彭晶蓉，賀拴海，王凌波

(長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064)

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基于模型試驗(yàn)的曲線部分斜拉橋施工過(guò)程模擬分析

彭晶蓉，賀拴海，王凌波

(長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064)

為研究曲線部分斜拉橋采用對(duì)稱懸臂施工方法施工的結(jié)構(gòu)受力特點(diǎn)，根據(jù)相似理論，對(duì)依托工程制作了1/40的全橋縮尺模型。通過(guò)模型試驗(yàn)?zāi)M施工過(guò)程中主梁澆筑、斜拉索張拉、主梁合龍、橋面鋪裝等關(guān)鍵工序，并測(cè)試主梁截面應(yīng)力及變形、斜拉索索力等關(guān)鍵斷面隨施工過(guò)程發(fā)展的變化規(guī)律。結(jié)果表明，有索區(qū)梁段在施工過(guò)程中頂、底板均呈拉壓交替變化，實(shí)橋設(shè)計(jì)中應(yīng)著重關(guān)注；模型橋的懸臂施工對(duì)稱點(diǎn)的測(cè)試數(shù)據(jù)基本一致，表明該模型對(duì)稱性較好；模型理論計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值規(guī)律吻合，驗(yàn)證了結(jié)構(gòu)計(jì)算理論，且實(shí)測(cè)值均偏安全，表明模型結(jié)構(gòu)剛度較大、安全性較高；理論模型與模型試驗(yàn)相結(jié)合對(duì)研究復(fù)雜結(jié)構(gòu)的受力具有可行性。

部分斜拉橋；模型試驗(yàn)；懸臂施工；施工過(guò)程

橋梁結(jié)構(gòu)力學(xué)性能和受力特點(diǎn)的研究方法通常假以模型試驗(yàn)與理論計(jì)算相結(jié)合的方式進(jìn)行。模型試驗(yàn)是對(duì)原型橋按原尺寸或一定的比例尺進(jìn)行縮小，在模型上施加荷載來(lái)分析結(jié)構(gòu)的性能，再以相應(yīng)的比例關(guān)系換算到原型橋上，對(duì)原型橋的性能進(jìn)行分析[1-5]。因此，橋梁模型具有經(jīng)濟(jì)性好、影響因素更為可控、針對(duì)性強(qiáng)、周期較短、拆卸方便等優(yōu)點(diǎn)[6-8]。國(guó)內(nèi)結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)為數(shù)不少，張?jiān)阢慬9]在某斜拉橋有機(jī)玻璃模型試驗(yàn)中，按1/40進(jìn)行縮尺，塔梁采用有機(jī)玻璃，斜拉索采用高強(qiáng)鋼絲，對(duì)成橋階段的受力狀況進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，分析了該類新橋型的整體受力性能；高小妮[10]在三塔斜拉-自錨式懸索組合體系橋中按1/20制作全橋縮尺模型，研究了該體系在成橋階段對(duì)稱與非對(duì)稱荷載作用下加勁梁、吊桿、拉索、主塔與副塔的力學(xué)行為等。參考資料顯示，目前對(duì)部分斜拉橋的模型試驗(yàn)鮮見(jiàn)，尤其模擬結(jié)構(gòu)施工過(guò)程的研究未見(jiàn)報(bào)道。本文通過(guò)對(duì)部分斜拉橋的懸臂施工過(guò)程進(jìn)行模擬，研究關(guān)鍵控制斷面在各個(gè)階段的受力特點(diǎn)，以檢驗(yàn)該結(jié)構(gòu)整個(gè)施工過(guò)程的安全性與合理性，并結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果對(duì)結(jié)構(gòu)計(jì)算理論進(jìn)行驗(yàn)證，以對(duì)實(shí)橋的設(shè)計(jì)施工提供參考。

1 模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 模型參數(shù)

