彭 侃

（江西省交通設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司,江西 南昌 330002）

0 引言

隨著轉(zhuǎn)體施工技術(shù)發(fā)展和經(jīng)驗(yàn)積累，橋轉(zhuǎn)體跨徑與噸位也在不斷突破，這對(duì)轉(zhuǎn)體承臺(tái)設(shè)計(jì)不斷提出更高要求。工程應(yīng)用中，多數(shù)承臺(tái)設(shè)計(jì)偏于保守，承臺(tái)厚度余富過(guò)大，造成開(kāi)挖基坑深度加大，不但增加基坑開(kāi)挖和支護(hù)工程量，而且可能對(duì)關(guān)聯(lián)線路形成更大擾動(dòng)隱患。所以優(yōu)化承臺(tái)設(shè)計(jì)，獲得安全適用的承臺(tái)厚度，對(duì)保證橋梁質(zhì)量安全、控制基坑開(kāi)挖工程量、降低承臺(tái)施工對(duì)既有線路影響以及節(jié)省工程造價(jià)，均具有工程實(shí)用意義。

1 承臺(tái)優(yōu)化設(shè)計(jì)方案

研究以某西溪連續(xù)剛構(gòu)特大橋的轉(zhuǎn)體承臺(tái)作為工程背景，下承臺(tái)采取樁基承臺(tái)，其平面形狀呈矩形，規(guī)格22.80×16.00×5.60 m，上承臺(tái)長(zhǎng)方形，規(guī)格15.00×15.00×3.50 m，中間為1.00 m 高度的后澆段，樁基采取12 根徑值為2.80 m 的鉆孔灌注樁。

優(yōu)化設(shè)計(jì)后的圓形承臺(tái)其橫截面積和厚度相等，承臺(tái)下有9 根樁徑2.80 m 的鉆孔灌注樁，呈環(huán)狀配置。為了保證承臺(tái)旋轉(zhuǎn)過(guò)程的整體穩(wěn)定性和安全性，對(duì)承臺(tái)外包鋼板進(jìn)行了改進(jìn)，采取在鋼板的內(nèi)側(cè)焊接栓釘，然后澆注混凝土工藝，外包鋼板厚20.00 mm，使用Q345 鋼材，通過(guò)加工制成目標(biāo)形態(tài)。

2 優(yōu)化下承臺(tái)設(shè)計(jì)的承臺(tái)應(yīng)力影響

為了研究?jī)?yōu)化下承臺(tái)設(shè)計(jì)對(duì)承臺(tái)應(yīng)力的影響，根據(jù)等面積原則，將上承臺(tái)的橫截面統(tǒng)一配置為圓形。采取整體建模分析，模型中的所有節(jié)通過(guò)四面體過(guò)渡單元完成節(jié)點(diǎn)重合，其余節(jié)點(diǎn)通過(guò)映射網(wǎng)格進(jìn)行劃分，其有限元模型具體如圖1 所示。

圖1 優(yōu)化前后下承臺(tái)有限元網(wǎng)絡(luò)模型

2.1 對(duì)稱(chēng)載荷下的承臺(tái)應(yīng)力影響

（1）勻速旋轉(zhuǎn)階段。在對(duì)稱(chēng)載荷和旋轉(zhuǎn)牽引力的影響下，優(yōu)化前后的承臺(tái)，最大應(yīng)力的發(fā)生位置大體相同，均在球鉸接觸邊緣，承臺(tái)上下表面應(yīng)力集中的部位發(fā)生最大拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)力值均低于材料強(qiáng)度要求，應(yīng)力安全，優(yōu)化前后的應(yīng)變模擬結(jié)果如表1 所示[1]。

數(shù)據(jù)顯示，當(dāng)下承臺(tái)為圓形時(shí)，其最大拉應(yīng)力下降24.00%，最大壓應(yīng)力下降21.00%，上承臺(tái)拉壓應(yīng)力和局域拉應(yīng)力的最大值變化不大。圓形承臺(tái)的球鉸應(yīng)力更加均勻，接觸應(yīng)力為7.61～40.75 MPa 之間，而原承臺(tái)的最大接觸應(yīng)力44.34 MPa，增加了8.81%，承臺(tái)垂向移位增加11.00%。采取球鉸正下方配樁時(shí)，上承臺(tái)沒(méi)有影響，下承臺(tái)的應(yīng)力狀態(tài)得到改進(jìn)。

