自錨式懸索橋主索鞍設計及有限元分析

王健

（沈陽市市政工程設計研究院，遼寧 沈陽 110015）

自錨式懸索橋主索鞍設計及有限元分析

王健

（沈陽市市政工程設計研究院，遼寧 沈陽 110015）

自錨式懸索橋主索鞍的設計，由于其自身結構形式復雜，通常采用有限元建模分析的方法進行計算。以一座自錨式懸索橋主索鞍的設計為研究對象，利用MIDAS相關軟件建立主索鞍三維模型，對主索鞍的受力進行分析。

自錨式懸索橋；主索鞍；有限元建模；MIDAS

0 引言

目前，國內對于懸索橋主索鞍的設計，絕大多數均采用ANSYS軟件進行有限元分析計算，一般選用solid45實體單元建立主索鞍的空間模型[1]，再結合懸索橋相關設計規范中對主索鞍的構造要求來進行。

MIDAS有限元分析軟件如Civil、FEA、FX+早已應用于橋梁的結構設計，但用于懸索橋主索鞍的計算尚屬罕見。本文以沈陽市某自錨式懸索橋主索鞍的設計為研究對象，使用MIDAS軟件進行計算和分析。

1 概況

設計懸索橋位于沈陽市區東南部，渾河城市段上游，橋梁總長度為800m，主橋為五跨，雙鋼桁架橋塔自錨式懸索橋，橋梁中跨為220m，主纜垂跨比為1/5.5，主纜在橫橋向的間距為36m。橋梁效果圖如圖1所示。

圖1 主索鞍側立面圖

設計主索鞍鞍座長2.7m，寬1.8m，高2.2m；主纜中心的立面圓弧半徑3m；鞍槽寬297.5mm，側壁最薄處80mm；鞍體共設橫向加勁肋7道，厚60mm；腹部兩側設50mm厚環向加勁肋；頂部預緊拉桿共11根M33螺栓。為增加主纜與鞍槽間的摩阻力并方便索股定位，鞍槽內設5mm厚豎向隔板，鞍槽內共設19根索股，索面為豎向共面。在索股全部就位并調股后，在頂部用鋅塊填平。其中，除座體環形肋板與座體底板縱肋采用Q345D鋼板之外,座體均采用鑄鋼結構。詳細構造示意如圖2和圖3所示。

該索鞍構造設計滿足《公路懸索橋設計規范》（JTG/TD65-05—2015）（以下簡稱《規范》）所要求的鞍槽底部立面圓弧半徑（2864.5mm）不小于主纜設直徑的8倍（8×271mm=2168mm），且施工狀態和成橋狀態下，主纜與鞍座的切點始終不在纜槽之外等條件[2]。

圖2 主索鞍側立面圖

鞍槽寬度計算：

設計鞍槽寬度為55.5mm。

鞍槽中索股高度計算：

設計高度56.5mm。

鞍槽中索股空隙率計算：

鞍槽內主纜抗滑移安全系數計算：

鞍槽構造均滿足《規范》要求。鞍槽構造如圖4所示。

圖4 主索鞍中心剖面圖

懸索橋主塔在主索鞍底部設置帶鋼格柵的混凝土段，塔頂設有主索鞍座板來安裝索鞍。在主索鞍底座底板設混凝土振搗孔，吊裝并準確定位后與塔頂底座混凝土澆筑為一體。

主索鞍底座與塔頂之間用錨栓緊緊錨固在一起，索鞍頂推到位調整好后，用成橋鎖定板將鞍體與座板鎖死。為頂推索鞍設置的反力架，用預應力鋼絞線緊緊錨固在塔頂，并通過角鋼與墊塊支撐在塔壁上,施工完成后，將反力架拆除。

主鞍座加工完成后整體吊裝，安裝時向邊跨側預偏0.485m，由臨時限位塊定位。施工中鞍體相對于塔頂的移動，借助安放在反力架上的千斤頂分幾次有控制地進行頂推。每次頂推達到規定的位移量后，用臨時限位板將鞍體臨時鎖定。頂推次數及各次的頂推量應按照施工監控參數實施。

2 計算條件

2.1 加載方式選取

主索鞍的加載方式主要有以下幾種。

（1）虛擬傳力桿單元法，即假定主纜與鞍體不產生相對滑動位移，通過兩者單元共節點的方式模擬。該方法缺陷是不能計算鞍槽側壁的應力情況。

（2）實體單元節點自由度放開法，即在方法（1）的基礎上，將主纜與鞍體單元之間的節點自由度隨實際變化過程不斷修正，但目前MIDAS很難實現。

（3）流體單元模擬法，即把主纜按流體單元來模擬計算，其可以很好地實現主纜與鞍槽之間的接觸情況，但由于主纜對鞍槽的向心壓力與對側壁的壓力，在同一高度處并非如流體一樣各向等值，因此結果不夠準確。

