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        鋼箱拱肋吊桿錨固結(jié)構(gòu)受力分析

        2011-08-16 02:22:32呂成林安永日
        關(guān)鍵詞:鋼箱系桿圓管

        呂成林,安永日,鄭 罡

        (1.重慶交通大學(xué)土木建筑學(xué)院,重慶400074;2.招商局重慶交通科研設(shè)計(jì)院有限公司,重慶400067)

        下承式鋼箱系桿拱橋,因具有良好的受力性能、跨越能力大、工期短、施工方便等優(yōu)點(diǎn),在橋梁建設(shè)中得到廣泛的應(yīng)用。該橋型在跨越高等級(jí)公路、鐵路及河流的橋梁中具有較好的優(yōu)越性。又因造型美觀,也常用于城市、風(fēng)景區(qū)的橋梁建設(shè)。

        目前,國內(nèi)學(xué)者已對(duì)下承式鋼箱系桿拱橋進(jìn)行了一些研究。如:孟杰[1]研究了系桿拱橋的結(jié)構(gòu)體系;顧安邦,等[2]分析了中、下承式拱橋短吊桿結(jié)構(gòu)行為;曾德榮,等[3]研究了拱肋內(nèi)傾角對(duì)提籃式拱橋橫向穩(wěn)定性影響;郭建勛,等[4]分析了結(jié)構(gòu)形式和設(shè)計(jì)參數(shù);甘進(jìn)[5]分析了結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性及其抗震性能;劉山洪[6]研究了系桿拱橋系桿錨下有效索力;葉梅新[7]、余山川[8]研究了拱腳局部結(jié)構(gòu);屈志峰[9]對(duì)該種橋做了 1∶8全橋模型試驗(yàn)研究;葉梅新[10]、王月[11]研究了該類橋的穩(wěn)定性;王月[11]對(duì)拱腳、吊桿與拱肋連接處、吊桿與系梁、橫梁連接處等關(guān)鍵部位進(jìn)行了局部受力分析。

        以上學(xué)者雖然對(duì)該種橋梁的整體受力特性及關(guān)鍵部位做了大量研究,并闡明了整體結(jié)構(gòu)及局部構(gòu)造的受力性能,但是針對(duì)鋼箱拱肋吊桿錨固結(jié)構(gòu)研究比較少,其受力機(jī)理尚不明確。筆者結(jié)合江津?yàn)I江新城濱州路一號(hào)橋,采用有限元軟件,對(duì)不同構(gòu)造形式的吊桿錨固結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬分析。通過分析,了解了各種不同吊桿錨固結(jié)構(gòu)的受力機(jī)理以及傳力特性。結(jié)果表明,吊桿與拱肋中心線夾角的變化對(duì)錨固結(jié)構(gòu)的極限承載力影響微小,其剛度變化趨勢(shì)基本相同,而圓管與拱肋底板連接形式對(duì)其影響較大。

        1 工程概況

        江津?yàn)I江新城濱州路一號(hào)橋是重慶市江津區(qū)濱洲路上的一座重要的城市橋梁。其橋型為主跨120 m的下承式鋼箱系桿拱橋。拱肋為鋼箱結(jié)構(gòu),跨徑120 m,計(jì)算矢高37.2 m,矢跨比 1/3.2。拱肋截面如圖1。截面為箱型等截面,拱肋高2.8 m,寬1.8 m。頂、底板厚度均為32 mm,腹板厚度為24 mm。吊桿與拱肋中心線夾角從44~90°變化。吊桿與拱肋錨固連接處由拱肋頂板、底板、腹板,橫隔板、加勁肋,圓管等組成。

        圖1 拱肋截面Fig.1 Arch rib cross-section

        2 局部模型與計(jì)算方法

        2.1 局部模型

        局部模型取受力最不利的節(jié)段,即拱腳處第1根吊桿以及拱頂處的吊桿錨固結(jié)構(gòu)。為了提高計(jì)算效率對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)簡化,鋼箱拱肋計(jì)算長度取標(biāo)準(zhǔn)長度8 m。