依托工程為曲線部分斜拉橋(108+208+108) m，平面位于曲線R=1 800 m上；主梁采用預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁結(jié)構(gòu)，梁從塔根部到跨中截面高度由6 m變至3.6 m，半幅橋?qū)?0.5 m，主橋?yàn)槎?、塔、梁固結(jié)體系，邊墩處設(shè)置支座，橋型布置如圖1。

單位：m圖1 某曲線部分斜拉橋總體布置圖Fig.1 General layout of a curved Extra-dosed bridge

本模型試驗(yàn)的縮尺比取為1/40，主梁采用鋁合金板材，主塔采用Q235B碳素鋼板，斜拉索采用直徑2.5 mm的高強(qiáng)鋼絲，塔梁處先螺栓錨固后焊接以模擬固結(jié)方式。邊座支采用鋼架模擬豎向、橫向及縱向的約束。根據(jù)相似理論進(jìn)行換算，縮尺后變截面梁從塔根部到跨中截面高度由15 cm變至9 cm；腹板、頂板及底板模型板厚分段采用與原橋?qū)?yīng)節(jié)段平均板厚縮尺尺寸，由于混凝土結(jié)構(gòu)中的預(yù)應(yīng)力效應(yīng)無(wú)法換算至模型結(jié)構(gòu)中，因此不與實(shí)橋效應(yīng)值直接對(duì)比分析。

1.2 施工階段劃分

橋梁模型的主要施工階段可分為墩塔施工、主梁懸臂施工及拉索張拉、合龍段施工及二期鋪裝。模型各節(jié)段主梁按施工順序分節(jié)段焊接，以0號(hào)塊為中心對(duì)稱，邊、中跨方向各分7個(gè)對(duì)稱主梁節(jié)段，8號(hào)節(jié)段為邊跨合龍段，8’號(hào)節(jié)段為中跨合龍段，焊接每個(gè)節(jié)段后施加對(duì)應(yīng)節(jié)段的自重補(bǔ)償荷載、張拉該節(jié)段拉索(無(wú)索區(qū)無(wú)需張拉)。整個(gè)模型建造過(guò)程主要階段及對(duì)應(yīng)有限元分析模型如圖2所示。由于全橋結(jié)構(gòu)對(duì)稱，模型示意及數(shù)據(jù)分析僅以1號(hào)墩為例。

在模擬施工過(guò)程中配重是補(bǔ)償混凝土和鋁合金的材性差異的關(guān)鍵因素[11-12]，根據(jù)表1中均布荷載的相似關(guān)系對(duì)各施工節(jié)段進(jìn)行自重補(bǔ)償模擬，配重均在梁底采用吊籃進(jìn)行加載，具體加載位置及荷載值如圖3與表1所示。

(a)無(wú)索最大懸臂階段；(b)拉索懸臂階段；(c)最大懸臂階段；(d)邊跨合龍階段；(e)中跨合龍階段圖2 模型主要建造過(guò)程及對(duì)應(yīng)有限元分析模型Fig.2 Main construction process and corresponding finite element analysis model

單位：cm圖3 1號(hào)墩模型設(shè)計(jì)示意圖Fig.3 Model design diagram of 1# pylon

施工內(nèi)容荷載級(jí)編號(hào)荷載值/kN加載級(jí)荷載級(jí)編號(hào)荷載值/kN墩塔施工//懸臂焊接5(5')#塊//懸臂焊接1(1')號(hào)～2(2')號(hào)塊//施加補(bǔ)償荷載P8(P8')140.26施加補(bǔ)償荷載P012.7張拉斜拉索C6(C6')151.76施加補(bǔ)償荷載P1(P1')20.52施加補(bǔ)償荷載P9(P9')160.26施加補(bǔ)償荷載P2(P2')30.30張拉斜拉索C7(C7')171.78施加補(bǔ)償荷載P3(P3')40.31HT5"?懸臂焊接6(6')號(hào)塊//張拉斜拉索C1(C1')51.84施加補(bǔ)償荷載P10(P10')180.25懸臂焊接3(3')號(hào)塊//張拉斜拉索C8(C8')191.79施加補(bǔ)償荷載P4(P4')60.31施加補(bǔ)償荷載P11(P11')200.25張拉斜拉索C2(C2')71.91張拉斜拉索C9(C9')211.81施加補(bǔ)償荷載P5(P5')80.31懸臂焊接7(7')號(hào)塊//張拉斜拉索C3(C3')91.85施加補(bǔ)償荷載P12(P12')220.18懸臂焊接4(4')號(hào)塊//施加補(bǔ)償荷載P13(P13')230.18施加補(bǔ)償荷載P6(P6')100.28合龍段施工//張拉斜拉索C4(C4')111.82施加邊跨合龍塊荷載P14240.15施加補(bǔ)償荷載P7(P7')120.28施加中跨合龍塊荷載P14'250.06張拉斜拉索C5(C5')131.81施加二期荷載260.04

