張昀路，鄧 揚，李雨航，楊鈞杰

(1.北京建筑大學(xué) 土木與交通工程學(xué)院, 北京 100044；2.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院, 江蘇 南京 211189)

近幾十年來，隨著工業(yè)的長足進(jìn)步，人們對能源需求的日益增長，用于煤場、火電廠的大跨度輸煤棧橋也不斷增多。由于煤場較為復(fù)雜的地質(zhì)條件和煤場較大的堆載，導(dǎo)致棧橋的不均勻沉降。不均勻沉降致使棧橋桿件及連接處產(chǎn)生較大的附加應(yīng)力，對棧橋健康狀態(tài)產(chǎn)生消極的影響，進(jìn)而影響日常的使用與生產(chǎn)。因此有必要對大跨度棧橋在不均勻沉降下的力學(xué)行為及其受力性能的改善進(jìn)行研究。

目前，國內(nèi)外對棧橋力學(xué)分析方法主要有實測[1]和數(shù)值模擬[2-6]。實測是評估棧橋健康狀態(tài)最直觀的方法，藺小虎等[7]通過地面三維激光掃描技術(shù)與變形事實監(jiān)測技術(shù)對輸煤棧橋結(jié)構(gòu)健康進(jìn)行了分析，但實測受成本、地理位置及棧橋自身的影響較大。數(shù)值模擬逐漸成為棧橋力學(xué)分析研究的主要方法。金松[8]采用SAP2000對棧橋結(jié)構(gòu)進(jìn)行單一尺度空間模擬分析，并研究了風(fēng)荷載對棧橋桁架弦桿的應(yīng)力貢獻(xiàn)情況，明確了框口柱在恒荷載、活荷載、風(fēng)荷載綜合作用下的受力狀態(tài)。楊偉[9]基于MIDAS/Gen軟件對某大跨度棧橋建立了多尺度有限元模型對棧橋卸載后的受力狀態(tài)進(jìn)行有限元分析。結(jié)構(gòu)表明：多尺度模型則可明顯觀測到牛腿節(jié)點處各板件的局部應(yīng)力, 并能夠體現(xiàn)牛腿鋼梁處受到的扭轉(zhuǎn)效應(yīng), 對分析牛腿節(jié)點安全具有重要意義。相較于單一尺度模擬，多尺度模擬在保證一定的計算效率下具有更高精度[10-16]。在不均勻沉降下，棧橋難以正常使用，需要進(jìn)行棧橋力學(xué)性能的提升。目前，對棧橋力學(xué)性能的提升主要有頂升糾傾和棧橋構(gòu)件的直接加固兩種方法。崔娟玲等[17]通過增大構(gòu)件截面和置換銹蝕構(gòu)件改善了棧橋的力學(xué)性能。趙來順等[18]對棧橋進(jìn)行頂升并實時監(jiān)測、控制頂升的速度與高度，使棧橋得以正常使用。然而目前基于多尺度模擬對棧橋不均勻沉降力學(xué)分析及力學(xué)性能提升的研究仍稍顯不足，主要表現(xiàn)在：(1)目前，學(xué)術(shù)界對棧橋的多尺度全過程分析關(guān)注不夠；(2) 現(xiàn)階段通過數(shù)值模擬對棧橋的頂升糾偏，其過程和模型都較為簡化，難以模擬頂升過程中棧橋各個桿件的應(yīng)力狀態(tài)及其應(yīng)力變化趨勢。

本文以某燃煤電廠4#B輸煤棧橋為原型，采用ANSYS建立了多尺度有限元模型，基于棧橋?qū)崪y數(shù)據(jù)開展了沉降破壞的全過程模擬，并與實測結(jié)果對比驗證了螺栓破壞形態(tài)的假設(shè)。最后，在棧橋不均勻沉降穩(wěn)定后對棧橋整體進(jìn)行全階段的頂升，探究棧橋頂升過程中桿件的應(yīng)力變化趨勢以及最適宜的頂升高度。本研究旨在通過多尺度模擬來實現(xiàn)對大跨度輸煤棧橋不均勻沉降力學(xué)分析及受力性能的改善。同時，為類似大跨度輸煤棧橋力學(xué)性能的分析及改善提供參考。

