黃子能 王耀 武俊彥

(1.柳州歐維姆機(jī)械股份有限公司 545005; 2.交通運輸部公路科學(xué)研究院 北京100191)

引言

目前,針對危舊橋梁的斜拉索體系改造技術(shù),主要以矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)為主。矮塔斜拉橋由橋塔、索鞍、鋼絞線拉索、主梁構(gòu)成。鋼絞線拉索通過索鞍,將斜拉索的作用力傳到橋塔上。矮塔斜拉橋的索鞍區(qū)域設(shè)有抗滑裝置,避免斜拉索在使用過程中出現(xiàn)滑移。當(dāng)斜拉索兩端存在不平衡力時,通過橋塔的抗剪能力抵消。但抗滑裝置存在一定的局限性,當(dāng)橋塔兩端的索力不平衡過大時,抗滑裝置就無法有效解決此類問題,因而一種新的解決方案—滑動索鞍的設(shè)計研究便勢在必行。滑動索鞍是在參考懸索橋索鞍結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上對索鞍進(jìn)行創(chuàng)新設(shè)計,用滾軸組件來代替聚四氟乙烯板,將原來的滑動摩擦轉(zhuǎn)化成滾動摩擦,從而減少滑動面的摩擦系數(shù)。通過對滑動索鞍的結(jié)構(gòu)進(jìn)行理論計算及ANSYS有限元分析,保證滑動索鞍的結(jié)構(gòu)安全可靠,能滿足橋梁的設(shè)計要求。

1 工程概述

東明黃河大橋位于山東省菏澤市,全長4142.14m,主橋為預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)與連續(xù)梁組合結(jié)構(gòu)橋。由于長期的超負(fù)荷運營,橋梁出現(xiàn)了箱梁腹板開裂和跨中持續(xù)下?lián)系牟『Α蛄汗芾聿块T對主橋箱梁的裂縫和橋面的線形進(jìn)行了六年的觀察和監(jiān)測,發(fā)現(xiàn)主橋箱梁腹板的開裂和跨中下?lián)系葮蛄簡栴}正在持續(xù)惡化。為解決箱梁腹板開裂和跨中持續(xù)下?lián)系牟『?對主橋進(jìn)行新型鋼絲斜拉體系改造。

東明黃河大橋的斜拉體系改造工程是介于矮塔斜拉橋和懸索橋之間的一種新型橋體,采用新型鋼絲斜拉體系,并在橋塔上設(shè)置滑動索鞍。通過索鞍的滑動消除不平衡力作用下橋塔根部彎矩的問題。橋梁加固效果見圖1。

圖1 橋梁加固效果Fig.1 The design sketch of bridge reinforcemen

2 滑動索鞍的結(jié)構(gòu)設(shè)計

滑動索鞍是東明黃河大橋改造工程新型鋼絲斜拉體系的關(guān)鍵技術(shù),其結(jié)構(gòu)應(yīng)滿足兩個方面的要求: 一是索鞍的滑動副應(yīng)具有良好的滑動性能,即具有低的摩擦系數(shù)及很高的表面硬度; 二是索鞍整體結(jié)構(gòu)設(shè)計應(yīng)安全可靠,能滿足橋梁受力及壽命的設(shè)計要求。

2.1 滑動索鞍的設(shè)計構(gòu)造

東明黃河大橋的單個橋塔兩側(cè)設(shè)置兩根斜拉索,斜拉索均采用?5.5 -301 不銹鋼平行鋼絲索體,設(shè)計的最大索力為Fc=4500kN。并在橋塔上設(shè)置A、B 兩種類型的滑動索鞍,斜拉索通過滑動索鞍,將索力傳遞給橋塔。兩根斜拉索與索鞍豎直中心線的夾角分別為θA=54.3°,θB=43.6°?，F(xiàn)以較大夾角θA=54.3°的A 類滑動索鞍為例進(jìn)行滑動索鞍的結(jié)構(gòu)設(shè)計?；瑒铀靼爸饕獦?gòu)件包括鞍蓋、索鞍體、滾軸組件和索鞍底板等,見圖2。其中索鞍體的滑動板下平面、滾軸組件的滾軸和索鞍底板的滑動板上平面組成滑動索鞍的滑動副。

圖2 滑動索鞍的構(gòu)造Fig.2 Construction of a sliding cable saddle

索鞍體將斜拉索的軸向壓力傳遞給滾軸組件,其構(gòu)件包括鞍體和滑動板。鞍體采用ZG270 -480H 整體鑄造,鞍體底面鑲嵌滑動板; 滑動板為40Cr 合金結(jié)構(gòu)鋼,采用調(diào)質(zhì)處理+表面高頻淬火的工藝來提高其機(jī)械性能及表面硬度。