（2）加速運(yùn)轉(zhuǎn)階段。為了分析下承臺(tái)優(yōu)化設(shè)計(jì)后對(duì)承臺(tái)加速運(yùn)轉(zhuǎn)階段的應(yīng)力影響，以最大旋轉(zhuǎn)加速度為基礎(chǔ)，表2 給出了6 個(gè)角加速度條件所對(duì)應(yīng)的牽引力，以節(jié)點(diǎn)載荷的形式施加到整個(gè)模型的牽引節(jié)點(diǎn)上，并考慮了上部結(jié)構(gòu)的自重載荷。

表2 與角加速度對(duì)應(yīng)的牽引力值

分析顯示，在加速旋轉(zhuǎn)階段，對(duì)稱(chēng)載荷和牽引力的共同影響下，下承臺(tái)的角加速度優(yōu)化前后，對(duì)拉伸應(yīng)力呈現(xiàn)隨加速度增大的影響，承臺(tái)拉伸區(qū)域的最大應(yīng)力也會(huì)加大，兩者之間近似呈拋物線關(guān)系，上承臺(tái)受拉區(qū)域的最大拉應(yīng)力，優(yōu)化前后基本相同。加速旋轉(zhuǎn)階段，角加速度變化對(duì)承臺(tái)最大壓應(yīng)力影響很小，承臺(tái)最大壓應(yīng)力呈總體一致的變化趨勢(shì)。

2.2 不平衡載荷的承臺(tái)應(yīng)力效應(yīng)影響

為了分析不平衡載荷的承臺(tái)應(yīng)力效應(yīng)影響，以當(dāng)前不平衡力矩為基準(zhǔn)，把不平衡載荷分別設(shè)置為0 Mg、1 Mg、2 Mg、3 Mg、5 Mg、10 Mg，各工況載荷值具體如表3 所示。分別將各工況所對(duì)應(yīng)的不平衡力矩施加至有限元模型，以分析不平衡載荷對(duì)承臺(tái)的影響，此模擬分析考慮結(jié)構(gòu)自身重量載荷影響。

表3 各工況的不平衡載荷值

在不平衡載荷和旋轉(zhuǎn)牽引的共同影響下，承臺(tái)拉應(yīng)力優(yōu)化前后呈現(xiàn)基本一致的變化規(guī)律，都隨不平衡力矩的加大而單調(diào)增加，因?yàn)榍蜚q正下方是樁基，圓形承臺(tái)的最大拉應(yīng)力較原承臺(tái)減小了約18.98%。隨著不平衡力矩的加大，最大主壓應(yīng)力的變化則較小，優(yōu)化前后下承臺(tái)的最大壓應(yīng)力存在25.24%左右的差值。在不平衡載荷和旋轉(zhuǎn)牽引的共同影響下，承臺(tái)各結(jié)構(gòu)部件的應(yīng)力和形變結(jié)果對(duì)比如表4 所示[2]。

表4 下承臺(tái)優(yōu)化前后自重載荷下的應(yīng)力應(yīng)變結(jié)果比較

數(shù)據(jù)對(duì)比可知，在不平衡載荷和對(duì)稱(chēng)載荷作用下，圓形承臺(tái)和原承臺(tái)外主要構(gòu)件的應(yīng)力都滿足要求，均低于所選材料強(qiáng)度；在不平衡載荷條件下，圓形承臺(tái)和原承臺(tái)的應(yīng)力值都大于對(duì)稱(chēng)載荷條件下的應(yīng)力值，因?yàn)橹袠蹲饔?，圓形承臺(tái)的混凝土應(yīng)力和垂向形變均相對(duì)低于原承臺(tái)。

3 優(yōu)化上承臺(tái)設(shè)計(jì)的承臺(tái)應(yīng)力影響

3.1 對(duì)稱(chēng)載荷下的承臺(tái)應(yīng)力影響

（1）勻速旋轉(zhuǎn)階段。在對(duì)稱(chēng)載荷和旋轉(zhuǎn)牽引力的共同影響下，上承臺(tái)的底部壓應(yīng)力呈現(xiàn)從承臺(tái)中心向外逐步加大的分布規(guī)律，在牽引盤(pán)區(qū)混凝土和球鉸區(qū)混凝土的結(jié)合處達(dá)到最大，然后逐步減小。原承臺(tái)的應(yīng)力值處于6.05～13.23 MPa 之間，因?yàn)橥怃摪鍖?duì)混凝土的箍緊作用，外包鋼板承臺(tái)應(yīng)力比原承臺(tái)更均勻，其最大壓應(yīng)力在11.34 MPa 左右。另外承臺(tái)周?chē)幕炷習(xí)a(chǎn)生拉力，可達(dá)0.208 MPa 最大拉應(yīng)力，該值低于混凝土C60 的強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)。在球鉸傳導(dǎo)的較大壓力下，承臺(tái)底部會(huì)產(chǎn)生巨大的拉應(yīng)力，兩者的分布規(guī)律基本相同，都是在球鉸正下方獲得最大拉應(yīng)力，外包鋼板承臺(tái)為1.73 MPa，原承臺(tái)為1.66 MPa，優(yōu)化前后的上承臺(tái)應(yīng)力應(yīng)變對(duì)比具體如表5 所示。

