寬幅鋼箱梁頂推局部受力分析與控制

王 達,張志勇,黃 偉,譚本坤,向勝濤,趙鵬鑫

(1.長沙理工大學 土木工程學院,湖南 長沙 410114;2.中南林業科技大學 土木工程學院,湖南 長沙 410114;3.浙江省建投交通基礎建設集團有限公司,浙江 杭州 310000)

綜上,目前針對寬幅鋼箱梁頂推過程中支承區域的鋼梁局部應力過大的問題,通過局部構造對鋼梁本身進行加固的研究較少。筆者以中衛衛民黃河大橋主拱鋼箱梁頂推為施工背景,對頂推施工過程中的鋼梁局部受力特性進行分析,探討影響鋼箱梁受力狀態的主要構件參數,提出對鋼梁局部構造進行加固的措施,以期確保頂推施工的安全可靠性。

1 工程概況

該橋上部結構為跨徑布置100 m+130 m+40 m中承式梁拱組合體系,橋型布置圖如圖1所示。主梁為等高度鋼-混凝土混合梁,箱梁橫截面中線處梁高為4.5 m,頂面1.5%的雙向橫坡,鋼箱梁為單箱三室斷面,頂寬41 m,底寬34 m,挑臂長3.5 m,標準梁段頂板、底板、腹板厚度均為16 mm,所用鋼材為Q345D,為了滿足成橋線形,鋼箱梁制造加工中設置了變曲率預拱度,鋼箱梁橫斷面及支承位置如圖2所示。主副拱區鋼箱梁均采用步履式頂推法施工,頂推總長度約為40 m+131 m,以主拱區鋼箱頂推過程為主,副拱鋼箱梁頂推施工可參考主拱鋼箱梁,頂推總質量約為3 144.5 t。主拱鋼箱梁頂推施工主要步驟如下:首先采用履帶吊將步履式頂推設備安放在臨時墩上;然后在頂推平臺上分階段吊裝并焊接好鋼導梁、頂推梁段節段;最后由頂推設備的水平千斤頂和頂升千斤頂協同工作將鋼箱梁整體頂推至設計位置處。用于主拱鋼箱梁頂推過程的臨時墩設置12個,最大跨度為26.6 m,頂推長度為131 m,主梁前端過9號臨時墩6.25 m為頂推施工完成狀態。主拱鋼箱梁共有8種梁段類型,具體如表1所示。主拱鋼箱梁頂推施工臨時墩和頂推平臺布置如圖3所示。

圖1 橋型布置圖

圖2 鋼梁橫截面及支承位置圖(單位:mm)

圖3 主拱鋼箱梁頂推施工立面布置圖(單位:mm)

表1 梁段劃分表

2 結構有限元分析

2.1 有限元整體分析

2.1.1 建立頂推整體模型

基于橋梁專用軟件Midas/Civil建立主拱鋼箱梁頂推整體模型,兩根橫向鋼導梁簡化為一根,對導梁的彈性模量E放大至原來的兩倍,采用空間梁單元對鋼箱梁、鋼導梁進行模擬[11]。計算模型如圖4所示。為了提高有限元模型的計算精度,以縱橋向每頂進0.5 m作為一個計算步長,采用“墩動梁不動”思想,頂推過程中對鋼箱梁的約束采用彈性連接的“僅受壓”,通過改變支承條件來模擬步履式頂推施工全過程。

圖4 頂推計算模型

2.1.2 典型不利工況確定

通過頂推施工仿真分析,頂推過程中臨時墩的最大支反力結果如表2所示。由表2可知:導梁即將上9號臨時墩時,8號臨時墩出現最大支反力為10 386.5 kN(支反力指的是鋼箱梁梁底兩側墊塊處的支承反力的總和),此時導梁下撓值也達到最大為-50.9 mm(撓度向上為正,向下為負)。對于鋼箱梁橋截面來說,抵抗正負彎矩能力基本相同,而頂推施工過程一般負彎矩值比較大,頂推過程中負彎矩包絡圖如圖5所示(截面位置表示該處至前導梁前端的距離),可得截面26 m處出現最大負彎矩,為-33 022 kN·m,所對應的頂推距離為107 m(即為發生最大支反力的工況),因此確定該工況為典型不利工況。由于在最大懸臂工況下8號臨時墩所受的支反力過大,所在支承處附近的局部鋼箱梁可能出現受力狀態不穩定的情況,因此對該工況鋼箱梁的局部受力進行精細化分析。