1 工程概況

1.1 設(shè)計概述

本文闡述的電廠由四座煤場、一個轉(zhuǎn)運站和四座棧橋構(gòu)成。其中煤場為圓形，最大半徑為63 m。4#B輸煤棧橋，橋長111.176 m，寬5.4 m，高50.048 m，該電廠的示意圖如圖1所示。棧橋選用Q235、Q345B鋼材，棧橋桿件的型號及材質(zhì)如表1所示。其選用的Q235&Q345B鋼材應(yīng)符合《碳素結(jié)構(gòu)鋼》[19](GB/T 700—2006)標(biāo)準(zhǔn)，并應(yīng)具有抗拉強度、伸長率、屈服強度和硫、磷含量的合格保證，橋面板采用6 mm厚Q235B花紋鋼板。棧橋與轉(zhuǎn)運站之間由兩個帶有加勁肋的鋼制支座上的8個M30的摩擦性高強螺栓連接，均采用Q345B鋼材。棧橋的屋面桁架采用I-56a和SC-1桿件，橋墩、橋面桁架等采用1-5號桿件，棧橋的示意圖如圖2所示，桿件的規(guī)格和材質(zhì)如表1所示。

表1 棧橋桿件型號

圖1 電廠平面布置示意圖

1.2 棧橋破壞情況及沉降分析

棧橋施工過程中，在現(xiàn)場開展了沉降測量，4#B棧橋的沉降測點①—測點⑥及T3轉(zhuǎn)運站的測點①—測點④如圖3所示。經(jīng)過多次測量發(fā)現(xiàn)T3轉(zhuǎn)運站、4#B棧橋與中心柱均有較大規(guī)模的沉降，中心柱處沉降總量已超過400 mm，棧橋整體結(jié)構(gòu)向中心柱方向傾斜，有較大的結(jié)構(gòu)安全隱患。依據(jù)現(xiàn)場檢測，發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)運站、棧橋與中心柱的沉降使得結(jié)構(gòu)向中心柱方向傾斜，致使棧橋與轉(zhuǎn)運站連接處螺栓在沉降過程中全部斷裂，棧橋尾部皮帶支架連接處螺栓斷裂同時依據(jù)各個測點的數(shù)據(jù)可知目前棧橋沉降趨于穩(wěn)定。

圖3 廠區(qū)沉降測點位置

中心柱的監(jiān)測于2020年1月1日開始至2020年5月29日結(jié)束，監(jiān)測周期為150 d。監(jiān)測期間，中心柱前期絕對沉降較小，2020年2月29日的絕對沉降為84 mm和88 mm。然而，在2020年3月14日當(dāng)天，中心柱沉降突然陡增至440 mm和421 mm，圖4為煤場中心柱沉降變化曲線。

圖4 煤場中心柱沉降變化曲線

為確保監(jiān)測絕對時間的統(tǒng)一，4#B棧橋的沉降觀測取2020年1月1日至2020年5月29日的沉降數(shù)據(jù)，監(jiān)測周期為150 d。從圖5棧橋沉降變化曲線可以看出，測點③和測點④沉降最大，測點①和測點⑥沉降最小，棧橋基礎(chǔ)的沉降目前仍在發(fā)展過程中，似乎未見沉降穩(wěn)定的跡象，進(jìn)一步分析4#B輸煤棧橋的沉降速率，可以看出棧橋基礎(chǔ)的沉降速率處于起伏交替變化的波動過程中。從目前的沉降速率來看，基礎(chǔ)變形仍未穩(wěn)定，但整體變形較小，并沒出現(xiàn)如中心柱那樣的沉降突變, 棧橋沉降速率變化曲線如圖6所示。

