鋼桁拱橋提升支架穩定性分析

0提升支架強度和穩定承載性能研究通過整體提升或大傾角，鋼拱的整體提升是鋼拱橋施工中常見的方法。這種施工方法往往需要巨大的提升支架,但是目前對這種提升支架的強度和穩定承載性能的研究還很少.事實上,施工中用的提升支架動則上百m,提升荷載可達數千t,因此其強度承載性能和穩定性非常重要.筆者以廣州市新光大橋提升支架為例,進行了施工過程中提升架的強度和穩定承載性能的驗算,分析了施工過程中影響提升支架安全性的關鍵因素并考慮非線性、線性以及幾何初始缺陷對提升支架穩定承載力的影響.1大節段落實方案新光大橋是廣州快速路工程中的重點工程,位于洛溪大橋與番禺大橋之間,橋跨布置為(3×50)m+(177+428+177)m+(3×50)m.主橋為177m+428m+177m三跨連續剛架鋼桁拱橋,橋面寬36.7m,設計荷載為汽車-超20級,掛車-120,人群荷載4.0kPa.該橋施工采用大節段提升方案,全橋共設有8個提升支架,提升支架最初采用剛性方案設計,后經計算比較分析,發現剛性方案整體穩定問題突出,要保證提升支架有較好的穩定性,必須用采用較粗的主管直徑,該工程結束后鋼管重復利用率較低.而柔性方案不但可以減小主管直徑,而且能較大的提高支架穩定性,因此最終選定柔性方案.柔性方案與剛性方案本質差別是在兩個主塔上增加了背索,并在兩個主塔之間設了拉索.同時三角支架上的提升架A,B也分別增加了背索.柔性方案提高了提升支架的穩定性,并較好地控制了提升時的最大側向位移,全橋布置圖見圖1.2提升計劃和改進支持2.1施工邊拱結構提升該橋的施工流程為:澆注基礎三角剛架→組拼拱肋,安裝提升塔→吊裝主拱及邊拱拱腳段→提升邊拱肋和主拱邊段→連接合攏段,施工邊拱橋面系→提升主拱中段→合攏主拱,安裝主拱橋面系→拆除施工支架.兩邊跨拱肋均整段提升,不包括拱腳段和合龍段,整體節段提升重量約18000kN.主拱拱肋分3大段提升,主拱邊段13000kN,主拱中段26000kN.為了方便對提升架進行受力分析,將主拱吊裝過程分為6個步驟,邊拱提升分為5個步驟(見表1).2.2主拱和邊拱的設計(1)主拱提升塔支護主塔布置見圖2.每個主塔設兩根背索來平衡提升拱肋時引起的不平衡彎距,兩個主塔之間設兩根拉索.背索預拉力300kN,提升主拱階段預拉力調整為1350kN來控制側向位移.主拱提升塔上設置可橫向調節拱肋位置的裝置,用以拱肋橫向精確定位.為了給提升拱肋留出足夠的空間,部分立柱之間的腹桿(立柱之間的橫聯)沒有連接,當主拱邊段安裝完畢后,再連接這部分腹桿,使兩個三角形格構式塔架連接形成整體,以提高塔的抗風穩定性.設計選定鋼管柱為φ1000×20,其他腹桿和綴條規格為φ800×12,I25a,I36a.塔架高111.00米,主提升塔立柱、支承橫梁、吊點等構件采用Q345鋼,其余均采用Q235C.(2)提升架和提升邊拱的確定支架A和支架B設置在墩座三角剛架上,結構形式相似.支架A用于提升主拱邊段,支架B用于提升邊拱.拱腳段安裝時在提升架頂部設置水平滑移軌道,便于縱向移動就位.拱腳段安裝就位后,再連接提升架立柱間橫聯,以增強提升架的整體穩定性.設計選定主管直徑為φ800×10,腹桿為φ450×9和351×9.除腹桿為Q235C,其余為Q345.提升架C由鋼管直接拼裝焊接而成,采用三角形格構式鋼管提升架,立柱間橫聯也是在拱腳提升安裝后再連接,然后再提升邊拱.材料均采用Q345鋼材.3主拱承載分析3.1有限元穩定分析本文中的強度和穩定分析都是通過有限元計算實現的.利用大型通用有限元軟件ANSYS建立有限元模型,分析計算得到各個工況下的桿件的內力,從而得到法向應力,剪應力,換算應力,與規定允許應力值比較,作為強度驗算的依據.強度承載力驗算的主要根據是《公路橋涵設計通用規范JTJ021-89》,《公路橋涵鋼結構及木結構設計規范》以及《公路橋涵施工技術規范》.主塔穩定性分析也采用有限單元法.有限元穩定分析通常采用兩種方法.第一種方法是采用線性分析方法,即特征值屈曲分析.由于特征值屈曲計算的是理想彈性結構的理論屈曲強度,而實際結構存在初始缺陷并有非線性的影響,因此特征值是非保守的結果,通常不能用于實際工程的分析.一般重要結構都要利用第二種方法,即非線性方法進行分析.非線性分析的主要任務就是得到結構的荷載-位移全過程曲線,該曲線可以把結構的強度、穩定性以至于剛度的整個變化歷程表示得非常明了.利用不斷增加的荷載來追蹤結構的位移,當結構位移增加很大荷載不變或者減小的時候,即可判斷結構達到穩定極限荷載.如果結構存在初始缺陷,則臨界荷載會有所降低.初始缺陷對結構臨界荷載有多大影響,主要取決于結構對缺陷的敏感性.3.2有限元分析參數根據主塔結構建立空間有限元模型.