迎客大橋牽索掛籃施工總體計算分析

王 美 坡

(華南理工大學土木與交通學院，廣東 廣州 510641)

迎客大橋牽索掛籃施工總體計算分析

王 美 坡

(華南理工大學土木與交通學院，廣東 廣州 510641)

結合在建的迎客大橋斜拉橋牽索掛籃施工實例，通過簡化構件計算，確定了構件截面尺寸及性質，拼接成整體結構并運用ANSYS軟件進行了有限元分析計算和優化設計，模擬掛籃各種工況下的應力和變形，為牽索掛籃施工提供了參考。

斜拉橋，牽索掛籃，有限元模型，工況

1 工程概況

迎客大橋主梁采用雙幅設計，僅在橋塔處通過主塔橫梁連為一體。單幅主梁為整體開口梁板式π形斷面，雙向預應力混凝土結構，縱向設置橫隔板，橫隔板標準間距為8 m。為形成單幅橋面單向2%橫坡，主梁兩個梁肋采用不等高設計，內側肋高2.65 m，外側肋高2.20 m，梁肋底部齊平，橫斷面上處于水平位置。梁肋標準寬度為1.8 m，在塔梁固結段，由于承受較大軸力和彎矩，肋板加寬至2.8 m。主梁標準節采用掛籃澆筑，主梁標準斷截面如圖1所示。掛籃整體模型如圖2所示。

2 模型的簡化

有限元分析建模中，通常必須對實體作一些合理的簡化。在建模過程中，作了以下假設與簡化：

1)工作平臺、內外模板結構等沒有在有限元模型中進行體現，而是將它們視為分布質量加載到各節點、單元上；

2)箱梁之間的焊縫及螺栓連接，在有限元建模中用單元共節點模擬，其截面參數由其單元截面參數代替，銷軸連接采用接點耦合或連接單元方式模擬；

3)斜拉索與掛籃之間的張拉連接簡化為梁單元與桿單元的直接連接，斜拉索預張力通過設置單元預應變模擬；

4)掛籃行走裝置和止推裝置等在結構計算中忽略，掛籃的約束加在精軋螺紋鋼和主縱梁上；

5)掛籃所受荷載按箱梁截面及模板等在各箱梁的分布狀況簡化為均布荷載加載在各節點上。

3 計算工況的設定

工況Ⅰ：掛籃位于中跨2號節段，混凝土澆筑完成(混凝土重3 490 kN)但未凝固，風向豎直向下(風速13.6 m/s)，二次張拉單索索力1 400 kN(成橋索力2 197 kN)，計算掛籃工作狀態的受力和變形。

工況Ⅱ：掛籃位于中跨16號節段，混凝土尚未澆筑，風向豎直向下(風速13.6 m/s)，斜拉索初張拉完成，初張拉單索索力1 510 kN(成橋索力4 450 kN)，計算掛籃工作狀態的受力和變形。

工況Ⅲ：掛籃位于中跨16號節段，混凝土澆筑完成(混凝土重3 490 kN)但未凝固，風向豎直向下(風速13.6 m/s)，二次張拉單索索力2 440 kN(成橋索力2 197 kN)，計算掛籃工作狀態的受力和變形。

工況Ⅳ：掛籃位于新澆梁段最外端位置并錨固好，空載未掛索，風向豎直向下(風速13.6 m/s)，計算掛籃工作狀態的受力和變形。計算掛籃頂升機構受力。

工況Ⅴ：掛籃行走至新澆梁段最外端位置，風向豎直向下(風速13.6 m/s)，計算掛籃行走狀態的受力和變形。

工況Ⅵ：掛籃位于2號節段，定位并錨固好，初張拉設定單索索力值650 kN，未澆混凝土，風向豎直向上(風速32.6 m/s),計算掛籃初張拉狀態的穩定性。

4 變形控制

1)根據GB/T 14406—93通用門式起重機，主梁簡支段撓度取值范圍≤L/700，外伸懸臂端撓度取值范圍≤L/350；

2)根據JTG/T F50—2011公路橋涵施工技術規范5.2.7規定，模板面板變形f≤1.5 mm；

3)根據JTG/T F50—2011公路橋涵施工技術規范5.2.7規定，模板內外楞變形f≤L/500。

5 材料特性

承載平臺各截面幾何屬性見表1。

表1 承載平臺各截面幾何屬性 mm

6 各工況總體計算分析

6.1 以工況Ⅰ圖示為例

掛籃位于中跨2號節段，混凝土澆筑完成(混凝土重3 490 kN)但未凝固，風向豎直向下(風速13.6 m/s)，二次張拉單索索力1 400 kN(成橋索力2 197 kN)，計算掛籃工作狀態的受力和變形。