（4）直接加面力法，即手算出主纜對鞍槽地面和側面的壓力，直接在模型上以面荷載的形式添加。

（5）帶接觸單元模擬法，即在主纜單元與鞍體單元之間增加一層虛擬接觸單元，設定其具有一定的剛度等物理特性，來傳遞主纜與鞍槽之間的應力與滑移。但接觸單元特性的確定很難。

通過對比，并結合國內已有懸索橋主索鞍的經驗結果[3]，本文選擇直接加面力法計算分析。

2.2 計算模型

使用MIDASFEA建立主索鞍三維有限元模型，鞍體采用實體單元；考慮空間不均勻模型條件下，預緊拉桿可能出現拉應力以外的應力情況，拉桿同樣采用實體單元。設計主索鞍材料為ZG270-500，計算時，鞍體材料選擇軟件數據庫的Q345鋼。對模型采用以六面體為主導的自動網格劃分，共產生241473個單元，177398個節點。劃分網格之后的模型如圖5所示。

圖5 主索鞍有限元模型

由于主纜較大向心力的存在，且鞍體自重較大，因此主索鞍在施工和使用過程中，鞍體可以按與底座固結的方式考慮。

本文主索鞍有限元模型的邊界條件擬定為底面固結的約束方式，計算時考慮主索鞍自重[4]。

2.3 計算工況

《規范》所述的荷載工況有主纜拉力為空纜纜力、鞍槽側壁未施加拉桿力的情況，和主纜最大纜力時的情況。本文就這兩個工況進行驗算主索鞍強度。

鞍槽底面和側面壓應力按《規范》方法進行手算，見表1。

表1 各工況下加載力設計值

3 計算結果

將MIDASFEA的主索鞍有限元模型導入MIDASCIVIL中計算，由于主索鞍受力狀態僅為空間受壓，因此整理計算結果時主要對有效應力(von-Mises應力)進行分析[5]。有限元計算結果如圖6和圖7所示。

從結果應力云圖可以看出，空纜工況與最大纜力工況下，主索鞍受力趨勢大致保持一致，應力值較大區主要分布在鞍體、橫向加勁肋、底板邊肋之間交界處。

不同的是，空纜工況下，在鞍槽與橫向加勁肋交界附近出現應力集中的小片區域；但施加拉桿力之后的最大纜力工況下，整個鞍槽與橫向加勁肋之間應力過渡較為均勻，鞍體的整體受力性能更好。

表2 未表示出鞍槽內部的應力數值，其值波動范圍較小，且與手算的各工況下加載應力值相近。

圖6 空纜工況計算結果

圖7 最大纜力工況計算結果

表2 各工況下有效應力 MPa

4 結 語

通過有限元計算分析，主索鞍的設計滿足懸索橋規范的構造要求，其空纜工況和最大纜力工況下的有效應力均滿足要求。主索鞍鞍體以及各加勁肋設計較為合理。

鞍槽頂設置一定數量的對拉螺栓，可改善鞍槽與橫向加勁肋之間的整體受力性能。

在鞍體與各加勁肋交界處存在應力值較大情況的集中區，但在很短的距離內，應力值即大幅減小。因此主索鞍鑄制后，須對該位置進行仔細檢測。

[1]常志軍,張克.西堠門大橋主索鞍座設計[J].公路,2009,1(1)：80-85.

[2]JTG/TD65-05—2015，公路懸索橋設計規范[S].

[3]賈界峰,涂金平,周泳濤,李健剛.空間索面自錨式懸索橋主索鞍計算方法[J].橋梁建設,2007(5)：38-41.

[4]魏建東,劉忠玉.懸索橋結構分析中索鞍的精確模擬[J].工程力學,2006,23(7)：114-118.

[5]于雪輝,張常劍,李磊,夏云龍.懸索橋主索鞍和散索鞍的有限元分析方法[J].浙江交通職業技術學院學報,2012(2)：1-4.

U448.25

：B

：1009-7716（2017）02-0069-03

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2017.02.021

2016-12-12

王健（1984-），男，遼寧鞍山人，碩士研究生，工程師，從事橋梁設計及研究工作。