為考察非線性的影響,除索采用link10單元以外,其他全部采用BEAM188梁單元.BEAM188是有兩個節點的三維單元,每個節點有6或7個自由度,這種單元非常適合大轉角或大應變的非線性應用.Q235和Q345全部采用理想彈塑性材料,其性能取值參考《公路橋涵設計通用規范JTJ021-89》與《公路橋涵鋼結構及木結構設計規范》.荷載確定參考公路規范.提升塔架所受荷載主要有自重,風力,索力(支撐反力).對于每個施工步驟,都考慮4種工況:無風,順橋向風(吹向河岸),順橋向風(吹向河中心),橫橋向風工況.3.3最大法向應力分析主塔在各個施工階段內力圖(考慮幾何非線性和材料非線性)見圖3~圖5,下面以主塔強度承載力為例來分析結果.(1)主塔背索在各個施工階段的四根背索拉力中最大值在各施工階段變化見圖3.由圖中可以看出,提升主拱中段時背索拉力增加為原來9.8倍,可見背索對平衡提升荷載起了很大作用.提升主塔時,橫橋向風荷載對索力影響不大,吹向河中心的順橋向風荷載使背索拉力增加了11%,吹向河岸的順橋向風使背索拉力減小了14%.(2)主塔在各個施工階段過程中所有桿件直接軸向應力(Fx/A)的統計結果見圖4,軸向應力最大(最小)值指所有桿件軸向應力統計結果中的最大(最小)值.由圖可以看出絕對最大值的峰值出現在提升主拱階段,最大值為壓應力,其值小于規范規定的相應值.在提升主拱邊段和連接主拱邊段時,雖然荷載不是最大,但是立柱間的橫聯還沒有連接,所以軸向應力仍然較大.(3)主管法向應力(Fx/A±My/z±Mz/y)統計結果見圖5,其意義與圖4類似.由圖中可以看出,風荷載提高法向應力達50%左右.吹向河中心的順橋向風力與提升荷載引起的變形趨勢相同,因此在這種荷載組合下,提升塔的主管截面最大(最小)法向應力達到峰值.為了降低提升的風險,選擇無風天氣提升主拱和主拱邊段,可以將最大法向應力降低40%左右.可以看出,主塔在最不利工況下,最大(最小)法向應力小于允許應力,所以主塔強度承載力滿足要求.(4)主管截面的剪應力都很小(為換算應力的5%以內),文中沒有列出剪應力值.換算應力主要取決于法向應力的大小.3.4主拱半高塔屈曲分析(1)特征值屈曲分析對主塔進行特征值屈曲分析,荷載作用點在主塔頂部前端,計算得到屈曲荷載為2.5×105?kN,穩定安全系數為37.雖然特征值屈曲計算的是理想彈性結構的理論屈曲強度,不能完全代表實際屈曲,但是其屈曲模態為判斷結構的失穩形式提供了一個很好的參考.(2)結構變形分析筆者通過有限元計算得到了為主塔最高點順橋向的位移與作用在主塔頂的豎向荷載的關系曲線見圖6,可以看出:1)曲線起始段較陡,在加載系數逼近臨界穩定值時,荷載增加很小,位移迅速增加,曲線近似與x軸平行.主塔頂點在順橋向位移達到36m以后出現下降段,圖中沒有表示出來.2)最高點順橋向位移不可能達到36m,在此之前結構已經失穩.由圖可以看出,在荷載加到大約1.4×105?kN的時候,頂點位移已經達到2500mm,結構變形已經很大,可以認為結構已經失穩,此時穩定安全系數為20,結構有足夠的安全儲備.3)柔性方案荷載位移曲線在達到峰值之前的平緩段比較長,結構體現很好的柔性,由此可見背部拉索的存在很大程度上提高了主塔變形能力.(3)幾何初始缺陷對極限屈曲荷載的影響預加的幾何初始缺陷取一階穩特征屈曲的形狀,其大小由頂點初始位移控制.表2為不同大小幾何缺陷對應的極限屈曲荷載(幾何初始缺陷數值是指最高點的順橋向初始位移(mm)).為方便比較,取平緩段的中點對應的荷載作為極限荷載.可以看出,這類幾何初始缺陷對極限屈曲荷載有一定影響,但是影響不明顯,屈曲荷載隨幾何初始缺陷的增加而減小,減小幅度在5%以內.4吊索受力分析提升支架A和提升支架B與原來剛性方案的主要區別是增加了背索,而提升支架C仍為剛性方案.這幾個提升支架的計算方法相似,因此這里只對提升支架A的有限元計算結果做簡要的介紹.(1)順橋向風力產生彎距與吊索拉力產生的彎距方向一致,兩者組合后支架內力達到最大.(2)提升架A的不利工況出現在提升邊拱和提升主拱階段.提升主拱中段階段,吊索的拉力最大,提升支架受到的壓力和偏心彎距最大,桿件內力相應較大;提升主拱邊段,立柱間支撐沒有連接,在主拱邊段提升到位以后才將這部分腹桿連接上,因此提升主拱邊段階段結構內力也較大.在這兩個施工步驟中,支架承受順橋向風力的時候是最不利工況.(3)剛性方案中提升支架A主管采用φ800×12與φ800×10規格.而柔性方案主管全部采用φ800×10.柔性方案不但用最小的截面滿足了強度承載力要求,同時還提高了穩定承載性能.柔性方案的特征值穩定安全系數比剛性方案提高10%左右.5無風天氣提升塔極限屈曲分析(1)提升塔采用柔性方案以后,不但可以滿足強度承載力要求,同時還提高了穩