公軌兩用鋼桁梁斜拉橋下層節點處橫隔板強健性分析

李俊諾

（廣東省交通規劃設計研究院集團股份有限公司）

0 引言

公軌兩用斜拉橋由于橋面雙層布置的需要，通常采用鋼桁梁作為主梁結構。公軌兩用雙層鋼桁梁斜拉橋與一般鋼桁梁橋梁相比，因為其承受活載較大，所以桁高桁寬都比較大。同時，由于斜拉橋的主梁需要承受較大的軸力，主桁桿件的截面形式也傾向于采用箱形截面，因此其單位長度的用鋼量都較高[1]。基于結構安全可靠，經濟合理的原則，結合公路交通與軌道交通對橋面橫向空間的不同需求，上下弦桿為箱形截面的倒梯形鋼桁梁斷面是較為經濟的主梁斷面形式。

但是，受限于該主梁斷面形式，主梁多根桿件相交于其下層節點上，由此帶來該部位較為復雜的應力情況[2]。為增加下弦箱形桿件的整體剛度，防止出現過大的局部應力，需要在節點處設置橫隔板[3]。但人洞對橫隔板截面削弱的不利影響仍然存在，而且在運營過程中橫隔板也存在可能發生斷裂的情況[4-5]。因此探究不同運營狀態時節點處橫隔板對下層節點受力性能的影響，分析其強健性是十分必要的。

1 工程概況

某公軌兩用鋼桁梁斜拉橋采用半漂浮體系，其孔跨布置為：(77.5+166.1+468+166.1+77.5)=955.2m，主梁為帶副桁的板桁結合鋼桁梁結構，上層通行8 車道公路交通，下層通行兩線輕軌交通，線路中心距為4.8m。主桁架上層橋面寬38.2m，下層橋面寬16m，桁高11.7m，標準節間長度15.1m，如圖1 所示。

圖1 某公鐵兩用鋼桁梁斜拉橋立面圖和橫斷面圖

該橋下層節點采用全焊接整體節點，這種節點外觀簡潔，高強螺栓使用量為零，但當多桿件匯集于節點處時其應力相對復雜，存在應力集中的情況[6]。節點板通過豎向、水平及斜向拼接板與鋼桁梁腹桿、下弦桿、下橫梁、下平聯斜撐桿、副桁等焊接在一起，從而形成一個整體節點。本文取該公鐵兩用斜拉橋的典型下層節點作為研究對象，建立空間板殼有限元模型進行分析，研究節點處橫隔板在不同運營狀態下對節點各桿件的影響。水平向節點板頂板厚36mm，底板厚40mm，斜向節點板板頂底板板厚均為32mm，其余各桿件的截面形狀及板厚尺寸見表1，下層節點構造見圖2。

圖2 下層節點典型構造示意圖

表1 典型下層節點主要桿件尺寸形狀與規格(mm)

2 下層節點橫隔板強健性分析方法

通過對比分析節點處橫隔板三種不同的構造，以模擬其不同的運營狀態，研究不同運營狀態下節點處橫隔板對下層節點各桿件受力性能的影響，如圖3 所示。其分別表示為：

圖3 下層節點處橫隔板的不同運營狀態

狀態1：節點處橫隔板處于正常運營狀態，無斷裂發生；

狀態2：節點處橫隔板處于異常運營狀態，人孔與過焊孔板件間發生斷裂；

狀態3：節點處橫隔板處于異常運營狀態，節點處橫隔板完全失效。

3 有限元模型

采用通用有限元軟件ANSYS 建立下層節點空間板殼有限元模型。模型建立范圍為下層節點下橫梁三分點范圍內，其余桿件中點范圍內，縱橋向長度為一個桁架標準節間長度，即15100mm。其中模型考慮桿件間相接處的倒角、下弦桿板肋過焊孔、橫隔板人孔及人孔加勁肋等構造細節。下層節點材料為Q345 鋼材，模型采用SHELL181 單元，劃分單元數為87171 個。

