張晨航， 邵國攀， 付海清

(西南交通大學土木工程學院， 四川成都 610031)

大跨度懸索橋現(xiàn)階段一般采用加勁梁形式為流線型扁平鋼箱梁，這類加勁梁的抗風性能良好，在成橋狀態(tài)配合抗風措施能夠有足夠的抗風能力。但是在鋼箱梁的架設(shè)過程中，由于施工需求，會在各梁段之間設(shè)置連接件進行臨時連接。先把某一區(qū)段梁段或者全橋梁段均吊裝完畢，并完成橋梁線型調(diào)整，最后進行梁段焊接。而由于橋梁的建設(shè)周期均較長，在此施工周期內(nèi)除了要考慮橋梁本身的抗風能力之外，對其臨時連接件的風載內(nèi)力進行分析研究也是十分必要的。這是保證大跨懸索橋能夠正常進行施工建設(shè)的重要環(huán)節(jié)。

本文以主跨跨度為900 m的大跨懸索橋為例，對梁段臨時連接件的抗風能力進行了詳細的建模計算，得到各梁段在各個不同施工態(tài)下的內(nèi)力分布。并通過多組數(shù)據(jù)試驗對比，確定了臨時連接件的加固方法，以及特殊梁段，臨時連接件合理的優(yōu)化方案，如橋塔合攏處梁段與中跨梁段，以滿足各類不同情況的抗風需求。

1 懸索橋結(jié)構(gòu)概況

1.1 主體結(jié)構(gòu)布置

本文所選主橋為雙塔三跨連續(xù)鋼箱梁懸索橋，跨度為264 m+900 m+365 m，纜跨跨度為268 m+900 m+368 m。主梁采用扁平鋼箱梁截面，梁高3.0 m。梁段架設(shè)從中跨和兩邊跨開始，對稱施工懸吊架設(shè)，最后于兩側(cè)橋塔處合攏。全橋結(jié)構(gòu)布置如圖1所示。

圖1 全橋結(jié)構(gòu)布置

根據(jù)《公路橋梁抗風設(shè)計規(guī)范》全國基本風速分布圖，橋梁所在地百年一遇10 m高度基準風速為44.5 m/s，再結(jié)合所在地的地理環(huán)境等數(shù)據(jù)，可得結(jié)構(gòu)施工階段設(shè)計基準風速為52.7 m/s。

1.2 臨時連接件結(jié)構(gòu)

懸索橋在施工架設(shè)的期間，在各梁段之間均會采用設(shè)計數(shù)量的臨時連接件進行連接，起到暫時性的固定作用，保證梁段穩(wěn)定。

連接件為左右對稱結(jié)構(gòu)，分別位于相鄰兩梁段上。其下承載板固定在梁段頂板上，順橋向布置兩塊承載板，橫橋向布置兩塊縱撐。風荷載通過梁頂板傳至底板，再由縱撐與承載板傳至中間拉桿，起到抗風作用。本文所選橋梁進行計算的臨時連接件詳圖如圖2、圖3所示。

圖2 臨時連接件1

圖3 臨時連接件2

2 原始連接件受力分析

2.1 同截面臨時連接件受力分布

在梁段受到彎矩后，梁端彎矩將按照一定的比例分配到每個臨時連接件上的主拉桿上，并轉(zhuǎn)換為各個拉桿的軸力。這個內(nèi)力的分配比例，因各個拉桿在梁段上所處位置不同，以及梁截面尺寸的不同而不同。同樣，梁段所受的剪力和扭矩也按照一定的比例進行分配。由各個施工階段梁段的各項內(nèi)力數(shù)據(jù)可知，剪力和扭矩的數(shù)值相對橫向和豎向彎矩的數(shù)值是很小的。因此，在文中，主要考慮橫向彎矩和豎向彎矩對臨時連接件的影響。

按照各個拉桿在主梁截面的實際分布位置和實際截面、材料特征，用空間梁單元進行模擬，建立有限元模型，計算不同位置連接件承受風荷載時所占的比例(圖4)。

圖4 臨時連接件拉桿有限元模型

分析可知，拉桿兩端產(chǎn)生的彎矩和剪力都非常小，可不作為承載力校核計算。因此，在豎向彎矩與橫向彎矩作用下，忽略扭矩的微小影響，根據(jù)線性疊加原理，拉桿的最大軸力應是兩種內(nèi)力作用效果的疊加。在具體數(shù)值的分析中，應將靜風作用下橫向和豎向的彎矩值乘上各自的軸力分配系數(shù)后進行疊加，并加上兩個方向中最大抖振彎矩所產(chǎn)生的軸力值(由于橫向和豎向的振動相對獨立，因此兩個方向的最大抖振內(nèi)力不會同時發(fā)生。當一方的數(shù)值為最大時，另一方的數(shù)值可以忽略)，即得到梁端臨時連接件拉桿的實際最大軸力[2]。