1.3 測(cè)點(diǎn)布置與測(cè)試方法

1)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

施工過(guò)程中1號(hào)墩主梁測(cè)試邊跨1/3、2/3斷面，墩頂兩側(cè)主梁截面，中跨1/8、2/8及中跨跨中共7個(gè)關(guān)鍵斷面的應(yīng)變值。主梁應(yīng)變測(cè)試截面的測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示，頂板及底板分別等間距布置5個(gè)測(cè)點(diǎn)。

圖4 主梁截面應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.4 Strain monitoring points of girder

2)撓度測(cè)點(diǎn)布置

撓度測(cè)試點(diǎn)主要關(guān)注施工過(guò)程中測(cè)試斷面的變位狀態(tài)及線形變化，1號(hào)墩塔主梁撓度測(cè)試截面測(cè)點(diǎn)分別是邊跨1/4、2/4、3/4點(diǎn)處，0#塊處，中跨的1/6、2/6及跨中處共7個(gè)，每個(gè)截面2個(gè)測(cè)點(diǎn)，如圖5所示。

圖5 主梁撓度測(cè)點(diǎn)布置示意圖Fig.5 Displacement monitoring points of girder

3)索力測(cè)點(diǎn)布置

全橋144根拉索張拉端均布置S型拉力傳感器或鋼筋計(jì)。本試驗(yàn)中針對(duì)2.5 mm直徑的斜拉索，專門設(shè)計(jì)了錨固裝置來(lái)控制調(diào)節(jié)拉索初張拉力并監(jiān)控施工過(guò)程中斜拉索索力變化。

2 主梁施工階段模擬試驗(yàn)分析

模型模擬實(shí)橋由墩塔到主梁懸臂施工至合龍全過(guò)程，并將試驗(yàn)實(shí)測(cè)值與模型橋有限元計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比分析，由于篇幅有限，本文分析部分測(cè)試斷面應(yīng)變、撓度和索力數(shù)據(jù)隨施工過(guò)程的變化規(guī)律，與模型計(jì)算值進(jìn)行比較。

2.1 應(yīng)變分析

各截面應(yīng)變測(cè)試點(diǎn)布置如圖5所示，選取墩頂處主梁C-C截面與中跨跨中G-G截面的頂?shù)装逯悬c(diǎn)即2，7，12和17號(hào)測(cè)試點(diǎn)，分析施工過(guò)程中各荷載級(jí)下測(cè)點(diǎn)應(yīng)力的變化規(guī)律分別如圖6～圖9所示。