圖5 頂推過程中負彎矩包絡圖

表2 頂推全過程最大支反力

2.2 有限元局部分析

在頂推過程中,墊塊處上方的底板,腹板等板件局部應力變化極為復雜,箱梁又屬于薄壁結構,極容易發生失穩,故采用有限元方法對支承區域的鋼梁梁體進行局部受力分析。由Midas/Civil有限元分析軟件建立的主拱鋼箱梁頂推模型結果顯示典型不利工況發生在導梁即將上9號墩時,最大支反力發生在8號臨時墩上。局部模型的大小直接影響局部分析結果的準確性,根據文獻[12],局部計算模型順橋向長度應取梁高的3.0～4.5倍,取8號墩附近14.7 m鋼箱進行局部受力重點分析。

首先使用乙醚將實驗大鼠麻醉，選定胸正中為手術區域，去毛備皮消毒，做好關閉胸腔的荷包縫合準備，之后沿鎖骨正中線做2 cm縱向切口切開皮膚，在第四或第五肋間將大鼠胸部肌肉進行鈍性分離，使胸骨、肋骨充分暴露，將胸腔打開，心包剪開，在胸廓輕輕按壓以將大鼠心臟擠出。使用無創性縫合線在動脈圓錐與左心耳之間冠狀靜脈處進行冠狀動脈的結扎，之后將心臟迅速放回原位，將胸腔氣體擠出，并迅速將縫合線拉緊，將胸腔逐層進行關閉，將外皮縫合好，保證開胸時間＜60 s。

2.2.1 結構局部有限元模型建立

1)模型單元的選取。為了準確模擬出局部受力特性并降低對計算機性能的要求,基于有限元分析軟件ABAQUS建立梁-殼-實-接觸混合模型如圖6所示,其基本原理是在結構整體模型的基礎上,對所關注部位的局部結構進行精細化分析,并分析其應力分布的規律[13]。采用線性減縮積分單元S3R,S4R來模擬關注的鋼箱梁部位,采用線性單元B31來模擬其他部位鋼箱梁及導梁,采用線性減縮積分單元C3D8R來模擬鋼墊塊。鋼導梁、墊塊和鋼箱梁的質量密度均為7.85×103kg/m3,彈性模量E為206 GPa,泊松比μ為0.3。鋼梁整體網格的劃分較為粗略,設置為0.2 m,支承區域及其附近的鋼箱底板和墊塊網格加密至0.05 m,結果已收斂[14]。全模型共劃分178 762個單元,其中殼單元177 013個;桿單元549個;實體單元1 200個。

圖6 梁-殼-實-接觸混合有限元模型

2)邊界條件的確定。因為需滿足交界處截面上的殼單元和梁單元受力及變形之間的協調性,所以梁與殼結合的部分采用剛域耦合[15],耦合約束放大圖如圖7所示。鋼墊塊與鋼梁之間相互作用,其邊界條件采用面-面接觸單元進行模擬。以剛度較小的鋼梁接觸面作為從表面,鋼墊塊接觸面作為主表面。接觸面之間采用切向無摩擦(模擬一次落架)、法向硬接觸(模擬只受壓),因對切向摩擦不做考慮,故接觸對之間采用有限滑移。鋼墊塊底部固結,未考慮鋼墊梁、步履式頂推設備及其細部構造。模型中X,Y,Z軸分別代表橫橋向、豎橋向和縱橋向。在相對應的臨時墩處設置一支點,通過該支點約束X,Y方向平動,不約束Z縱橋向平動。

圖7 剛域耦合放大圖

3)計算荷載及加載方式。導梁和鋼箱梁的恒載分為結構自重和橫隔板荷載兩部分。結構自重通過慣性力施加,重力加速度為-10 m/s2,橫隔板荷載通過均布荷載施加,大小為13 kN/m。加載時支承墊塊作用在梁段中兩塊橫隔板之間的普通截面上。支承墊塊與梁底接觸尺寸可以等效為0.75 m×0.5 m,該有效接觸面積為0.375 m2。