計算模型及結果如圖3～圖5所示。

提取有限元計算數據，各部件工況Ⅰ最大應力計算結果如表2所示。

表2 工況Ⅰ各部件最大應力(取各最不利構件應力值)

約束反力：

1)主縱梁前錨桿組：單組1 465 kN↓(共兩組，每組6根φ40精軋螺紋鋼)；

2)主縱梁后錨桿組：單組0 kN↓(共兩組，每組6根φ40精軋螺紋鋼)；

3)主縱梁左右止推機構：單邊802 kN←(共兩邊)；

4)張拉機構：單邊1 650 kN↑(共兩邊)；

5)頂升機構：單邊102 kN↓(共兩邊)。

由上述計算可知，工況Ⅰ下掛籃最大豎向位移20.23 mm。結構最大應力出現在1.8 m寬拱架拱圈端部位置，σmax=91.2 MPa<[σ]=175 MPa，掛籃強度滿足要求。

6.2 各工況分析對比

各工況分析對比見表3～表5。

表3 各工況作用下對比(一)

表4 各工況作用下對比(二)

表5 掛籃系統主要控制結果匯總

綜上，各構件折算應力均小于材料許用應力，強度滿足要求；簡支梁撓度均小于L/700，懸臂梁撓度均小于L/350。結構剛度滿足要求。

6.3 掛籃穩定性計算

工況Ⅶ：掛籃位于2號節段，定位并錨固好，初張拉設定單索索力值650 kN，未澆混凝土，風向豎直向上(風速32.6 m/s),計算掛籃初張拉狀態的穩定性。

工況Ⅵ是掛籃的非工作狀態工況，該工況需要校核掛籃整體抗傾覆穩定性。力學模型為初張拉單索索力值650 kN，拉索水平投影夾角10.579°，豎直投影夾角60.841°，未澆混凝土，風向垂直向上。風荷載作用在模板上。由有限元計算可知掛籃主體結構總重1 400 kN(包括拱架)，以兩主縱梁末端截面中心的中點為坐標原點，掛籃重心坐標為：XC=0；YC=729；ZC=10 100。單位為mm，X為橫橋向方向，Y為高度方向，Z由右手定則確定。校核以中支點墊塊為傾覆線。

在各種荷載中產生傾覆力矩的荷載主要是風荷載和拉索張力的豎直方向分力。掛籃自重荷載、后錨桿組拉力、拉索張力的水平方向分力和模板荷載產生穩定力矩。由計算可知，風荷載設計值w=1.683 kN/m2，后錨桿組極限受力按6 000 kN計。自重產生的穩定力矩按下式計算：

其中，Gi為部件i自重，kN；Li為部件i重心到傾覆線距離，m。

將數據代入公式得：

Mw1=1 400×2.1+450×4.5=4 965 kN·m。

后錨桿組拉力產生的穩定力矩為：

Mw2=6 000×8=48 000 kN·m。

掛籃總穩定力矩為：

經計算，工況Ⅵ下風荷載大小Pw=318 kN，則風荷載產生的傾覆力矩為：

MQ1=PwL=318×4.5=1 431 kN·m。

拉索張力豎直方向分力產生的傾覆力矩為：

MQ2=650×2×cos10.579×sin60.841×7.97=8 894 kN·m。

掛籃總傾覆力矩為：

MQ=MQ1+MQ2=10 325 kN·m。

掛籃穩定力矩與傾覆力矩之比為：

掛籃整體抗傾覆性滿足使用要求。

7 結語

隨著現澆混凝土斜拉橋的大規模施工,牽索掛籃施工得到了廣泛的應用。迎客大橋牽索掛籃施工總體計算分析經實踐證明具有現場實際指導意義,該計算分析過程能為今后的類似斜拉橋掛籃施工計算提供有益的參考。

[1] JTG 041—2000，公路橋涵施工技術規范[S].

[2] 周水興.路橋施工計算手冊[M].北京：人民交通出版社，2001.

[3] 李照眾.斜拉橋牽索掛籃有限元分析[J].自然科學學報，2001(10):57-59.

[4] 趙新華.倉安路斜拉橋總體施工技術[J].山西建筑，2007，33(17):161-162.

Analysis on the overall calculation of Yingke bridge cable hanging basket construction

Wang Meipo

(CivilEngineeringandTransportationCollege,SouthChinaUniversityofTechnology,Guangzhou510641,China)

Combining with the built Yingke bridge cable hanging basket construction examples, through the simplifying members calculation, determined the member section size and nature, spliced into overall structure and made finite element analysis and optimization design using ANSYS software, simulated the stress and deformation of hanging basket under various construction conditions, provided reference of cable hanging basket construction.

cable-stayed bridge, cable hanging basket, finite element model, construction condition

2015-01-08

王美坡(1987- )，男，在讀碩士

1009-6825(2015)08-0177-03

U445

A