表5 優(yōu)化前后下承臺(tái)自重載荷下的應(yīng)力應(yīng)變比較

數(shù)據(jù)顯示，應(yīng)用外包鋼板承臺(tái)時(shí)，因局域承壓引發(fā)的拉應(yīng)力，上承臺(tái)的最大壓應(yīng)力均降低約14.00%，最大拉應(yīng)力均降低了約26.00%，顯示最大應(yīng)力變化不大。因?yàn)橥獍摪宄信_(tái)的整體垂向剛度比原承臺(tái)大，所以外包鋼板承臺(tái)的垂向移位低于原承臺(tái)，外包鋼板承臺(tái)的球鉸接觸應(yīng)力的分布比較均勻。

（2）加速運(yùn)轉(zhuǎn)階段。為了分析上承臺(tái)優(yōu)化設(shè)計(jì)后對(duì)承臺(tái)加速運(yùn)轉(zhuǎn)階段的應(yīng)力影響，以節(jié)點(diǎn)載荷的形式，將表3 中的6 個(gè)角加速度所對(duì)應(yīng)的牽引力，分別施加至模型牽引節(jié)點(diǎn)，此處計(jì)算考慮了上部結(jié)構(gòu)的自身重量載荷影響。角加速度的拉應(yīng)力影響如下，上承臺(tái)優(yōu)化前后，承臺(tái)局域受拉區(qū)域的最大應(yīng)力隨角加速度加大而加大，呈現(xiàn)拋物線變化。在相同的角加速度下，外包鋼板承臺(tái)的拉應(yīng)力顯著低于原承臺(tái)的拉應(yīng)力，當(dāng)4×10-3rad/s2角速度條件下，外包鋼板上承臺(tái)的最大局域拉應(yīng)力仍低于材料的許用應(yīng)力，表明外包鋼板承臺(tái)足以保證安全轉(zhuǎn)動(dòng)。在加速旋轉(zhuǎn)階段，因?yàn)橥獍摪宓墓啃?yīng)，混凝土應(yīng)力顯著低于原承臺(tái)的應(yīng)力。承臺(tái)最大壓應(yīng)力隨角加速度增加的變化影響很小，變化趨勢(shì)基本一致[3]。

3.2 不平衡載荷的承臺(tái)應(yīng)力效應(yīng)影響

將表上述表3 設(shè)定的6 個(gè)不平衡載荷工況的對(duì)應(yīng)力矩，加至有限元模型，模擬分析不平衡載荷的承臺(tái)應(yīng)力效應(yīng)影響。模擬分析考慮上部結(jié)構(gòu)的自身重量載荷。

在不平衡載荷和旋轉(zhuǎn)牽引的共同影響下，隨著力矩的加大，上承臺(tái)拉力區(qū)逐步向偏心側(cè)偏移，在偏心側(cè)發(fā)生最大拉應(yīng)力，不平衡載荷與最大拉應(yīng)力呈現(xiàn)近似拋物線關(guān)系。在相同載荷條件下，優(yōu)化前后的上承臺(tái)拉應(yīng)力增長(zhǎng)速度存在較大差異。外包鋼板承臺(tái)的增長(zhǎng)速度顯著低于原承臺(tái)的增長(zhǎng)速度。當(dāng)不平衡力矩為10 倍時(shí)，外包承臺(tái)發(fā)生的最大拉應(yīng)力要比原承臺(tái)低約29.77%，表明外包鋼板不但能傳導(dǎo)壓力，而且還具有力平衡作用，即具有更強(qiáng)的適應(yīng)不平衡載荷能力。隨著不平衡力矩加大，上承臺(tái)最大主壓應(yīng)力變化較小，因?yàn)榛炷潦茕摪寮s束，承臺(tái)的最大壓應(yīng)力優(yōu)化前后上相差約16.96%，在不平衡載荷和旋轉(zhuǎn)牽引力作用下，承臺(tái)構(gòu)件應(yīng)力應(yīng)變模擬結(jié)果如表6 所示。