2.2.2 局部應力分析

由模型計算可得鋼箱梁應力云圖如圖8所示。鋼箱梁主要受力板件及墊塊的等效應力值如表3所示。由圖8和表3可知:1)支承位置及其附近區域鋼箱梁底板應力約為189.4 MPa,墊塊應力為156.5 MPa,二者均在彈性范圍內,比較安全;2)腹板在底腹板交界處小部分區域出現了應力集中的情況,這是由于底板在支反力的作用下向上凸起,而在交界處的底板凸起被腹板所限制,Mises應力最大為321.2 MPa,然而應力擴散較快,已超出設計容許應力[σ]=210 MPa。

圖8 鋼箱梁等效應力云圖

2.2.3 局部穩定分析

結構彈性穩定分析屬于第一類失穩問題,鋼箱梁與墊塊接觸區域易失穩,且發生比較突然,故對其分析尤為重要。在ABAQUS中所對應的分析類型為線性攝動中的屈曲分析,經模型分析第一階彈性屈曲發生在支承處的底腹板交界處,屈曲系數為4.348 7,其變形云圖如圖9所示。圖9計算結果表明鋼箱梁局部穩定性滿足規范要求。

圖9 第一階屈曲變形云圖(單位:cm)

2.3 結果分析

在典型不利工況下,由局部有限元模型分析可得鋼箱梁各板件的大致應力情況。在頂推過程中,底板和腹板是主要的受力板件,橫隔板主要是增強鋼箱梁橫向剛度,保持截面形狀。模型中應力較大的區域主要集中在底板與腹板的連接位置,施工過程中局部應力較大是由于鋼箱梁與頂推設備上墊塊直接相接觸,該處直接承受墊板對鋼箱梁的支反力,同時因受力面積較小,接觸區域容易出現應力集中、較大的現象,在施工過程中通過加固措施使該區域應力控在合理范圍內即可。當支反力作用在兩橫隔板之間,其中底腹板受力最為不利。若不采取措施,在頂推過程中底腹板可能發生嚴重的、永久的變形,給頂推帶來危險,因此有必要對該處及附近區域的板件進行加固。

3 改善措施研究

通過局部受力分析計算,可以得出較大應力區域的范圍,可以針對該區域對鋼箱進行優化,提出以下兩種優方案,確保頂推施工的安全性。

方案1:對底板和腹板交界區域進行局部加強處理,采用焊接角隅加勁肋,對鋼箱梁進行加固。

方案2:在底腹板交界處一定范圍內對板件進行加厚處理。

3.1 方案1的鋼箱梁局部受力分析

為了保證在頂推過程的安全性,可以通過優化結構構造來改善局部應力水平。在底板和腹板交界處增焊角隅加勁肋對鋼箱梁進行補強,且此加勁肋可進一步提高底腹板的整體性,提高高應力區域縱橫向剛度,故其抵抗變形能力得到增強。角隅加勁肋采用梯形截面,頂寬17.8 cm,底寬47.4 cm,高104.5 cm,沿鋼箱縱向每隔30 cm布置,加勁肋板厚14 mm,局部補強模型如圖10所示。根據建模計算,得出角隅加勁肋補強后各主要受力板件的等效應力值如表4所示,角隅加勁肋最大等效應力為105.4 MPa。各板件隨補強后的最大應力變化與原方案進行更直觀的比較,結果如圖11所示。

圖10 鋼箱焊接角隅加勁肋

圖11 原方案與方案1應力對比

表4 方案1各板件的等效應力值

由表4和圖11可知:各板件的應力低于設計容許應力值,均有明顯的下降,底板應力減少了43.2%,腹板降低了44.4%,鋼墊塊應力值下降了51.8%。通過角隅加勁肋的補強后,鋼箱的應力明顯得到了改善。在頂推過程中只需控制頂推精度,鋼箱不會發生屈服而對頂推造成影響,因此通過方案1在底板與腹板交界處焊接角隅加勁肋來改善鋼箱應力情況是可行的。