圖6 C-C截面外幅頂板應(yīng)變變化圖Fig.6 Strain variation diagram of C-C top flange Fig

圖7 C-C截面外幅底板應(yīng)變變化圖Fig.7 Strain variation diagram of C-C bottom slab

圖8 G-G截面內(nèi)幅頂板應(yīng)變圖Fig.8 Strain variation diagram of G-G top flange

圖9 G-G截面內(nèi)幅底板應(yīng)變圖Fig.9 Strain variation diagram of G-G bottom slab

由圖6～圖9可知，C-C截面的頂板在第1～4荷載級(jí)作用下，拉應(yīng)力呈增大趨勢(shì)，張拉C1索后，頂板呈受壓狀態(tài)；且伴隨懸臂施工過(guò)程，配重荷載和斜拉索張拉交替進(jìn)行，則頂板應(yīng)力呈拉壓交替變化，合龍節(jié)段及二期荷載對(duì)應(yīng)力變化范圍明顯小于拉索張拉。底板應(yīng)力拉壓狀態(tài)與頂板相反。G-G截面為中跨跨中截面，合龍段自重與二期荷載均使得該截面頂板受壓，底板受拉。各截面應(yīng)力值測(cè)試值與計(jì)算值變化趨勢(shì)一致，各測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)值均小于計(jì)算值，故可認(rèn)為模型設(shè)計(jì)安全。

2.2 撓度分析

主梁撓度選取2-2與6-6截面進(jìn)行分析，撓度在各加載級(jí)下的相對(duì)變化值與相應(yīng)的累加值如圖10～圖13所示，其中負(fù)值表示主梁下?lián)稀?/p>

圖10與圖12為測(cè)試截面各荷載級(jí)級(jí)單次加載的測(cè)點(diǎn)變形規(guī)律，同一測(cè)試點(diǎn)主梁外幅變形值略大于內(nèi)幅，測(cè)試值亦然。在主梁有索區(qū)懸臂施工過(guò)程中，配重荷載和斜拉索張拉交替進(jìn)行，測(cè)點(diǎn)撓度值也呈現(xiàn)下?lián)?、上拱交替變化的?guī)律，合龍階段即24、25加載級(jí)引起的撓度變化值較小，而二期荷載使得主梁下?lián)稀?/p>

圖10 2-2截面各加載級(jí)撓度變化圖Fig.10 Deflection diagram under different loading of 2-2 section

圖11 2-2截面撓度累加變化圖Fig.11 Cumulative variation deflection of 2-2 section

圖12 6-6截面各加載級(jí)撓度變化圖Fig.12 Deflection diagram under different loading of 6-6 section

圖13 6-6截面撓度累加變化圖Fig.13 Cumulative variation deflection of 6-6 section

圖11與圖13為測(cè)試截面變形的絕對(duì)值，測(cè)試值與計(jì)算值變化規(guī)律一致，隨著施工過(guò)程的進(jìn)行，實(shí)測(cè)值與理論計(jì)算值的差值并無(wú)累加趨勢(shì)，如6-6截面外幅主梁在各荷載級(jí)下的最大撓度差為0.12 mm，而累加值成橋誤差僅為0.09 mm。經(jīng)有限元計(jì)算分析及試驗(yàn)測(cè)試可知，主梁最大撓度為中跨跨中(6-6截面)處。因此，將合攏段作為撓度控制截面，合攏段外幅撓度為-2.87 mm，內(nèi)幅撓度為-2.61 mm，模型橋計(jì)算值分別為-2.92 mm與-2.66 mm，試驗(yàn)值較理論計(jì)算值小。分析表明，模型中主梁剛度較大，對(duì)成橋后活荷載作用下結(jié)構(gòu)安全性有利。

2.3 索力分析

該曲線部分斜拉橋?yàn)椤癐II”塔四索面，斜拉索索力變化值分析選取1號(hào)墩邊跨C1索和對(duì)應(yīng)中跨側(cè)C1’索的施工過(guò)程索力變化值與最外側(cè)索面的成橋索力進(jìn)行分析，其變化規(guī)律如圖14～圖17所示。

圖14 1號(hào)塔邊跨外幅C1索力變化圖Fig.14 Cable force variation diagram of outside C1 in side-span of 1#pylon

圖15 1號(hào)塔邊跨內(nèi)幅C1索力變化圖Fig.15 Cable force variation diagram of inside C1 in side-span of 1#pylon