圖5 棧橋沉降變化曲線

圖6 棧橋沉降速率變化曲線

通過對圖5棧橋沉降變化曲線和圖6棧橋沉降速率變化曲線進(jìn)行分析, 發(fā)現(xiàn)于2月2日至2月6日期間，棧橋和各轉(zhuǎn)運站的絕對沉降均發(fā)生了較大的增幅，根據(jù)沉降實測數(shù)據(jù)，在該期間螺栓可能發(fā)生了破壞。因此針對沉降實測數(shù)據(jù)做出如下假設(shè)：(1) 螺栓于2月2日至2月6日期間發(fā)生破壞;(2) 當(dāng)一個支座的螺栓全部發(fā)生破壞時，拉力與剪力均會瞬間傳遞給另一個支座，使其也會隨之失效。

1.3 頂升性能提升方案

棧橋受沉降作用等因素的影響，使得力學(xué)性能受到較大的不利影響。為改善不均勻地基沉降后棧橋結(jié)構(gòu)的受力性能，可在棧橋中心柱柱頂對棧橋進(jìn)行頂升，消除中心柱與棧橋結(jié)構(gòu)的不均勻沉降。

下面介紹本次棧橋的頂升流程[20-21]，主要包括以下三部分，第一步為通過在中心柱與棧橋的連接節(jié)點處添加PLC(可編程邏輯控制器)同步頂升裝置，并拆除原有支座與限位裝置；第二步為使用PLC同步頂升裝置頂升整體結(jié)構(gòu)到指定位置，并安裝永久頂升支座與限位裝置；第三步為撤去PLC同步頂升裝置，形成整體結(jié)構(gòu)。具體實施步驟如下：

(1) 在支座所在平臺的鋼板上架設(shè)鋼梁，并在鋼梁上安裝臨時頂升裝置，此處需要根據(jù)施工現(xiàn)場所選用的頂升裝置的尺寸來確定鋼梁高度、鋼梁放置位置與臨時頂升裝置。在此之后，將原有支座與限位裝置拆下。其示意圖如圖7所示。

圖7 步驟一示意圖

(2) 采用PLC同步頂升裝置頂升棧橋主體結(jié)構(gòu)，并在原有支座下部安裝相應(yīng)高度的墊塊。之后安裝新型可調(diào)支座，此支座可人工控制調(diào)整高度，但其量程不宜過大，一般控制在±100 mm左右，若可調(diào)范圍較大，則需要更大的支座空間用于安裝，也會增大支座自重，其示意圖如圖8所示。

圖8 步驟二示意圖

在頂升時對千斤頂?shù)奈灰萍笆芰?、梁板的?yīng)力情況進(jìn)行監(jiān)控，從而確保頂升順利進(jìn)行。

(3) 將新支座調(diào)試完成，安裝原有限位裝置，調(diào)整好距離，撤去PLC同步頂升裝置，從而形成完整的體系。

2 有限元分析

2.1 多尺度模型的建立

本文采用有限元分析軟件ANSYS對棧橋結(jié)構(gòu)進(jìn)行多尺度有限元模擬。首先采用BEAM188梁單元建立棧橋的整體模型，棧橋的橋面板、鋼管及角鋼為理想彈塑性構(gòu)件，泊松比選為0.3，彈性模量為2.06×105MPa，梁單元的整體模型如圖9(a)所示。為了探究不均勻沉降下棧橋的破壞機理，需要對棧橋與轉(zhuǎn)運站之間的支座采用實體單元進(jìn)行精細(xì)化建模。節(jié)點板、加勁肋采用8節(jié)點六面體實體單元SOLID185，選用理想彈塑性本構(gòu)，泊松比選為0.3。螺栓采用10節(jié)點四面體實體單元SOLID187進(jìn)行模擬。螺栓的彈塑屬性根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)用高強度大六角頭螺栓，大六角螺母、墊圈技術(shù)條件》[22](GB/T 1231—2006)中的要求，選取為三折線模型。對于10.9級高強螺栓，屈服強度為940 MPa, 極限強度為1 060 MPa。當(dāng)螺栓達(dá)到1 060 MPa時采用生死單元技術(shù)使得螺栓退出工作。該精細(xì)化模型包含173 234個實體單元，一號支座的1號—4號螺栓按逆時針順序排列，二號支座的5號—8號螺栓排列方式相同，精細(xì)化模型如圖9(b)所示。

