成都市高翔東路人行天橋的吊點優化設計

吳興祥，潘亦蘇，江偉輝

(1.西南交通大學力學與工程學院，四川成都 610031；2.重慶長江電工工業集團有限公司，重慶400060)

隨著有限元技術的迅猛發展，運用結構有限元分析軟件進行工程結構分析已成為橋梁設計過程中的一個重要組成部分。為確保橋梁整體結構的合理性和可行性，有時還需對局部構造進行精細化分析和設計。

在橋梁設計中，由于整體計算旨在確定橋梁設計的總體方案，不會過多考慮細部構造的影響，從而造成整體計算的不準確，甚至影響對結構破壞機理的判斷，導致災難性后果[1-3]。局部分析以整體計算作為基礎，對整體計算沒有解決的問題深入細化，完善整體計算中被簡化了的局部構件的細部分析。

局部分析方法可分為試驗方法和計算方法。其中試驗方法制約因素較多[4]，一般極少采用；計算方法主要是指數值分析。局部分析涉及范疇通常體現在以下6種情況：(1)估計有應力集中處；(2)應力流不明確處；(3)應力分配不明確時；(4)因構造模型形狀特殊，一般解析法不能分析時；(5)連接多個構件時應力流和力的分配不明確的結構；(6)多方向不同板結合時。

本文將討論的成都市高翔東路人行天橋吊點構造較為復雜，囊括上述局部分析范疇的多種情況。通過局部數值分析，明確吊點局部構件的應力分布和力的傳遞機理，并根據工程經驗，兼顧可行性，將不合理之處指出并進行優化設計，以供參考。

1 概述

圖1為成都市高翔東路人行天橋(單肋鋼管混凝土下承式拱橋)的整體構造和主要尺寸：主拱肋采用φ1 200×26的鋼管混凝土，管內混凝土采用C50。除吊桿及其配套構件外全橋鋼管、鋼板材料均采用Q345C。

(a)總體布置

(b)主梁橫斷面圖1 人行天橋結構示意(單位:cm)

吊桿采用GLG 460-UU型鋼拉桿[5]，強度等級為460 MPa。吊桿與拱肋的連接通過銷軸將吊桿上端與焊接于拱肋上的節點板連接實現(以下簡稱“上吊點”)；吊桿與主梁的連接通過銷軸將吊桿下端與焊接于主梁頂板上的節點板連接實現(以下簡稱“下吊點”)。

參照人行天橋的施工圖進行整體建模計算，得到在最不利荷載組合作用下，最大吊桿力出現在2#吊桿(圖1)，約為542 kN。故選取2#吊桿對應的上、下吊點為研究對象，進行局部分析與優化設計。

2 上吊點

結合工程設計要求，本文局部分析中采用的基本假定為：(1)分析不涉及結構材料的彈塑性，將材料視為均質彈性體，僅以彈性模量和泊松比表示材料特性。(2)不考慮施工誤差，即建模不考慮各構件在加工制作、拼裝及焊接等過程中引起的尺寸誤差。

2.1原設計局部分析

如圖2所示，原設計上吊點由節點板(寬1 200 mm，厚30 mm)和加勁板(厚20 mm)組成，節點板穿透拱肋并超出40 mm。依據圣維南原理，為保證局部模型截斷邊界處離上吊點區足夠遠，選取范圍為上吊點兩側各1.5倍拱肋直徑的區段。采用ANSYS建模分析，模型采用實體單元，構件連接均采用粘結處理，拱肋兩端采用完全固定約束。以半圓柱體模擬銷軸，長度為節點板厚度，并在其軸線兩端施加集中力(542/2 kN)來模擬吊桿張拉力；偏于安全考慮，忽略銷軸襯套。模型不考慮各構件之間的連接焊縫。

計算結果顯示，節點板最大應力為256.4 MPa，不滿足規范要求；同時如圖3所示，拱肋下方節點板應力分布比較集中，且構件材料沒有得到有效利用。表明節點板寬度取值過大，材料浪費嚴重，也增加了施工難度。加勁板應力云圖見圖4，最大應力為19.0 MPa，滿足規范要求。

圖2 上吊點原設計有限元模型

圖3 原設計節點板應力云圖

2.2 優化設計及驗算

依據原設計分析結果進行上吊點優化：節點板寬度減小到500 mm，增設銷軸孔加強板(外徑200 mm，厚26 mm)，同時在吊桿軸線對應位置增設一對加勁板(厚20 mm)，有限元模型參見圖5。

計算結果顯示，由于增設了銷軸孔加強板，使得節點板最大應力減小為126.8 MPa，滿足規范要求；同時由圖6可以看出，拱肋下方節點板應力分布均勻，表明節點板材料得到了充分利用。圖7所示的三對加勁板的最大應力分別為38.8 MPa、32.7 MPa、42.3 MPa，均能滿足規范要求，且外觀比原設計優美流暢。由圖8可以看出，增設的銷軸孔加強板最大應力為166.2 MPa，滿足規范要求。

