勁肋板形狀確定.

圖8 索塔 N2、N4、N6橫隔板結(jié)構(gòu)加強圖

索塔在吊裝至垂向狀態(tài)時，通過高強螺栓群及等強拉桿緊固件將應(yīng)力傳遞至索塔Z10節(jié)段縱向加勁肋板，致使縱向加勁肋板應(yīng)力超過所用材料強度極限，應(yīng)在受力較大的N2、N4、N6三個橫隔板截面所在垂向位置兩側(cè)焊接Q690槽鋼進行強度加強.

圖9(a)及圖10(a)所示為N2、N6截面吊臂鋼管與塔壁連接處的橫隔板上、下兩側(cè)槽鋼加強網(wǎng)格模型及E型焊接槽鋼結(jié)構(gòu)加強圖.圖9(b)及圖10(b)所示為N4截面吊臂鋼管與塔壁連接處的橫隔板上、下兩側(cè)槽鋼加強網(wǎng)格模型及焊接槽鋼結(jié)構(gòu)加強圖.所有加強槽鋼與塔內(nèi)縱向加勁肋板及橫隔板采用熔透焊.索塔內(nèi)壁四周拐角及塔壁與鋼管連接處內(nèi)部結(jié)構(gòu)加強后，索塔Z10節(jié)段塔身整體結(jié)構(gòu)強度得到提高.

(a) N2、N6處槽鋼加強模型

(b) N4處槽鋼加強模型

圖10 槽鋼截面加強圖

4.3 索塔結(jié)構(gòu)加強后受力分析

索塔Z10節(jié)段塔身結(jié)構(gòu)加強后重新進行強度剛度分析，三種吊裝模態(tài)索塔應(yīng)力云圖如圖11所示,索塔所受最大應(yīng)力在0°起吊模態(tài)，應(yīng)力值為368 MPa，分析發(fā)現(xiàn)三種吊裝模態(tài)最大應(yīng)力位置均發(fā)生在索塔底部，原因在于建立索塔有限元模型時索塔底部施加剛性約束而導(dǎo)致底部應(yīng)力較大，索塔底部裝配滑動鉸支撐，實際吊裝過程中應(yīng)力將得到分散，有利于保護索塔安裝基面不被破壞. 三種吊裝模態(tài)所受應(yīng)力小于所用材料許用應(yīng)力.結(jié)構(gòu)加強后三種吊裝模態(tài)產(chǎn)生最大位移分別為46.135、36.148和27.172 mm，副塔柱產(chǎn)生的位移與結(jié)構(gòu)加強前基本相同，主副塔柱產(chǎn)生位移小于《起重機設(shè)計規(guī)范》[7]的位移要求.由于篇幅所限，本文略去部分有限元分析位移云圖，索塔模塊吊裝疲勞分析未展開敘述.

(a) 0°吊裝模態(tài)索塔應(yīng)力云圖

(b) 45°吊裝模態(tài)索塔應(yīng)力云圖

(c) 90°吊裝模態(tài)索塔應(yīng)力云圖

5 吊裝吊具穩(wěn)定性分析

對索塔吊裝三個吊裝模態(tài)下吊具進行穩(wěn)定性分析，得屈曲系數(shù)如表2所示,吊具抗失穩(wěn)能力良好，穩(wěn)定性滿足工程要求.

表2 吊裝吊具屈曲系數(shù)

6 結(jié)論

本文基于ANSYS分析軟件，建立索塔吊裝系統(tǒng)有限元模型，對與吊裝系統(tǒng)連接的索塔Z10節(jié)段塔身結(jié)構(gòu)進行應(yīng)力、應(yīng)變初步分析結(jié)果顯示，吊具連接段塔身應(yīng)力較大，不能滿足索塔吊裝要求；根據(jù)應(yīng)力所發(fā)生位置對塔身內(nèi)、外部結(jié)構(gòu)進行加強設(shè)計，并對索塔結(jié)構(gòu)加強后受力再分析結(jié)果表明，三種吊裝模態(tài)下塔身所受最大應(yīng)力為368 MPa，小于材料許用應(yīng)力，滿足強度要求；三種吊裝模態(tài)索塔產(chǎn)生的最大位移為46 mm，結(jié)構(gòu)加強前后位移變化基本相同，說明索塔整體剛度良好，索塔吊裝過程受力僅對索塔強度有影響；吊裝吊具穩(wěn)定性分析結(jié)果表明吊具抗失穩(wěn)能力滿足工程要求.索塔整體吊裝系統(tǒng)設(shè)計及索塔受力模擬數(shù)值分析，為港珠澳大橋全鋼索塔安全吊裝提供了數(shù)據(jù)保證.

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YU Xinian1, CUI Liang1, SUN Wei2

(1.School of Mechanical Engineering, Dalian Jiaotong University, Dalian 116028, China;2.Hunan Leo Pump Co., Ltd, Xiangtan 411201, China)

Aiming at the safety of cable tower module of Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge during lifting, rolling over, transposition and shifting, safety evaluation of the cable tower module assembly is conducted.Three typical hoisting modes at the angles of 0°,45°and 90° are selected， and finite element method is used to analyze the force of Z10, connection section between cable tower and the hoisting system. The results show that stress concentration occurs in the cable tower module hoisting parts in hoisting, which are not accordance with the hositing design requirements. Based on the cable tower stress simulation results, the structural of the cable tower crane parts is strengthened, and the analysis and calculate results show that after strengthening， the maximal stress is 368.154 MPa, less than the minimum allowable stress 375 MPa, and meets the strength requirements. The maximum displacement is 46 mm, which meets the stiffness requirements.The design and simulative force analysis provide reliable data for Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge cable tower safe hoisting.

hong kong-Zhuhai-Macao Bridge; cable tower; modular assembly

1673-9590(2016)04-0080-06

2015-10-11

國家自然科學(xué)基金資助項目(51375063)

于喜年(1958-)，男，教授，碩士，主要從事機械裝備設(shè)計理論及制造技術(shù)、大型工程吊裝技術(shù)的研究E-mail:xny1960@163.com.

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