圖9 多尺度有限元模型

各個節(jié)點板是由螺栓進(jìn)行連接，所以在建模時需要考慮螺栓的接觸問題，以及螺栓預(yù)緊力的施加[23-24]。本次模擬通過目標(biāo)單元TARGE170和接觸單元CONTA174建立接觸對，模型共有24個接觸對。接觸面之間考慮摩擦，摩擦系數(shù)選取為0.35[25]。螺栓預(yù)緊力的施加，可先建立預(yù)緊面，軟件會自動生成預(yù)緊力單元PRETS179，再通過SLOAD命令施加預(yù)緊力。把該工況作為第一荷載步計算，并在后續(xù)的計算中施加該預(yù)緊力。

當(dāng)采用不同單元進(jìn)行模擬時，由于不同單元之間的自由度不同，為了使得兩種單元的交點處滿足變形協(xié)調(diào)，需要建立約束方程來實現(xiàn)兩種單元之間的連接[11]。本文采用自由度剛性約束法(CERIG法)建立不同尺度模型邊界約束方程。此方法是通過主節(jié)點和從節(jié)點之間建立約束方程從而形成剛域，使該處節(jié)點滿足變形協(xié)調(diào)。本文采用梁單元為主節(jié)點，實體單元為從節(jié)點，一個主節(jié)點對應(yīng)多個從節(jié)點，從而實現(xiàn)模型的整體耦合。

2.2 荷載作用

大跨度輸煤棧橋主要受到恒載、活載、不均勻沉降作用。恒載包括結(jié)構(gòu)自重、棧橋橋面板重，結(jié)構(gòu)附加恒載主要包括橋面板與屋面板的附加恒載。活載包括棧橋橋面活載與棧橋屋面活載，其數(shù)值分別為6.0 kN/m2與1.5 kN/m2，所以在軟件中分別在橋面與屋面位置繪制虛面，并施加面荷載。對于不均勻沉降荷載，由于中心柱于2020年1月1日建立完畢，故本文模擬從2020年1月1日開始截止到2020年5月29日結(jié)束。在棧橋的六個測點施加不均勻沉降(如圖2所示)，以四種階段表達(dá)螺栓的破壞過程。第一階段為沒有施加不均勻沉降的階段，作為空白對照組；第二階段為組裝好后的整體沉降階段，第三階段為在沉降過程中的棧橋尾部突然斷裂階段，第四階段為在斷裂后整體的繼續(xù)沉降階段，以上幾個階段通過荷載步施加。對于第二階段，根據(jù)上述沉降實測數(shù)據(jù)預(yù)測螺栓在2月2日到2月6日之間破壞，選擇2020年2月2日的沉降數(shù)據(jù)。對于第三階段，選擇2020年2月6日的沉降數(shù)據(jù)，并在第二階段到第三階段以1 d為步長，均分成多個工況從而更好地反映螺栓的破壞。第四階段選取2020年2月6日到2020年5月29日之間的沉降實測數(shù)據(jù)，進(jìn)而對測量期間棧橋在不均勻沉降下的力學(xué)性能進(jìn)行全方位的模擬。各階段各個測點的沉降如表2所示，第四階段由于篇幅所致只羅列了5月29日的沉降數(shù)據(jù)。

表2 棧橋各測點沉降值

2.3 ANSYS模型驗證

為確保所建多尺度模型與梁單元模型準(zhǔn)確，需要比對多尺度模型和梁單元模型的模態(tài)和振型。由于低階振型對結(jié)構(gòu)振動影響較大，本次模擬主要考慮前六階模態(tài)。

計算出梁單元模型與多尺度模型前六階的自振周期及其誤差如表3所示，相對誤差最大僅為0.120%。這是因為多尺度模型只采用兩個節(jié)點建立精細(xì)模型，對棧橋整體結(jié)構(gòu)的振型頻率影響較小，且振型也較為相似，結(jié)果表明棧橋梁單元模型和多尺度模型的模態(tài)特性較好，故可以驗證多尺度模型的準(zhǔn)確性與有效性。