滾軸組件將斜拉索的軸向壓力傳遞給索鞍底板,由11 個滾軸和連接板組合而成。滾軸采用GCr15 軸承鋼,經(jīng)過調(diào)質(zhì)處理工藝,提高其機(jī)械性能及表面硬度。

索鞍底板將斜拉索的軸向壓力傳遞給索鞍底座(橋塔),由底板、限位板和兩端擋塊組成。底板為40Cr 合金結(jié)構(gòu)鋼,采用調(diào)質(zhì)處理+表面高頻淬火的工藝來提高其機(jī)械性能及表面硬度。并通過增加限位板及擋塊,限制滑動索鞍按順橋方向,在一定范圍內(nèi)滑動。

2.2 索鞍體的應(yīng)力驗算

索鞍的結(jié)構(gòu)設(shè)計依照《公路懸索橋設(shè)計規(guī)范》(JTG/T D65 - 05 - 2015) 的要求進(jìn)行應(yīng)力驗算[1]。索鞍兩側(cè)斜拉索索力對鞍體作用力的模型轉(zhuǎn)化見圖3,縱向按單位長度計。

圖3 鞍槽受力簡圖Fig.3 The stress diagram of saddle groove

1.鞍槽底面均布應(yīng)力的驗算

鞍槽向心壓力fsr:

鞍槽底面均布應(yīng)力Psr:

式中:Fc為拉索最大索力值;Rh為鞍體的圓弧半徑值;Ssr為索鞍鞍槽底面面積,Ssr=Lhb,Lh為縱向圓弧長度,b為鞍槽寬度。將Fc=4500kN,Lh=2493.7mm,Rh=2000mm,b=97mm 代入式(2),可解得:Psr=9.3MPa ＜270×0.9MPa(鞍體的材料為ZG270 -480H,屈服強度為270MPa,超厚劣化率為0.9[2])。

2.鞍槽側(cè)面剪切應(yīng)力的驗算

鞍槽側(cè)向壓力fh:

式中:μ為摩擦系數(shù),取0.15;fv為單位體積豎向力,其公式為:

將Fc=4500kN,Rh=2000mm,b=97mm,H=93mm 代入式(3)和式(4),可解得:fh=8.06×104kN/m2。

鞍槽側(cè)面剪切應(yīng)力τh:

將b1=50mm,fh=8.06×104kN/m2,Lh=2493.7mm 代入式(5),可解得:τh=32.3MPa ＜270×0.9MPa。

由此可見,鞍槽底面均布應(yīng)力和鞍槽側(cè)面剪切應(yīng)力均在材料屈服強度范圍內(nèi),滿足設(shè)計要求。

2.3 索鞍滑動副的應(yīng)力驗算

對滑動索鞍的滑動副進(jìn)行受力分析,受力簡圖如圖4 所示,圓柱體與平面接觸應(yīng)力的計算公式[1,3]見式(6)。

式中:Fj為作用在單個滾輪上的荷載;E為材料的彈性模量;Le為滾軸長度;Re為滾軸半徑,σjd為材料接觸強度設(shè)計值,與材料硬度有關(guān),式中取σjd=690MPa[3]。

圖4 滑動副的受力簡圖Fig.4 The stress diagram of sliding pair

將滑動副的數(shù)據(jù):Fj=2Fc×sin54.3°/11=477kN,E=2.02GPa,Le=800mm,Re=60mm代入式(6)中,可解得滑動副的接觸應(yīng)力:σj=187MPa ＜690MPa,滑動副的接觸應(yīng)力在材料接觸強度設(shè)計值內(nèi),滿足設(shè)計要求[2]。

2.4 索鞍底板的應(yīng)力驗算

在極限狀態(tài)下,斜拉索兩側(cè)不平衡力F1≤2000kN。在不平衡力F1作用下,索鞍底板擋板的受力簡圖見圖5。

圖5 擋板的受力簡圖(單位： mm)Fig.5 The stress diagram of dam-board(unit: mm)

擋板的接觸壓力為p1:

將F1=2000kN,S1=20×900=18000mm2代入式(7),可解得擋板的接觸應(yīng)力p1=111MPa ＜345MPa(擋板材料為Q345B,屈服強度345MPa)。擋板的接觸應(yīng)力在材料屈服強度范圍內(nèi),滿足設(shè)計要求[2]。