        鋼箱拱肋吊桿錨固結(jié)構(gòu)模型如圖2。根據(jù)吊桿與拱肋中心線夾角不同和圓管與底板有無連接,將局部模型分為4種。

        圖2 局部模型Fig.2 Partial model diagram

        計(jì)算模型類型如表1。模型1是吊桿與拱肋中心線成44°,圓管與拱肋底板未連接;模型2是吊桿與拱肋中心線成44°,圓管與拱肋底板連接;模型3是吊桿與拱肋中心線成90°,圓管與拱肋底板未連接;模型4是吊桿與拱肋中心線成90°,圓管與拱肋底板連接。

        表1 計(jì)算模型分類Tab.1 Computational model classification

        數(shù)值模擬計(jì)算軟件采用 ANSYS,單元采用SHELL181板殼單元。材料采用Q345D鋼材,其彈性模量取 2.1 ×105MPa,泊松比取 0.3,屈服強(qiáng)度345 MPa,硬化率為 0。

        2.2 計(jì)算方法

        計(jì)算方法采用材料彈塑性以及幾何非線性理論,應(yīng)用弧長法進(jìn)行計(jì)算。

        2.3 邊界條件以及加載方法

        計(jì)算模型以拱肋軸向?yàn)閤軸,橫橋向?yàn)閥軸,豎向?yàn)閦軸。其模型邊界條件為:約束拱肋前端部截面的x、y、z軸方向位移及繞x軸轉(zhuǎn)角,約束拱肋后端部截面的y軸方向位移,z軸方向位移。

        加載方法為錨墊板與螺母重疊處節(jié)點(diǎn)與圓管中心節(jié)點(diǎn)剛臂連接,并在圓管中心節(jié)點(diǎn)上施加吊桿方向的荷載。

        3 計(jì)算結(jié)果

        3.1 極限承載力

        吊桿錨固結(jié)構(gòu)局部模型極限承載力計(jì)算結(jié)果如圖3。圖中x軸表示錨固結(jié)構(gòu)加載點(diǎn)的位移,y軸表示加載點(diǎn)的荷載與最大索力的比值。

        圖3 吊桿錨固結(jié)構(gòu)加載點(diǎn)荷載/索力-位移Fig.3 Load and cable force displacement of the loading point

        1)考察4個(gè)模型的極限承載力,模型1的極限承載力為最大索力的2.33倍,模型2的極限承載力為最大索力的2.83倍,模型3的極限承載力為最大索力的2.33倍,模型4的極限承載力為最大索力的2.90倍,其值均大于公路橋涵鋼結(jié)構(gòu)與木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[12]中的安全系數(shù) 1.7。

        2)比較模型1與模型2,其結(jié)果如圖3(a)。模型2的極限承載力為模型1的1.21倍,大于模型1。其主要原因?yàn)槟P?圓管與供肋底板連接成整體,拱肋底板多承擔(dān)了部分荷載,而模型1圓管與底板未連接,底板承擔(dān)的荷載小。再比較兩者的剛度,在彈性階段,模型1與模型2剛度基本相等。隨著荷載的持續(xù)增加,模型1的剛度退化比模型2快。其原因?yàn)槟P?中圓管與底板連接成整體,底板多承擔(dān)了部分荷載。

        3)比較模型1與模型3,其結(jié)果如圖3(b)。兩者的極限承載力基本相等。由此可見,吊桿與拱肋中心線夾角的變化對(duì)吊桿錨固結(jié)構(gòu)的極限承載力影響不大。再比較兩者的剛度,在彈性階段,模型1的剛度比模型3略大,隨著荷載的持續(xù)增加,結(jié)構(gòu)逐漸進(jìn)入塑性階段,模型1的剛度退化比模型3稍微早點(diǎn)。其原因?yàn)槟P?吊桿與拱肋中心線的夾角為44°,拱肋底板承擔(dān)了部分荷載,而模型3夾角為90°,底板不承擔(dān)荷載,所以模型1初始剛度比模型3大。

        4)比較模型3與模型4,其結(jié)果如圖3(c)。模型4的極限承載力是模型3的1.25倍,大于模型3。其原因?yàn)槟P?圓管與底板連接成整體,拱肋底板多承擔(dān)了部分荷載,而模型3圓管與底板未連接,所以其極限承載力比模型4小。再比較兩者的剛度,在彈性階段,模型3與模型4剛度相差不大;隨著荷載的持續(xù)增加,模型3的剛度退化比模型4快。其原因?yàn)槟P?中圓管與底板連接成整體,底板多承擔(dān)了部分荷載。