經前后計算結果對比(表1)，優化后上吊點不僅受力狀況合理可行，而且節省了材料、減輕了單個板件的重量、降低了施工難度，從外觀上看結構更加協調美觀。

圖4 原設計加勁板應力云圖

圖5 優化后有限元模型

圖6 優化后節點板應力云圖

圖7 優化后加勁板應力云圖

圖8 增設的銷軸孔加強板應力云圖

構件名稱原設計/MPa優化設計/MPa節點板256.4126.8加勁板19.042.2銷軸孔加強板-166.2拱肋鋼管10.319.7

3 下吊點局部分析

3.1 原設計分析

下吊點原設計由節點板(總高350 mm，厚30 mm)、加勁板(厚20 mm)、銷軸孔加強板(外徑200 mm、厚26 mm)組成。依據圣維南原理，選取下吊點兩側各3 m主梁，共6 m建立板殼單元模型，如圖9所示。

圖9 下吊點原設計有限元模型

下吊點較之上吊點相對簡單一些，且均由鋼板構件組成，故采用板殼單元建模分析。偏于安全考慮，模型中的銷軸參數取值與節點板等相同，且忽略銷軸襯套。銷軸孔加強板與節點板及其對應的銷軸采用節點耦合連接，主梁兩端采用完全對稱約束。以半圓面模擬銷軸，共3個，與節點板及2塊銷軸孔加強板對應，并在各圓心處施加集中力(542/3 kN)來模擬吊桿張拉力。模型略去了離吊點較遠的主梁加勁肋。

圖10 節點板應力云圖

圖11 加勁板應力云圖

圖12 銷軸孔加強板應力云圖

計算結果顯示(圖10～圖12)，節點板應力分布不均勻且不連續，在長期荷載作用下將嚴重影響節點板的耐久性；加勁板與節點板最大應力差值超過110 MPa，受力狀況不合理，說明加勁板與節點板沒有很好的協調受力；主梁頂板最大應力出現在節點板與主梁橫隔板相交處，為208.9 MPa，超過規范允許值。

3.2 優化設計及驗算

根據原設計分析結果進行下吊點優化：增加節點板高度至450 mm，同時增加對應加勁板高度，在主梁橫隔板對應位置增設一對加勁板(厚20 mm)，銷軸孔加強板尺寸不變，如圖13所示。

經計算分析由圖14～圖16可以看出，節點板應力分布已趨于均勻連續，受力狀態合理可行；加勁板與節點板最大應力差值降至71 MPa，相互協調性增強；主梁頂板最大應力仍出現在節點板與主梁橫隔板相交處，但已降至83.8 MPa，滿足規范要求。

圖13 優化后有限元模型

圖14 優化后節點板應力云圖

圖15 優化后加勁板應力云圖

構件名稱原設計/MPa優化設計/MPa節點板178.0172.8加勁板63.8101.8銷軸孔加強板143.7148.9主梁頂板208.983.8主梁頂板加勁肋12.220.9主梁橫隔板72.262.3主梁腹板81.277.7

圖16 優化后加強板應力云圖

經前后計算結果對比，由表2可以看出優化后下吊點各構件最大應力均能滿足規范要求，受力狀況合理可行。

4 結論及建議

運用結構有限元分析軟件ANSYS對上、下吊點進行局部分析，逐步優化各個結構構件，使得局部構造受力狀況趨于合理可行，并將最終優化的吊點構造形式運用于工程施工設計圖中。

(1)上吊點原設計中，因未設置銷軸孔加強板而使得節點板在銷軸孔處出現超限的應力值，同時應力分布比較集中，在長期荷載作用下將嚴重影響節點板的耐久性，進而影響整座橋梁的耐久性。優化后節點板采用結構對稱形式，增設的銷軸孔加強板分擔了部分吊桿張拉力，并將力傳至遠處節點板，使得節點板最大應力值滿足規范要求，而且應力分布均勻，材料得以充分利用，不僅避免了材料浪費，而且降低了施工難度。

(2)下吊點原設計中，因未設置與主梁橫隔板對應的加勁板，使得吊桿張拉力不能直接傳至主梁橫隔板，而必須經由主梁頂板才能傳至橫隔板，又因節點板與主梁橫隔板垂直布置，所以在交點對應的主梁頂板上形成了較大的集中應力并超限，在長期變動荷載作用下此處必然產生疲勞破壞，直接影響橋梁的耐久性。優化后增設與主梁橫隔板對應的加勁板，使得部分吊桿張拉力可直接經此加勁板傳至主梁橫隔板，有效降低了主梁頂板最大應力并低于允許值。

(3)在進行下吊點局部分析之前，從工程實際運用出發，盡量統一各構件材料規格，將部分上吊點分析中已確定的結構構件尺寸和參數直接運用于下吊點的相應構件，如銷軸加強板的結構尺寸和厚度、節點板及加勁板的厚度等，以減少局部分析的工作量和反復試算次數，提高了工作效率。

(4)在缺乏結構構件設計參數和資料的情況下，局部構造的設計需要經過多次反復修改及試算，所以本文中的局部分析模型均采用ANSYS的APDL語言編程完成，為后期修改和優化帶來便捷。

本文對吊點局部建模分析的思路及設計經驗可為相似結構的設計提供參考。

[1] 曾天寶.艾溪湖大橋局部受力性能分析[J].公路,2013，(3):83-86

[2] 金玉泉.橋梁事故綜述[J].山西建筑,2008，(27):334-335

[3] 胡漢舟. 橋梁事故及經驗教訓[J].橋梁建設,2002,(3):71-75

[4] 于剛.九堡大橋設計過程復雜節點局部分析[J].城市道橋與防洪,2011,(12):30-33

[5] GB/T 20934-2007 鋼拉桿[S]