按上述方法進行分析，具體算法如下：

F=ABS(A·X%)+ABS(B·Y%)+MAX(C·X%，D·Y%)

其中，X%和Y%分別為下底板拉桿在單位彎矩作用下，在橫向和豎向分配到的軸力比例；A為橫向彎矩；B為豎向彎矩；C和D分別為橫向和豎向的抖振彎矩。

2.2 原始臨時連接件具體受力情況

根據(jù)臨時連接件的實際尺寸建立了ANSYS有限元實體模型，考慮到實際梁體的上頂板對臨時連接件的約束作用，將該模型承載板周邊進行固定約束處理[3]，對其進行彈塑性分析計算。

由于板在受到螺栓的壓力時局部區(qū)域會產(chǎn)生應力集中現(xiàn)象，因此隨著板上荷載的增大，這部分區(qū)域會提前進入塑性狀態(tài)，在應力保持比較穩(wěn)定的同時變形增大。隨著荷載的進一步增大，螺栓孔周圍區(qū)域也會相應出現(xiàn)塑性變形，最終導致螺栓口處的應力首先達到材料的極限強度而發(fā)生開裂，隨即引起構(gòu)件的破壞。

計算結(jié)果可得，無論何種加載方式，連接件的應力都集中在承載板及其附近區(qū)域，對梁底鋼板的影響比較小，造成的局部變形也很微小。有限元模型見圖5，具體計算結(jié)果如圖6、圖7所示。

圖5 臨時連接件有限元模型

圖6 合龍施工態(tài)各梁段最大軸力

圖7 20%施工態(tài)各梁段最大軸力

2.3 原始臨時連接件的內(nèi)力校核

通過上述有限元分析，按臨時連接件承載板可承受的由螺栓傳遞的最大軸力進行校核。各梁段最大綜合內(nèi)力由靜風作用下考慮梁段變形的非線性影響的橫向和豎向彎矩在拉桿上產(chǎn)生的軸力疊加，再加上這兩個方向上由抖振產(chǎn)生的最大軸力[4-5]。為了考慮實際情況，將52.7 m/s風速時的內(nèi)力值，以及按線性關(guān)系轉(zhuǎn)化的45 m/s、35 m/s與25 m/s風速下[6]的疊加內(nèi)力和容許軸力放在一張圖上對比，可得各施工態(tài)梁段連接件的抗風性能(圖8、圖9)。由圖可知多數(shù)梁段只能滿足25 m/s、35 m/s的抗風要求。

圖8 50%施工態(tài)各梁段最大軸力

圖9 80%施工態(tài)各梁段最大軸力

3 加固后連接件受力分析

3.1 不同尺寸鋼板與墊板

針對原始連接件抗風性能太小的情況，需對其進行合理加固。通過相關(guān)計算，并結(jié)合實際施工情況，可以采用如下優(yōu)化方案：

(1) 在順橋向承載板的受力面處，焊接一塊圓形鋼墊板，直徑為14 cm，厚度通過相關(guān)計算確定為4 cm。

(2) 在順橋向的兩塊承載板之間焊接一塊鋼板(縱撐)，但鋼板不和梁底焊接，以改善承載板和梁底間的應力集中，鋼板厚度也由計算進行確定為2 cm。

通過計算，加固后的連接件能夠承受900 kN的等效軸力，且安全儲備較高?？v撐與墊板加固后的模型圖見圖10。

圖10 加固后的連接件有限元模型

3.2 加固后臨時連接件的內(nèi)力校核

通過上述有限元建模分析，按臨時連接件承載板可承受900 kN的由螺栓傳遞的軸力進行校核，如圖11～圖14所示。由圖可知絕大多數(shù)梁段均能滿足52.7 m/s的抗風要求；100 %、施工態(tài)跨中梁段、邊跨梁段、合龍梁段尚無法滿足抗風要求；20 %施工態(tài)下，梁段均只能滿足25 m/s的抗風要求。

圖11 合龍施工態(tài)各梁段最大軸力

圖12 20%施工態(tài)各梁段最大軸力

圖13 50%施工態(tài)各梁段最大軸力

圖14 80%施工態(tài)各梁段最大軸力

4 臨時連接特別加固處理

根據(jù)內(nèi)力計算結(jié)果與校核，橋塔處、邊跨個別梁段在52.7 m/s風速下的內(nèi)力遠遠超過臨時連接件的承載力，因此需要對此處梁段進行特別的加固處理。

