周細(xì)輝，黃 坤

（南昌市城市規(guī)劃設(shè)計(jì)研究總院，江西 南昌 330000）

0 引言

仿真分析是鋼箱梁設(shè)計(jì)計(jì)算最為有效的途徑[1-4]。但通過(guò)仿真分析準(zhǔn)確把握鋼箱梁的受力特性是建立在一定條件基礎(chǔ)之上的，因此要求所建立的仿真分析模型必須能夠充分反映所分析結(jié)構(gòu)的力學(xué)行為本質(zhì)并盡可能逼近其實(shí)際受力狀態(tài)[5-6]。建立符合鋼箱梁受力實(shí)際的仿真分析模型是采用數(shù)值分析方法進(jìn)行鋼箱梁力學(xué)特性研究的基礎(chǔ)和基本前提。數(shù)值模型不可能和實(shí)際結(jié)構(gòu)完全一致，這一過(guò)程不可避免地存在近似和簡(jiǎn)化。通過(guò)數(shù)值模型充分反映鋼箱梁的力學(xué)行為本質(zhì)并盡可能逼近結(jié)構(gòu)的實(shí)際受力狀態(tài)是仿真分析的關(guān)鍵和獲取結(jié)構(gòu)真實(shí)受力狀況的基礎(chǔ)。

本文以一座跨海鋼箱連續(xù)梁大橋?yàn)檠芯繉?duì)象，研究鋼箱梁仿真分析模型邊界條件的模擬方法，并輔以理論方法和鋼箱梁實(shí)際工作狀態(tài)對(duì)于所建立的模型及其分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，以期為今后大跨度鋼箱連續(xù)梁支撐體系的仿真優(yōu)化分析提供參考[7-9]。

1 工程概況

研究對(duì)象為某跨海大橋其中一聯(lián)，此聯(lián)采用110 m+150 m+110 m的變截面連續(xù)鋼箱梁形式，材料均采Q345q。主梁采用帶翼板鋼箱梁，支點(diǎn)處梁高6.5 m，跨中等截面處梁高4.5 m，梁底高度變化為二次拋物線線型，等寬段的橋面寬33.1 m，橋型布置如圖1、圖2所示。梁段各板件厚度參數(shù)如表1所示。

圖1 橋型立面布置簡(jiǎn)圖（單位：cm）

圖2 鋼箱梁標(biāo)準(zhǔn)斷面（單位：mm）

表1 構(gòu)件尺寸參數(shù)

2 有限元模型

2.1 箱梁有限元模型的建立

采用ANSYS14.0軟件，建立了全橋的運(yùn)營(yíng)階段分析模型。模型的板件尺寸、板件厚度等參數(shù)均嚴(yán)格按照設(shè)計(jì)圖紙來(lái)模擬，有限元模型未考慮橋梁的縱坡和橫坡。

有限元模型單元均采用shell63殼單元進(jìn)行模擬。shell63單元是ANSYS的典型板殼單元，既具有彎曲能力，又具有膜力，可以承受平面內(nèi)荷載和法向荷載，可以考慮材料應(yīng)力鋼化效應(yīng)和結(jié)構(gòu)大變形效應(yīng)，適用于鋼箱梁三維仿真分析。該模型建立了整個(gè)橋梁的1/2結(jié)構(gòu)，全橋運(yùn)營(yíng)階段模型共劃分為809 979個(gè)單元，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為847 251，如圖3所示。

圖3 有限元模型示意圖

為了提高計(jì)算效率，對(duì)橫隔板上人孔、管道等進(jìn)行了簡(jiǎn)化，如圖4所示。

圖4 橫隔板幾何模型簡(jiǎn)化

2.2 箱梁有限元模型邊界條件

運(yùn)營(yíng)階段全橋模型的邊界條件主要是支座約束，支座約束情況如圖5所示。由于建立的是一半結(jié)構(gòu)，故在對(duì)稱面處施加沿順橋向的對(duì)稱約束。

圖5 全橋運(yùn)營(yíng)模型支座約束情況（單位：mm）

2.3 箱梁有限元模型荷載工況

對(duì)于全橋運(yùn)營(yíng)模型，其所受荷載有梁體自重作用、二期恒載作用、車輛荷載作用、溫度荷載作用、風(fēng)荷載作用和支座沉降作用。其中：二期恒載的線集度為77 kN/m；支座沉降考慮橋梁的最不利效應(yīng)，并根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)取支座沉降量為15 mm，沉降的橋墩為0#、2#墩，沉降量均為15 mm。

3 箱梁有限元計(jì)算分析

3.1 有限元模型邊界條件模擬方式

鋼箱梁邊界條件的模擬采用3種方式。

模擬方式A：未考慮支座剛度，未釋放支座轉(zhuǎn)動(dòng)。按照設(shè)計(jì)約束體系對(duì)各個(gè)支座位置底板上的節(jié)點(diǎn)施加豎向、橫橋向或順橋向方向的約束。