桁架梁下層節點模型邊界通過建立局部模型中各桿件的形心節點，采用MPC184 單元耦合各形心節點與對應桿件端部，并在各形心節點處施加六個自由度方向的內力的方式模擬。其中各形心節點處施加的內力值通過對應荷載工況的橋梁整體計算得到。為解決局部模型內力加載時需設定支點約束而引起模型局部應力集中的問題，在計算中采用慣性釋放進行結構靜力分析，并在模型下弦桿中點處設置一個六自由度的虛擬支點以約束局部模型的剛體位移，如圖4 中所示。

圖4 下層節點有限元模型邊界示意

根據橋梁整體計算結果，分別取基本組合包絡作用下，前后腹桿軸力和最大工況、副桁軸力最大工況、下橫梁彎矩最小工況、下橫梁剪力最小工況及下橫梁軸力最大工況所對應節點的桿端內力值進行下層節點應力分析，其各工況情況如表2 所示。

表2 模型桿端內力工況

4 計算結果及分析

為方便綜合對比，以Von Mises 等效應力來評判各桿件應力水平的高低，其應力提取范圍不包含下層節點各節點板拼接范圍、距各桿端500mm 區域范圍及所有橫隔板范圍。各桿件應力提取結果如圖5 所示。

圖5 節點處橫隔板不同運營狀態下下層節點各桿件Von Mises 等效應力

由圖5 可知，當節點處橫隔板處于狀態1，即正常運營時，除前腹桿外，其余桿件應力水平均在230MPa 以下。其中副桁應力水平為164MPa，應力控制工況為副桁軸力最大工況；下橫梁應力水平為85MPa，應力控制工況為下橫梁彎矩最小工況；前腹桿應力水平為280MPa，應力控制工況為下橫梁剪力最小工況；后腹桿應力水平為184MPa，應力控制工況為前后腹桿軸力和最大工況；前下弦應力水平為158MPa，桿應力控制工況為下橫梁彎矩最小工況；后下弦桿應力水平為134MPa，應力控制工況為下橫梁軸力最大工況；前下平聯及后下平聯斜撐桿最高應力水平為225MPa，應力控制工況均為下橫梁彎矩最小工況。

當節點處橫隔板處于狀態2，即節點處橫隔板人孔與過焊孔間板件發生斷裂時，除前后下弦桿等效應力較正常運營狀態大約3%外，其余桿件應力水平基本沒有變化。

當節點處橫隔板處于狀態3，即節點處橫隔板完全失效時，各桿件等效應力水平均有升高，其中前后下弦桿及前后下平聯斜撐桿的應力水平增幅最為明顯，且控制工況均為下橫梁彎矩最小工況。此時較正常運營狀態下，前下弦桿應力增幅26%，后下弦桿應力增幅64%，前下平聯斜撐桿應力增幅19%，后下平聯斜撐桿應力增幅20%。

對比上述節點處橫隔板3 種不同運營狀態下下層節點各桿件的應力水平可知，只要節點處橫隔板能夠發揮保持節點形狀不發生較大變化的功能，下層節點各桿件應力水平就不會有較大的變化。當節點處橫隔板失效后，下弦桿非節點處橫隔板承擔了節點處橫隔板抵抗下弦箱形桿件扭轉畸變的作用，導致下弦桿與非節點橫隔板過焊孔相交處出現應力明顯增大的情況。同時，由于節點處剛度下降，與節點相連接的下平聯斜撐桿均產生附加的變形，導致應力增大。

5 結論

⑴當節點處橫隔板處于正常運營狀態時，除前腹桿外，其余桿件應力水平均在230MPa 以下，處于彈性應力狀態。針對此時腹桿應力水平較大的情況，設計中可采用隨桿件應力的變化情況選用箱形截面和H 形截面的方式解決。

⑵當節點處橫隔板人孔與過焊孔間板件發生斷裂時，其仍能夠發揮保持節點形狀基本不變的功能，下層節點各桿件應力水平變化不明顯。

⑶節點處橫隔板的完全失效將導致下層節點抵抗扭轉變形能力的下降，下弦桿與下平聯斜撐桿應力水平發生明顯增大，但應力水平仍處于270MPa 以下，靜載作用下下層節點節點處橫隔板強健性較好，但在設計與運營過程中應避免該處橫隔板出現失效的情況。