4.1 在承載板上增添螺母

在承載板上增添螺母，可以使得無論梁段同向運動還是反向運動，一套連接件均有兩塊承載板受力，而與以前僅有一塊板受力的情況不同。兩塊板通過高強螺栓和拉桿聯(lián)系起來，根據(jù)所處位置不同，表現(xiàn)出的實時剛度也不同，分配到的力也不相同。添置螺母后的連接件有限元實體模型如圖15所示。

圖15 添置螺母后F的有限元實體模型

通過計算，可知添置螺母并沒有使得承載板整體應力顯著降低，安全儲備充足，但在焊接處卻出現(xiàn)了應力集中區(qū)。若在實際操作中可以采用此方法，需要保證焊接質(zhì)量。

4.2 采用馬板作為連接件

由橋塔梁段各個方向的靜風力和抖振力可知，該處梁段主要受到靜風橫向彎矩作用，豎向和扭轉(zhuǎn)的力矩都比較小，抖振力也相對較小。因此，在布置馬板時，使馬板盡量往梁段的兩端靠，以提高橫向抗彎慣矩[7]。為了達到較好的加固效果，整個梁斷面上下左右對稱布置共28塊馬板，高40 cm，厚度為1 cm,為此采用了簡化模型和局部模型對各塊馬板的受力狀態(tài)進行了詳細計算。

4.2.1 基于桿件系統(tǒng)的整體計算

由于馬板面積和箱梁本身相比很小，主要靠自身的軸向剛度傳遞軸力，因此可以將馬板也等效為拉桿進行計算，而忽略其局部的彎曲變形，將馬板連同各個拉桿當作一個整體的框架系統(tǒng)進行計算，得到各個馬板軸力分配，與連接件相同方法進行最大軸力計算。有限元模型見圖16。

圖16 添置馬板的整體框架模型

4.2.2 馬板的局部塑性分析

由于拉壓剛度和屈服強度的不同，在共同承受風荷載時，由于馬板承受的力要大于拉桿的力，馬板將首先開始塑性變形，并使馬板和拉桿的剛度開始相互靠攏，拉桿承載板也開始出現(xiàn)塑性變形。這一靠攏過程將使拉桿受力逐漸增大，馬板受力逐漸減小，它們所分配的力也逐漸靠攏，最后將在一個適當?shù)谋壤峦Ｖ箍繑n，并按照新的分配比例協(xié)同工作。

因此，在對馬板和拉桿按照框架結(jié)構(gòu)進行整體受力分析以后，還需要利用板單元建立模型，通過塑性分析得到馬板在橫彎、豎彎和扭轉(zhuǎn)作用下的具體應力分布，通過結(jié)果對馬板的具體受力做進一步的評價。

模型按梁段長度建立兩個梁段，外形和實際梁段相同。梁段本身的剛度設(shè)置得很大，以和實際情況接近；馬板采用板單元，具體位置和整體分析中的實際位置一致，厚度為1 cm(雙馬情況)，并忽略拉桿的有利貢獻；一個梁段的一段進行固定約束處理，另一個梁段則通過剛性板進行力矩的施加，具體有限元模型見圖17、圖18。

圖17 馬板計算的整體有限元模型1

圖18 馬板計算的整體有限元模型2

4.3 特別處理臨時連接件的內(nèi)力校核

通過對比分析，考慮經(jīng)濟性和實用性，決定采用布置馬板的方式處理各特殊抗風性能需求梁段[8]。優(yōu)化后，中跨原先未滿足抗風要求的各梁段軸力校核如圖19、圖20所示。

圖19 合龍施工態(tài)中跨各梁段最大軸力

圖20 20%施工態(tài)中跨各梁段最大軸力

5 結(jié)論

(1)原始連接件在未加固時僅能承受450 kN 的作用力，在強風作用下容易損壞，完全無法滿足抗風需要，需進行必要的加固處理。

(2)通過增加墊片與縱撐可以提高承載力至900 kN，并具有較高的安全儲備，此時大部分梁段已有足夠抗風性能。但100 %施工態(tài)跨中梁段，邊跨梁段，以及橋塔處合龍梁段尚無法滿足抗風要求；20 %施工態(tài)下，梁段均只能滿足25 m/s的抗風要求，需進行特殊加固。

(3)在承載板兩側(cè)增添螺母并沒有顯著降低整體應力，但改善了局部集中受力狀態(tài)，有利于提高連接件的安全儲備。 采用馬板連接形式，能大大提高連接件的承載能力，改善抗風性能。

(4)采用馬板方式進行加固，上下各布置14塊馬板。在布置馬板時，為了達到較好的加固效果，盡量使馬板往梁段的兩端靠，以提高橫向抗彎慣矩。優(yōu)化連接件方案后，所有梁段具備足夠的抗風性能保證梁段安全。

(5)建議在塔區(qū)梁段和橋塔之間增設(shè)橡膠墊層，防止可能出現(xiàn)的硬碰撞。