模擬方式B：考慮支座剛度，未完全釋放支座轉(zhuǎn)動(dòng)。據(jù)設(shè)計(jì)單位提供的支座剛度（如表2所列）對(duì)模型的支座約束條件進(jìn)行了改善，改善的方式為：為支座底板上的所有節(jié)點(diǎn)添加單向豎向彈簧單元，彈簧單元的總剛度即為該處支座的剛度，然后將彈簧單元的另一個(gè)節(jié)點(diǎn)固結(jié)。

表2 各個(gè)支座豎向剛度表

模擬方式C：考慮支座剛度，完全釋放支座轉(zhuǎn)動(dòng)。為支座底板上的所有節(jié)點(diǎn)添加單向豎向彈簧單元，但豎向彈簧單元的另一個(gè)節(jié)點(diǎn)與底板下方一主節(jié)點(diǎn)耦合，主節(jié)點(diǎn)上再設(shè)置單向豎向彈簧單元，從而完成轉(zhuǎn)角的完全釋放。

3.2 計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

分別對(duì)恒載工況下鋼箱梁關(guān)鍵部位特別是支座處主要板件的應(yīng)力進(jìn)行分析對(duì)比，如圖6、圖7所示。

圖6 橫隔板von Mises應(yīng)力云圖（單位：kPa）

圖7 不同邊界條件模擬方式下的板件最大應(yīng)力

在恒載工況下鋼箱連續(xù)梁豎向撓度（下?lián)希┯?jì)算結(jié)果如表3所示。

表3 不同邊界條件模擬方式下的主梁最大撓度 mm

從計(jì)算結(jié)果來(lái)看，以方式A模擬鋼箱梁邊界條件底板的高應(yīng)力區(qū)域主要集中在中跨支座附近。恒載工況下計(jì)算結(jié)果為：底板處最大Mises應(yīng)力達(dá)到376 MPa，實(shí)腹式橫隔板最大Mises應(yīng)力為400 MPa，中腹板最大Mises應(yīng)力為345 MPa。結(jié)合已建成的鋼箱梁橋工程實(shí)例分析，這顯然無(wú)法準(zhǔn)確模擬支座的實(shí)際約束情況，局部存在較大的計(jì)算失真。原因主要是此方式支座上底板上全部節(jié)點(diǎn)的相應(yīng)平動(dòng)自由度被限制，相應(yīng)梁體的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度也被限制住，從而造成此處梁體無(wú)法轉(zhuǎn)動(dòng)，故造成此處的高應(yīng)力。

與方式A相比，以方式B模擬鋼箱梁邊界條件的模型計(jì)算結(jié)果得到了較大改善。仍以恒載工況為例：底板處最大Mises應(yīng)力為180 MPa，實(shí)腹式橫隔板最大Mises應(yīng)力為237 MPa，中腹板最大Mises應(yīng)力為192 MPa。顯然，與方式A計(jì)算結(jié)果相比，其應(yīng)力情況得到了很大改善，改善的主要原因在于設(shè)置了支座豎向剛度之后，在外力作用下，支座上各節(jié)點(diǎn)可以產(chǎn)生不同位移，從而體現(xiàn)出支座的轉(zhuǎn)動(dòng)釋放。但進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)，其應(yīng)力值仍然偏大，如其中實(shí)腹式橫隔板的最大Mises應(yīng)力為237 MPa，經(jīng)過(guò)對(duì)模型應(yīng)力云圖的分析研究后發(fā)現(xiàn)在中跨支座處底板的應(yīng)力并不連續(xù)，主要是由于其轉(zhuǎn)角并未完全釋放，所以應(yīng)力值仍然偏大。

以方式C模擬鋼箱梁邊界條件，底板處最大Mises應(yīng)力為116 MPa，實(shí)腹式橫隔板最大Mises應(yīng)力為103 MPa，中腹板最大Mises應(yīng)力為130 MPa。該結(jié)果相對(duì)于方式A、方式B的計(jì)算結(jié)果大為改善，且結(jié)合鋼箱梁歷史設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)可知，用方式C來(lái)模擬鋼箱梁邊界條件能夠更為準(zhǔn)確地模擬結(jié)構(gòu)的實(shí)際受力狀態(tài)。

4 結(jié)論

（1）在相同工況作用下，不同邊界條件模擬方式的鋼箱連續(xù)梁有限元模型計(jì)算結(jié)果存在顯著差異。邊界條件模擬方式的選擇在鋼箱連續(xù)梁有限元仿真分析中應(yīng)結(jié)合歷史設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)和理論分析慎重選擇。

（2）在鋼箱連續(xù)梁的仿真分析中，考慮支座剛度、完全釋放支座轉(zhuǎn)動(dòng)是十分必要的，它能夠更為準(zhǔn)確地模擬鋼箱梁支座體系處結(jié)構(gòu)的實(shí)際受力狀態(tài)。