表3 結(jié)構(gòu)模態(tài)周期

3 有限元模擬計算結(jié)果

3.1 螺栓破壞過程的模擬

沉降荷載依據(jù)實測數(shù)據(jù)在測點位置上輸入6個測點2020年1月1日至2020年5月29日的沉降值，測點位置如圖3所示。棧橋與轉(zhuǎn)運站之間采用的是10.9級高強度螺栓進(jìn)行連接，連接類型為摩擦型連接。根據(jù)規(guī)范可查得該螺栓屈服強度為940 MPa，螺栓抗拉強度為1 060 MPa。因在螺栓臨近斷裂時，摩擦力已經(jīng)失效，故可按照普通螺栓抗拉與抗剪耦合進(jìn)行計算。根據(jù)實測數(shù)據(jù)和現(xiàn)象把沉降過程分為三部分，一為組裝好后的整體沉降階段(T-BD)，二為在沉降過程中棧橋尾部突然斷裂階段(T-D)，三為在斷裂后整體繼續(xù)沉降階段(T-AD)。當(dāng)螺栓完全破壞進(jìn)入第三階段后通過生死單元技術(shù)處理螺栓，使棧橋繼續(xù)沉降。監(jiān)測期間各個螺栓的最大應(yīng)力Smax變化趨勢如圖10所示。

圖10 螺栓最大應(yīng)力曲線

當(dāng)螺栓的最大應(yīng)力大于1 060 MPa時，即認(rèn)為螺栓失效。由上述ANSYS分析可得螺栓于監(jiān)測開始的第34天(2月3日)開始破壞，二號支座的5號螺栓達(dá)到抗拉強度，螺栓失效。致使其應(yīng)力傳遞到其它螺栓，從而導(dǎo)致1—4、6—8號螺栓應(yīng)力突變。在監(jiān)測開始的第35天(2月4日)，由于不均勻沉降的繼續(xù)增加，使得2、4、6、7、8號螺栓失效，進(jìn)而導(dǎo)致1、3號螺栓應(yīng)力突變。在監(jiān)測開始的第36天(2月5日)，螺栓1、3達(dá)到抗拉強度，最終全部螺栓失效，棧橋進(jìn)入失效后沉降階段。經(jīng)過計算，1號支座在開始測量后的第35天失效，當(dāng)1號支座在開始測量的第35天失效時，拉力與剪力均會瞬間傳遞給2號支座，使得2號支座于沉降測量開始后的第36天也會隨之失效，1號螺栓沿螺栓桿長度方向的應(yīng)力云圖如圖11所示。

圖11 1號螺栓的應(yīng)力云圖(單位：MPa)

通過ANSYS多尺度有限元模擬并結(jié)合實測數(shù)據(jù)所得螺栓破壞時機以及破壞過程均滿足假設(shè)結(jié)果。ANSYS多尺度有限元模擬可以較為精確地確定各個螺栓破壞的順序及時機，所得結(jié)果更利于后續(xù)對螺栓斷裂方面的研究和實際工程應(yīng)用。

3.2 棧橋的破壞過程

棧橋桿件的材質(zhì)主要為Q235和Q345B級鋼，其中Q235材質(zhì)主要用于棧橋屋面的桿件。在棧橋沉降過程中發(fā)現(xiàn)應(yīng)力比大的部位主要位于棧橋跨中的弦桿及橋墩與橋面板的交界處的桿件。取應(yīng)力比最大的棧橋跨中弦桿M1及橋墩處應(yīng)力比最大的桿件M2。在棧橋的沉降過程中，M1、M2桿件最大的應(yīng)力比均出現(xiàn)在了監(jiān)測開始的第36天(2月5日)。其應(yīng)力比分別為0.776和0.750，即沉降過程中桿件的最大應(yīng)力分別約為268 MPa和257 MPa，該階段應(yīng)力云圖如圖12所示。沉降過程中桿件應(yīng)力均小于屈服應(yīng)力，桿件均處于彈性階段。

圖12 監(jiān)測開始第39天棧橋的應(yīng)力云圖(單位：MPa)