        5)比較模型2與模型4,其結(jié)果如圖3(d)。模型4的極限承載力是模型2的1.03倍,兩者相差微小,與圖3(b)中模型1和模型3的趨勢(shì)基本相同。

        3.2 應(yīng)力分布

        局部模型計(jì)算結(jié)果的von Mises應(yīng)力分布變形圖分別如圖4、圖5。圖4是荷載達(dá)到最大索力時(shí)應(yīng)力分布情況,圖5是加載結(jié)束時(shí)的應(yīng)力分布情況。

        1)比較模型1與模型2,荷載達(dá)到最大索力時(shí)其應(yīng)力分布如圖4(a)、(b)。模型1的最大等效應(yīng)力為324 MPa,出現(xiàn)在錨墊板邊上以及下方橫隔板的小部分截面上,其他大部分截面的應(yīng)力均小于容許應(yīng)力209 MPa。模型2的最大等效應(yīng)力為337 MPa,比模型1略大,出現(xiàn)的位置與模型1相同。其他大部分截面的應(yīng)力均小于容許應(yīng)力209 MPa。模型1、模型2拱肋底板與橫隔板連接區(qū)域應(yīng)力為10~75 MPa,應(yīng)力水平均較低。

        比較模型1與模型2,加載結(jié)束時(shí)的其應(yīng)力分布如圖5(a)、(b)。模型1錨墊板、圓管部分截面以及周邊橫隔板部分截面及其加勁肋部分截面已經(jīng)屈服。模型2的應(yīng)力分布趨勢(shì)與模型1基本相同,只是塑性區(qū)域比模型1大。此外,兩者底板的應(yīng)力分布不同。模型2中圓管與拱肋底板連接區(qū)域的截面也已經(jīng)屈服。

        2)比較模型1與模型3,荷載達(dá)到最大索力時(shí)其應(yīng)力分布如圖4(a)、(c)。模型3的最大等效應(yīng)力為344 MPa,比模型1大,出現(xiàn)的位置與模型1相同。其他大部分截面的應(yīng)力均小于容許應(yīng)力209 MPa。兩者拱肋底板與橫隔板連接區(qū)域應(yīng)力為10~77 MPa,應(yīng)力水平均較低。

        比較模型1與模型3,加載結(jié)束時(shí)的應(yīng)力分布如圖5(a)、(c)。模型3的應(yīng)力分布趨勢(shì)與模型1基本相同,只是兩者底板的應(yīng)力分布不同。

        3)比較模型3與模型4,荷載達(dá)到最大索力時(shí)其應(yīng)力分布如圖4(c)、(d)。模型4的最大等效應(yīng)力為324 MPa,比模型3小,出現(xiàn)的位置與模型3相同。其他大部分截面的應(yīng)力均小于容許應(yīng)力209 MPa。兩者拱肋底板與橫隔板連接區(qū)域應(yīng)力為13~77 MPa,應(yīng)力水平均較低。

        比較模型3與模型4,加載結(jié)束時(shí)的應(yīng)力分布如圖5(c)、(d)。模型4的應(yīng)力分布趨勢(shì)與模型3基本相同,只是塑性區(qū)域比模型3大。此外,兩者底板的應(yīng)力分布不同。

        4)比較模型2與模型4,荷載達(dá)到最大索力時(shí)其應(yīng)力分布如圖4(b)、(d)。模型2的最大等效應(yīng)力為337 MPa,模型4為324 MPa,比模型4略大。兩者最大等效應(yīng)力出現(xiàn)的位置基本相同,而其他大部分截面的應(yīng)力均小于容許應(yīng)力209 MPa。兩者拱肋底板與橫隔板連接區(qū)域應(yīng)力均低72 MPa,應(yīng)力水平較低。

        比較模型2與模型4,加載結(jié)束時(shí)的應(yīng)力分布如圖5(b)、(d)。模型2、模型4的應(yīng)力分布趨勢(shì)基本相同,只是兩者底板的應(yīng)力分布不同。模型2圓管與拱肋底板連接區(qū)域的截面也已經(jīng)屈服。