3 鞍體的ANSYS有限元分析

鑒于滑動索鞍的索鞍體結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜,通過理論應(yīng)力驗算得到的應(yīng)力具有一定的局限性,因此有必要使用ANSYS有限元分析軟件,按索鞍體的實際受力工況,對其在受最大索力Fc=4500kN 狀態(tài)下的應(yīng)力與變形進(jìn)行計算分析。

3.1 計算條件

ANSYS有限元分析中,為了建模的簡化,將索鞍體模擬為ZG270 -480H 整體結(jié)構(gòu),在靜態(tài)下將拉索力轉(zhuǎn)化成對鞍體的強度計算。索鞍體的材料特性: 屈服強度270MPa[2],服從Mises 屈服準(zhǔn)則; 初始彈性模量E=2.02GPa; 泊松比μ=0.3; 材料密度ρ=7.80g/cm3。

3.2 分析模型

單元劃分: 根據(jù)鞍體三維圖的簡化來建立有限元模型,并使用ANSYS 中的專用工具對鞍體模型進(jìn)行有自由網(wǎng)格劃分[4,5]: 采用四面體單元對鞍體進(jìn)行網(wǎng)格劃分,得到96823 個單元,見圖6。

圖6 鞍體計算模型與網(wǎng)格劃分Fig.6 Saddle body calculation model and grid division

邊界約束條件: 根據(jù)圖2 滑動索鞍的構(gòu)造,索鞍體的下平面與滾軸組件為平面與圓柱體自由接觸。在分析模型中,對位移邊界進(jìn)行全約束,其邊界條件取為兩者的接觸面上加以固定約束,并施加荷載,見圖7。

圖7 鞍體約束和荷載施加Fig.7 Saddle body restraint and load application

荷載的施加: 兩側(cè)拉索索力的法向力作用于鞍槽上,通過鞍槽圓弧段結(jié)構(gòu)傳到整個鞍體結(jié)構(gòu)上,鞍體結(jié)構(gòu)的下平面再傳遞給滾軸組件,然后再從滾軸組件傳遞到索鞍底板。在有限元分析中不考慮橫向分布,將索力N=Fc=4500kN,轉(zhuǎn)化為鞍槽的面載荷,按鞍槽法向應(yīng)力分布做縱向平面受力分析,見圖8[6]。施加的均布荷載依據(jù)第3.2 節(jié)中鞍體的應(yīng)力驗算結(jié)果,取Psr=9.3MPa。

圖8 鞍槽法向應(yīng)力分布Fig.8 Saddle groove normal stress distribution

3.3 計算結(jié)果與分析

計算表明,鞍體的最大應(yīng)力在鞍體滑動面與滾軸接觸處,鞍體的最大位移發(fā)生在鞍槽處。在Fc=4500kN 作用下,鞍體的計算應(yīng)力分布云圖見圖9,鞍體總位移見圖10。

由表1 可知,鞍體滑動面與滾軸接觸處的最大應(yīng)力為124MPa,鞍體豎筋板處最大應(yīng)力為55.8MPa,其余部分應(yīng)力集中在31.5MPa 左右,均小于材料屈服強度270MPa。表明在Fc=4500kN 作用下,鞍體應(yīng)力分布均在材料的屈服強度范圍內(nèi),結(jié)構(gòu)滿足設(shè)計要求。

表1 索鞍體有限元分析的計算應(yīng)力Tab.1 Finite element analysis of saddle stress

由圖10 可知,鞍體的最大位移發(fā)生在鞍槽的弧頂處,最大位移為0.0358mm,其余部位的位移在0.0239mm 左右。表明在Fc=4500kN 作用下,鞍體的位移在材料的彈性變形范圍內(nèi),結(jié)構(gòu)滿足設(shè)計要求。

圖10 鞍體總位移圖(單位： mm)Fig.10 Saddle displacement diagram(unit: mm)

4 結(jié)語

1.通過索鞍的理論計算結(jié)合鞍體的ANSYS有限元分析,表明索鞍結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布均在材料的容許應(yīng)力范圍內(nèi),索鞍的整體結(jié)構(gòu)設(shè)計是安全可靠的,能滿足東明黃河大橋的斜拉索受力及壽命的設(shè)計要求;

2.索鞍的最大應(yīng)力集中在滑動面與滾軸接觸處。索鞍結(jié)構(gòu)中,索鞍體采用經(jīng)調(diào)質(zhì)處理+表面高頻淬火處理的40Cr 滑動板作為與滾軸接觸面,可以提高滑動面的機(jī)械性能及表面硬度,從而保證滑動副具有良好的滑動性及耐久性。