有索區(qū)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，每個(gè)加載級(jí)均會(huì)對(duì)已施工拉索的索力值進(jìn)行測(cè)試，由于施工步驟中主梁自重補(bǔ)償與拉索張拉穿插進(jìn)行，索力基本呈波浪變化。由圖14～17可知，主梁內(nèi)、外側(cè)索面的索力不同，內(nèi)側(cè)索力均略大于外側(cè)索力，合龍段施工對(duì)索力影響可忽略不計(jì)；24荷載級(jí)之前C1索與C1’索完全對(duì)稱，故索力變化一致，但二期荷載(第26荷載級(jí))使得索力增大，且中跨側(cè)索力增加幅度較大。

圖16 1號(hào)塔中跨外幅C1’索力變化圖Fig.16 Cable force variation diagram of outside C1 in mid-span of 1#pylon

圖17 1號(hào)塔外幅索面成橋索力值Fig.17 Cable force variation diagram of inside C1 in mid-span of 1#pylon

由斜拉索受力行為分析可知，部分斜拉橋在計(jì)算中斜拉索采用Ernst公式修正后的桁架單元計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果較吻合，模型結(jié)構(gòu)兩側(cè)試驗(yàn)值接近，說(shuō)明該模型制作對(duì)稱性較好，模型設(shè)計(jì)所用的計(jì)算原理與計(jì)算軟件能較準(zhǔn)確地模擬部分斜拉橋的受力特征。

3 結(jié)論

1)根據(jù)相似理論確定模型參數(shù)、選材、確定荷載補(bǔ)償及加載方式等模擬了原型橋的施工過(guò)程受力情況，通過(guò)理論計(jì)算與測(cè)試結(jié)果的對(duì)比發(fā)現(xiàn)，該方法對(duì)研究復(fù)雜結(jié)構(gòu)的受力具有可行性。

2)部分斜拉橋模型計(jì)算中采用梁?jiǎn)卧M，斜拉索采用Ernst公式修正后的桁架單元模擬能較好的地反映結(jié)構(gòu)的受力特點(diǎn)，也能準(zhǔn)確反映索力變化規(guī)律。

3)模型橋的對(duì)稱懸臂施工對(duì)稱性好，剛度較大，結(jié)構(gòu)施工過(guò)程及后期運(yùn)營(yíng)過(guò)程結(jié)構(gòu)安全度較高。模型在相似理論的基礎(chǔ)上進(jìn)行加工，并模擬實(shí)橋的施工工藝進(jìn)行；

4)本次模型試驗(yàn)針對(duì)2.5 mm斜拉索的錨固與索力調(diào)節(jié)裝置進(jìn)行了特殊設(shè)計(jì)，通過(guò)測(cè)試結(jié)果與理論計(jì)算值對(duì)比可知，該設(shè)計(jì)有效且精度滿足試驗(yàn)要求，可為同類型試驗(yàn)提供參考。

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Simulation and analysis of the curved extra-dosed bridge construction based on model test

PENG Jingrong，HE Shuanhai，WANG Linbo

(School of Highway, Chang’an University, Xi’an 710064, China)

In order to study the structure of the curved extra-dosed bridge with cantilever construction method, a full bridge model was made with the ratio 1/40 to the in-situ bridge based on the similarity theory. The variations of the stress and deformation of girder and cable force under different construction loads such as main girder casting, cable tension, closure, deck pavement in different construction process were measured. The results show that the stress of top deck and bottom slab of girder in cable anchored area are in alternating tension-compression cycles which should be laid emphasis on in practical designing. The calculated values of the model are in good agreement with the experimental ones, which verifies the calculation theory. The cantilever construction of the model bridge is symmetrical, with high rigidity and high safety. It is feasible to combine the theoretical model and the model test for the research of the complex structure.

extra-dosed bridge; model test; cantilever construction; construction process

2016-03-15

廣東省交通運(yùn)輸廳科技資助項(xiàng)目(科技-2014-02-017)

賀拴海(1962-)，男，陜西洛川人，教授，博士，從事橋梁結(jié)構(gòu)理論研究；E-mail:hshai@chd.edu.cn

U44

A

1672-7029(2016)11-2189-08