某通航孔棧橋受力與變形驗算

江浪， 陳得良

(長沙理工大學 土木工程學院， 湖南 長沙 410114)

鋼棧橋具有運輸人員、材料、設備及充當工作平臺等功能，被廣泛應用于大型橋梁、港口和大壩等基礎設施工程中。為保障基礎設施建設安全，降低施工成本，需開展臨時棧橋施工、使用階段受力分析。甄相國采用有限元法對某橋施工棧橋承載能力及穩定性進行了驗算；孟巖對安慈(安鄉—慈利)高速公路一通航棧橋結構進行設計，并對結構進行了驗算分析；朱玥莉、霍旭東等對輸煤棧橋設計及受力進行了研究；成凱對某桁架式鋼棧橋在多種荷載工況下的力學性能進行了分析；陳峰等對某棧橋結構進行了受力計算及洪水作用下穩定性分析；謝輝、田福建等建立有限元仿真模型，對鋼棧橋各構件在多種不利荷載組合下的強度、剛度進行了驗算。上述研究表明強度和剛度是棧橋全生命周期中的關注重點。該文基于MIDAS/Civil軟件，考慮設計荷載及使用車輛荷載情況，對某跨湖鋼棧橋通航孔各構件強度、剛度進行驗算，為相似工程設計和分析提供參考。

1 工程概況

某鋼棧橋通航孔跨徑27 m，通航凈寬20 m，湖床標高14.46 m，棧橋頂標高22.01 m，橋面寬6 m。上部結構自上而下為10 mm厚花紋鋼板、縱向I12工字鋼分配梁(間距25 cm)、橫向I25a工字鋼分配梁(間距35 cm)、雙層321型貝雷桁梁、雙拼I36b橫向工字鋼。下部結構采用φ530×8 mm鋼管樁基礎，樁間采用[12槽鋼平聯及剪刀撐(見圖1)。

圖1 通航孔立面示意圖(單位：cm)

2 計算參數取值

2.1 主要材料設計指標

321型貝雷梁采用Q345(16Mn)鋼材，其余構件采用Q235(A3)鋼材。材料設計指標見表1。

表1 主要材料設計指標 MPa

2.2 設計荷載

2.2.1 恒載

采用有限元軟件MIDAS/Civil進行建模分析，自重恒載由程序根據模型設定的截面和尺寸自動進行計算。

2.2.2 車輛荷載

該棧橋主要工程車輛有12 m3砼罐車、80 t履帶吊及120 t旋挖鉆。

(1) 砼罐車荷載。12 m3砼罐車空車20 t，滿載總重約50 t，其荷載布置見圖2。根據實際情況，一跨內不會出現2輛滿載砼罐車。

圖2 砼罐車車輛荷載的立面、平面尺寸(單位：m)

(2) 80 t履帶吊。履帶吊自重80 t，吊重按20 t考慮。側吊考慮70%重量作用在同一條履帶。單個履帶著地面積為5.44 m×0.8 m，履帶中心距4.2 m。履帶荷載按單側分別為70%和30%加載計算，其兩側壓力分別為：

(3) 旋挖鉆荷載。420旋挖鉆自重120 t，單個履帶接地尺寸為6 m×0.8 m，履帶中心距3.4 m。履帶輪壓為：

2.2.3 風荷載

該棧橋所在地區常年平均風速2.0 m/s，臺風時期風速一般可達8～12級，最大可達12級以上。施工及使用期出現6級風(10.8～13.8 m/s)時應停止施工。棧橋正常工作期風速按13.8 m/s取值，計算得6級風荷載作用下，貝雷主桁梁單位長度上的順風向等效靜陣風荷載為0.583 kN/m，鋼管樁為0.049 kN/m。

2.2.4 水流力

取水流速度0.8 m/s,計算得前排鋼管樁水流力為1.51 kN，后排鋼管樁水流力為0.99 kN,合力的作用點為設計水位線以下1/3水深處。

2.3 荷載組合

通航孔一跨內嚴格按單車工作，工況見表2。

表2 鋼棧橋計算工況

根據JTG D60-2015《公路橋涵設計通用規范》，公路橋涵結構按承載能力極限狀態設計時，應考慮荷載分項系數及有關規定所列荷載系數和調整系數，作用基本組合的效應設計值按下式計算：

Sud=

式中：Sud為承載能力極限狀態下作用基本組合的效應設計值；γ0為結構重要性系數；S()為作用組合的效應函數；γGi為第i個永久作用的分項系數；Gik為第i個永久作用的標準值；γQ1為汽車荷載的分項系數；γL1為汽車荷載的結構設計使用年限荷載調整系數；Q1k為汽車荷載的標準值；ψc為作用組合中除汽車荷載外其他可變作用的組合值系數，取ψc=0.75；γLj為第j個可變作用的結構設計使用年限荷載調整系數；γQj為作用組合中除汽車荷載、風荷載外其他第j個可變作用的分項系數；Qjk為作用組合中除汽車荷載外其他第j個可變作用的標準值。

棧橋設計安全等級為二級，取γ0=1.0；當鋼橋采用鋼橋面板時，γG=1.1；γQ1=1.4；γLj=1.0；ψc=0.75；作用組合中除汽車載荷、風荷載外的其他可變作用的分項系數γQj=1.4，風荷載的分項系數γQj=1.1。該棧橋的工況荷載組合為1.1×恒載+1.4×車輛荷載+0.825×6級風荷載+1.05×水流力。