        3.3 結(jié)構(gòu)變形

        加載結(jié)束時(shí),4個(gè)模型結(jié)構(gòu)的變形如圖5。

        1)比較模型1與模型2,模型1吊桿錨固位置處橫隔板兩側(cè)的加勁肋向內(nèi)側(cè)屈曲變形,拱肋腹板也向內(nèi)屈曲變形,拱肋底板向下發(fā)生屈曲變形。模型2結(jié)構(gòu)變形的趨勢(shì)與模型1基本相同,但是拱肋底板與圓管連接處屈曲變形大,圓管下端受壓發(fā)生膨脹變形。模型2的變形比模型1大。

        2)比較模型1與模型3,模型3結(jié)構(gòu)變形的趨勢(shì)與模型1基本相同,兩者的變形差不多,只是模型3拱肋底板發(fā)生微小褶皺變形。

        3)比較模型3與模型4,模型4結(jié)構(gòu)變形的趨勢(shì)與模型3基本相同,但是拱肋底板與圓管連接處屈曲變形大,圓管下端受壓發(fā)生膨脹變形。模型4的變形比模型3大。

        4)比較模型2與模型4,模型2結(jié)構(gòu)變形的趨勢(shì)與模型4基本相同,兩者的變形差不多,只是模型4拱肋底板發(fā)生微小褶皺變形。

        4 結(jié)論

        通過對(duì)不同構(gòu)造形式吊桿錨固結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬分析得到以下結(jié)論:

        1)4個(gè)模型的極限承載力與最大索力的比值,均大于公路橋涵鋼結(jié)構(gòu)與木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范中安全系數(shù) 1.7。

        2)比較吊桿與拱肋中心線角度44°的錨固構(gòu)造的極限承載力,圓管與拱肋底板相連構(gòu)造為無連接構(gòu)造的1.21倍。其原因?yàn)閳A管與拱肋底板相連接,底板多承擔(dān)了部分荷載。

        3)比較吊桿與拱肋中心線角度90°的錨固構(gòu)造的極限承載力,圓管與拱肋底板相連構(gòu)造為無連接構(gòu)造的1.25倍。其原因?yàn)閳A管與拱肋底板相連接,底板多承擔(dān)了部分荷載。

        4)比較圓管與拱肋底板相連構(gòu)造與無連接構(gòu)造的屈服區(qū)域和變形,相連構(gòu)造大。

        5)吊桿與拱肋中心線夾角的變化對(duì)錨固結(jié)構(gòu)極限承載力的影響微小。

        6)比較吊桿與拱肋中心線角度44°的錨固構(gòu)造的剛度變化,在初始階段圓管與拱肋底板相連構(gòu)造與無連接構(gòu)造基本相同。隨著荷載的持續(xù)增加,無連接構(gòu)造的剛度退化的比有連接構(gòu)造早。

        [1]孟杰.系桿拱橋結(jié)構(gòu)體系研究[D].長沙:湖南大學(xué),2002.

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        [4]郭建勛,袁明,陳列,等.福廈鐵路鋼箱系桿拱橋設(shè)計(jì)構(gòu)思與研究[J].橋梁建設(shè),2006(增刊2):97-100.GUO Jian-xun,YUAN Ming,CHEN Lie,et al.Concept design and research on steel-box tied arch bridge of Fuzhou-Xiamen railway[J].Bridge Construction,2006(supp2):97-100.

        [5]甘進(jìn).鋼箱系桿拱橋動(dòng)力特性及抗震性能分析[D].武漢:武漢理工大學(xué),2007.

        [6]劉山洪.系桿拱橋系桿錨下有效索力研究[J].重慶交通學(xué)院學(xué)報(bào),2007,26(1):1-4.LIU Shan-hong.Effective cable force when the tie rod anchored of tied arch bridge[J].Journal of Chongqing Jiaotong University,2007,26(1):1-4.

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        [9]屈志峰.武廣客運(yùn)專線大跨度下承式鋼箱系桿拱橋試驗(yàn)研究[D].長沙:中南大學(xué),2008.

        [10]葉梅新,王月,周德.橫向連接系對(duì)下承式鋼箱系桿拱橋穩(wěn)定性的影響[J].黑龍江科技信息,2008(30):225-227.YE Mei-xin,WANG Yue,ZHOU De.Influence on stability of through arch steel-box bridge for horizontal connections[J].Heilongjiang Science and Technology Information,2008(30):225-227.

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        [12]JTJ 025—86公路橋涵鋼結(jié)構(gòu)及木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京:人民交通出版社,1988.

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