表6 優(yōu)化前后上承臺(tái)自重載荷下的應(yīng)力應(yīng)變模擬結(jié)果比較

比較表5 和表6 數(shù)據(jù)可知，外包鋼板承臺(tái)和原承臺(tái)主要構(gòu)件，在對(duì)稱(chēng)載荷和不平衡載荷下的應(yīng)力均低于材料強(qiáng)度，符合工程安全需求。外包鋼板承臺(tái)的偏心側(cè)和不偏心側(cè)，在對(duì)稱(chēng)載荷作用下的應(yīng)力差異并不大，而在不平衡載荷作用下，原承臺(tái)的應(yīng)力增加較多，表明外包鋼板承臺(tái)具有較強(qiáng)的適應(yīng)不平衡載荷的能力。

4 承臺(tái)最小厚度的取值分析

4.1 下承臺(tái)的最小厚度取值分析

應(yīng)用ANSYS 分析轉(zhuǎn)體承臺(tái)下承臺(tái)的最小厚度，使承臺(tái)厚逐漸減小，直至滿足承載力要求，下承臺(tái)最小厚度為承臺(tái)在斜壓桿達(dá)到設(shè)計(jì)抗壓強(qiáng)度時(shí)的厚度，承臺(tái)厚度計(jì)算結(jié)果如表7 所示。

數(shù)據(jù)表明，下承臺(tái)厚度的工程設(shè)計(jì)值和規(guī)范計(jì)算結(jié)果的誤差為30%～33%，表明下承臺(tái)厚度符合抗沖切規(guī)范要求，并且過(guò)多富余。與12 樁的原承臺(tái)模擬結(jié)果存在55.56%的誤差，表明設(shè)計(jì)規(guī)范偏于保守，與9 樁優(yōu)化承臺(tái)的模擬結(jié)果存在64.71%的誤差，說(shuō)明在樁數(shù)減少33%情況下，采取環(huán)形布樁和圓形承臺(tái)仍可獲得較大的承臺(tái)載承力，所以旋轉(zhuǎn)承臺(tái)以在球鉸下方布樁的效果更好。

4.2 上承臺(tái)的最小厚度取值分析

外包鋼板更有利于上承臺(tái)。應(yīng)用ANSYS 分析轉(zhuǎn)體上承臺(tái)的最小厚度，使承臺(tái)的厚度逐漸減小，直至滿足載承力承載要求。上承臺(tái)最小厚度取核心區(qū)最大混凝土壓應(yīng)力值或承拉局域最大混凝土拉應(yīng)力值，承臺(tái)厚度計(jì)算結(jié)果如表8 所示。

表8 采取優(yōu)化措施前后上承臺(tái)厚度對(duì)比

表中的數(shù)據(jù)表明，應(yīng)用外包鋼板法后，上承臺(tái)厚度從1.80 m 減少至1.50 m，減少了16.67%，表明鋼板能有效提高承臺(tái)的承載能力，防止承臺(tái)產(chǎn)生局域拉伸破壞。還可以發(fā)現(xiàn)，設(shè)計(jì)厚度與模擬厚度存在38.89%～66.67%范圍的誤差，表明工程的設(shè)計(jì)厚度偏大。優(yōu)化設(shè)計(jì)后上承臺(tái)厚度被大幅度降低，工程中將一定程度降低開(kāi)挖深度，從而利于降低對(duì)既有線路的施工影響。

5 結(jié)語(yǔ)

介紹了案例承臺(tái)優(yōu)化設(shè)計(jì)方案、優(yōu)承臺(tái)設(shè)計(jì)的上下承臺(tái)應(yīng)力影響以及承臺(tái)最小厚度的取值分析結(jié)果。研究顯示，在對(duì)稱(chēng)荷載影響下，當(dāng)轉(zhuǎn)速保持恒定時(shí)，優(yōu)化前和優(yōu)化后的承臺(tái)及球鉸所承受的最大應(yīng)力均低于材料容許應(yīng)力，優(yōu)化設(shè)計(jì)功效明顯，圓形承臺(tái)的最大壓應(yīng)力降低24%，最大拉應(yīng)力降低21%。采取鋼板環(huán)箍設(shè)計(jì)，外包承臺(tái)在同一角加速度下所承受的應(yīng)力明顯低于其他類(lèi)型的承臺(tái)，外包鋼板承臺(tái)具有更好地適應(yīng)不平衡荷載的能力，基于規(guī)范計(jì)算獲得的承臺(tái)厚度偏于保守。通過(guò)有限元模擬計(jì)算，則下承臺(tái)厚度可減少55.56%，上承臺(tái)厚度可減少38.89%；采取圓形承臺(tái)設(shè)計(jì)則下承臺(tái)厚度可減少64.71%，采取外包鋼板設(shè)計(jì)則上承臺(tái)厚度可減少66.67%。