3.2 方案2的鋼箱梁局部受力分析

為了改善底板與系梁內腹板交界處附近的高應力情況,在交界處附近1 m范圍內對底腹板進行加厚處理,原鋼箱板件厚度如下:系梁內腹板16 mm,底板16 mm。加厚處理方案分為3種,每種方案腹板加厚4 mm,底板加厚2 mm,具體方案為

方案2-1:系梁內腹板20 mm,底板18 mm。

方案2-2:系梁內腹板24 mm,底板20 mm。

方案2-3:系梁內腹板28 mm,底板22 mm。

分別對以上3種方案進行建模計算,得出各板件的最大等效應力值如表5所示。不同局部加厚厚度下主要受力板件的最大等效應力變化趨勢如圖12所示。

圖12 原方案與方案2應力對比

表5 方案2各板件等效應力值

由表5和圖12可知:隨著板件厚度的增加,鋼箱各板件應力水平有所降低。與原方案相比,方案2-3中腹板應力值減小了143.0 MPa,降低了44.5%,效果比較明顯。因為底腹板是直接與墊塊相接觸,其為關鍵受力板件,應力水平較大,局部増加底腹板厚度,所以能夠大大改善底腹板應力情況。由此可知:原先處于較大應力狀態的板件應力水平在彈性范圍內,雖然局部進行加厚處理對鋼箱應力改善明顯,但是各板件應力值減小幅度隨著板件厚度增加而下降。

3.3 方案對比分析

經建模計算,發現兩種方案對鋼箱梁板件的應力水平情況均有較好的改善效果,其中方案1的效果更佳;方案2通過增大板件厚度來改善鋼箱應力情況。由上述規律可知:各板件的應力值雖然還會繼續減小,但是下降的幅度會越來越小,且會造成較高的經濟成本,在鋼箱梁制造完成后進行局部加厚處理也存在較大的施工難度。相較于方案2,方案1增焊角隅加勁肋的方法提高了支承區域鋼箱的整體性,使得該支承處抵抗變形能力顯著上升,其應力改善效果更明顯。通過以上分析,提議采取方案1對鋼箱梁進行局部加固優化,實際中該橋的頂推也是采用了該優化方案來確保頂推的順利進行,而后鋼箱梁梁段通過鋼混結合段與混凝土梁段連接成為主梁梁段,成橋狀態時主拱鋼箱梁的應力主要是由自重以及車輛荷載等活載影響而下撓造成的,主拱鋼箱梁制作加工時設置了預拱度并有一定的富余量,成橋后的主拱鋼箱梁應力圖如圖13所示,滿足規范要求。

圖13 成橋狀態時主拱鋼箱梁應力圖

4 結 論

首先,通過橋梁專用軟件Midas/Civil建模進行頂推施工仿真分析,確定頂推中典型不利工況為前導梁即將上9號墩,頂推至8號臨時墩(此時F段鋼箱梁位于8號臨時墩),出現最大支反力,前導梁下撓量也達到最大;然后,采用通用有限元軟件ABAQUS對典型不利工況下的鋼箱進行局部應力及局部穩定分析,底腹板作為主要受力板件,其最大等效應力值相較于其他板件較為突出,分析得到在支承區域的底板與腹板交界處附近應力水平值較大,該處直接和墊塊接觸承受其支反力,在頂推過程中對此處應高度重視;最后,針對底板與腹板交界處附近應力較大的問題,提出了兩種改善方案:方案1采用在其增焊角隅加勁肋;方案2在該交界處各沿1 m處進行板件局部加厚。經過建模計算可以看出方案一效果更佳,其不僅進一步提高了鋼箱危險區域的整體性,使得該區域抵抗變形能力增強,而且施工難度較小,局部應力計算結果與局部穩定滿足安全要求。通過增焊角隅加勁肋的方式能較好地應用于鋼箱梁頂推施工,為同類橋型的鋼梁頂推施工提供參考。

本文得到了中南林業科技大學引進人才科研啟動基金項目(ZK2021YJ036)的資助。