3.3 棧橋頂升過程的模擬

在不均勻沉降過程中，M1、M2桿件的最大應(yīng)力為268 MPa和257 MPa, 輸煤棧橋桿件均處于彈性階段。通過頂升可以減小桿件的應(yīng)變進(jìn)而改善桿件的應(yīng)力狀態(tài)。頂升棧橋以中心柱柱頂為頂升點，以螺栓失效后沉降階段為基礎(chǔ)并去除中心柱的約束，以10 mm每分鐘的速度勻速頂升至400 mm。頂升過程的示意圖如圖7、圖8所示。為研究頂升高度最合理的數(shù)值，在目前現(xiàn)有沉降狀態(tài)下(T-AD階段)將中心柱從0 mm開始勻速頂升至400 mm，并提取頂升后各個桿件的應(yīng)力數(shù)值。統(tǒng)計各頂升高度下應(yīng)力比分區(qū)如表4所示。

從表4中可以看出，在頂升后，桿件整體應(yīng)力有所減小，其中當(dāng)頂升250 mm左右時，結(jié)構(gòu)應(yīng)力最小。取M1、M2桿件，頂升時M1、M2桿件的應(yīng)力比相較于頂升前有較大程度的降低，當(dāng)頂升250 mm時桿件的應(yīng)力比最小，如圖13所示，可以說明棧橋的頂升對桿件應(yīng)力狀態(tài)有較大的改善，對于結(jié)構(gòu)整體也是十分有利的。同時對比了不同頂升作用下，各桿件應(yīng)力相比于現(xiàn)狀應(yīng)力的趨勢如表5所示，可以看出，在頂升后，超過一半的桿件是向有利方向發(fā)展的。尤其當(dāng)頂升250 mm時，約有54%的結(jié)構(gòu)桿件趨向應(yīng)力大幅小，其余46%應(yīng)力比增大的部位主要位于中心柱部位即頂升時所選擇的位點，且應(yīng)力比均小于30%。而棧橋跨中的應(yīng)力狀態(tài)則有所改善，跨中的應(yīng)力比從現(xiàn)狀的60%將為40%以下。這里需要說明的是，桿件應(yīng)力趨勢有利表明，桿件變化應(yīng)力相比原應(yīng)力有所減小，主要表明一種應(yīng)力趨勢。另外，結(jié)構(gòu)頂升位移為從失效后沉降階段即從現(xiàn)狀開始進(jìn)行頂升。

表4 在頂升不同高度后的各應(yīng)力比區(qū)間桿件數(shù)

圖13 頂升過程中M1、M2桿件應(yīng)力比變化曲線

表5 各桿件在不同頂升高度下的應(yīng)力變化趨勢

4 結(jié) 論

本文以大跨度輸煤棧橋為研究對象，采用多尺度有限元模擬對棧橋在不均勻沉降下的應(yīng)力狀態(tài)及頂升時的應(yīng)力變化趨勢進(jìn)行了分析，得出了以下主要結(jié)論：

(1) 采用ANSYS建立大跨度運煤棧橋多尺度模型，在得到局部關(guān)鍵節(jié)點力學(xué)性能的同時并降低了棧橋模型的建模難度與建模成本。在大跨度空間結(jié)構(gòu)的研究方面，多尺度模擬有一定的科研和應(yīng)用價值。

(2) 結(jié)合棧橋沉降的實測數(shù)據(jù)，得出棧橋與轉(zhuǎn)運站之間的螺栓于2月3日即第三階段開始破壞。當(dāng)螺栓達(dá)到抗拉強度，螺栓失效。致使其應(yīng)力傳遞到其它螺栓，從而導(dǎo)致其它螺栓應(yīng)力突變。最終在2月5日，全部螺栓達(dá)到抗拉強度并退出工作，棧橋進(jìn)入失效后沉降階段。上述結(jié)果驗證了對棧橋破壞的假設(shè)。

(3) 對于棧橋的頂升，在頂升過程中，絕大部分桿件的應(yīng)力有所減少。當(dāng)頂升高度為250 mm時結(jié)構(gòu)應(yīng)力最小，且有超過1/2的結(jié)構(gòu)桿件趨向應(yīng)力變小。說明頂升可以有效減小整體結(jié)構(gòu)中桿件的應(yīng)力。