結構剛度驗算采用荷載效應的標準組合：

Sd=SGk+∑SQik

式中：Sd為荷載的標準組合；SGk為自重荷載；SQik為第i個可變作用荷載值。

主梁等受彎構件容許撓度值為L/400,其中縱橫向分配梁、貝雷梁豎向位移容許值為50 mm，承重梁為5.75 mm。

3 數值建模

施工現場貝雷梁與承重梁采用卡扣限位，上下層貝雷梁采用螺栓固定，橫向分配梁與貝雷梁、縱向分配梁間采用點焊。因各構件接觸方式復雜，分配梁與貝雷主梁數量較多，荷載橫向分布系數很難準確計算，采用單梁計算分析存在很大限制。整體建模并直接施加荷載更能反映棧橋的實際工作狀態。

3.1 邊界條件

(1) 橋面系構件連接。花紋鋼板與縱向分配梁采用共節點設置，縱向分配梁與橫向分配梁、橫向分配梁與貝雷梁、貝雷梁與貝雷梁之間采用一般連接，豎向剛度按照經驗值取107kN/m，橫向剛度取104kN/m。

(2) 其余構件連接。貝雷桁架梁之間為銷接，對貝雷桁架連接處設置釋放梁端繞y軸旋轉的約束；雙拼I36b工字梁與貝雷梁下弦桿采用簡支邊界連接，與樁頂橫梁采用剛性連接；鋼管樁基礎底部按固結處理。

3.2 荷載布置

車輛荷載作用在跨中時，主梁受力最不利；作用在墩頂時，對貝雷梁腹桿、承重梁及鋼管樁最不利。車輛荷載均采用靜力荷載模擬，在跨中及墩頂加載，罐車與旋挖鉆荷載橫向布置中載和偏載(車輪外側離橋面板邊緣0.5 m)。圖3～6為各車輛荷載不利橫向布置示意圖。

圖3 罐車荷載橫向偏載示意圖

圖4 履帶吊荷載橫向布置示意圖

圖5 旋挖鉆荷載橫向中載示意圖

3.3 建立模型

采用MIDAS/Civil建立棧橋整體有限元模型，其中橋面花紋鋼板采用板單元模擬，其余構件采用一般梁單元模擬。結構離散為9 934個節點、1 850個板單元、12 635個梁單元(見圖7)。

圖6 旋挖鉆荷載橫向偏載示意圖

圖7 棧橋有限元整體計算模型

4 計算結果分析

4.1 棧橋強度分析

計算結果顯示，履帶吊在墩頂側吊時，對棧橋受力最不利，貝雷梁腹桿最大正應力σ=284.9 MPa>f=275 MPa，不滿足安全要求。其余構件均滿足安全要求，且強度尚有富余。圖8為貝雷梁腹桿應力超標局部示意圖。

圖8 履帶吊墩頂起吊時局部正應力(單位：MPa)

根據結構力學桁架結構受力特點，荷載通過分配梁傳遞到貝雷梁弦桿上，再通過節點傳遞給腹桿，最終通過貝雷梁弦桿-承重梁接觸點傳遞給承重梁。因靠近跨中一側承重梁上貝雷梁無豎腹桿，僅由斜腹桿傳力，且棧橋跨度較大，變形也較大，導致此處斜腹桿受力過大，正應力超標。

綜上，對棧橋進行補強優化，在承重梁上方下層貝雷梁腹桿處增加Q235材質2[10槽鋼，與上下弦桿焊接，共同分擔支點處內力(見圖9、圖10)。結構優化后棧橋各工況下計算結果見表3。

圖9 增設2[10槽鋼示意圖

圖10 增設2[10槽鋼現場示意圖

表3 棧橋各工況計算結果

由表3可知：貝雷梁弦桿強度富裕度較小，其他構件強度富裕量較大，貝雷梁腹桿受力在結構優化后得到很大改善，最大正應力從284.9 MPa降到159.4 MPa。

4.2 橫向分配梁調整

表3顯示，縱橫向分配梁強度富余量較大。一方面，橫向分配梁作為輔助受力構件，其主要作用是將上部荷載傳遞至貝雷梁處，貝雷桁梁為鋼棧橋的骨架，承擔絕大部分荷載作用；另一方面，該棧橋橫向分配梁設置較密，縱向間距僅35 cm。因此，將橫向分配梁的間距調整為70 cm，關注貝雷梁及分配梁的受力變化情況。表4為橫向分配梁間距調整后棧橋主要構件受力情況。

表4 橫向分配梁間距調整后棧橋主要構件計算結果

由表4可知：與調整前相比，貝雷梁和分配梁的受力變化不明顯，強度、剛度仍在規范允許范圍內。因此，可再次調整I25a橫向分配梁工字鋼型號，如調整為I20a工字鋼，此處不再進行驗算。

5 結論與建議

建立鋼棧橋整體有限元模型，相比原有結構，在承重梁上方下層貝雷梁腹桿處增加Q235材質2[10槽鋼進行補強，將橫向分配梁間距調整為70 cm，以12 m3砼罐車、80 t履帶吊、120 t旋挖鉆為主組成3種分析工況，對鋼棧橋進行計算分析。結果表明：3種工況下所有構件的強度和剛度均滿足規范要求。

雖然鋼棧橋各構件受力、變形滿足規范要求，但因條件所限，計算不能完全反映實際操作過程中各種荷載(可能出現主觀或客觀的偏載情況)，模擬計算存在一定局限性，即理論計算和實際受力情況會產生一定偏差。因此，車輛在棧橋上應有序通行，嚴格限速限載，重車盡量沿中線行駛，避免過于偏載。