鋼桁拱橋提升支架穩(wěn)定性分析

鋼桁拱橋提升支架穩(wěn)定性分析

0提升支架強(qiáng)度和穩(wěn)定承載性能研究通過(guò)整體提升或大傾角，鋼拱的整體提升是鋼拱橋施工中常見(jiàn)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(duì)這種提升支架的強(qiáng)度和穩(wěn)定承載性能的研究還很少.事實(shí)上,施工中用的提升支架動(dòng)則上百m,提升荷載可達(dá)數(shù)千t,因此其強(qiáng)度承載性能和穩(wěn)定性非常重要.筆者以廣州市新光大橋提升支架為例,進(jìn)行了施工過(guò)程中提升架的強(qiáng)度和穩(wěn)定承載性能的驗(yàn)算,分析了施工過(guò)程中影響提升支架安全性的關(guān)鍵因素并考慮非線性、線性以及幾何初始缺陷對(duì)提升支架穩(wěn)定承載力的影響.1大節(jié)段落實(shí)方案新光大橋是廣州快速路工程中的重點(diǎn)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?yàn)?77m+428m+177m三跨連續(xù)剛架鋼桁拱橋,橋面寬36.7m,設(shè)計(jì)荷載為汽車(chē)-超20級(jí),掛車(chē)-120,人群荷載4.0kPa.該橋施工采用大節(jié)段提升方案,全橋共設(shè)有8個(gè)提升支架,提升支架最初采用剛性方案設(shè)計(jì),后經(jīng)計(jì)算比較分析,發(fā)現(xiàn)剛性方案整體穩(wěn)定問(wèn)題突出,要保證提升支架有較好的穩(wěn)定性,必須用采用較粗的主管直徑,該工程結(jié)束后鋼管重復(fù)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(wěn)定性,因此最終選定柔性方案.柔性方案與剛性方案本質(zhì)差別是在兩個(gè)主塔上增加了背索,并在兩個(gè)主塔之間設(shè)了拉索.同時(shí)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(wěn)定性,并較好地控制了提升時(shí)的最大側(cè)向位移,全橋布置圖見(jiàn)圖1.2提升計(jì)劃和改進(jìn)支持2.1施工邊拱結(jié)構(gòu)提升該橋的施工流程為:澆注基礎(chǔ)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(jié)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(duì)提升架進(jìn)行受力分析,將主拱吊裝過(guò)程分為6個(gè)步驟,邊拱提升分為5個(gè)步驟(見(jiàn)表1).2.2主拱和邊拱的設(shè)計(jì)(1)主拱提升塔支護(hù)主塔布置見(jiàn)圖2.每個(gè)主塔設(shè)兩根背索來(lái)平衡提升拱肋時(shí)引起的不平衡彎距,兩個(gè)主塔之間設(shè)兩根拉索.背索預(yù)拉力300kN,提升主拱階段預(yù)拉力調(diào)整為1350kN來(lái)控制側(cè)向位移.主拱提升塔上設(shè)置可橫向調(diào)節(jié)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(lián))沒(méi)有連接,當(dāng)主拱邊段安裝完畢后,再連接這部分腹桿,使兩個(gè)三角形格構(gòu)式塔架連接形成整體,以提高塔的抗風(fēng)穩(wěn)定性.設(shè)計(jì)選定鋼管柱為φ1000×20,其他腹桿和綴條規(guī)格為φ800×12,I25a,I36a.塔架高111.00米,主提升塔立柱、支承橫梁、吊點(diǎn)等構(gòu)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(shè)置在墩座三角剛架上,結(jié)構(gòu)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(shí)在提升架頂部設(shè)置水平滑移軌道,便于縱向移動(dòng)就位.拱腳段安裝就位后,再連接提升架立柱間橫聯(lián),以增強(qiáng)提升架的整體穩(wěn)定性.設(shè)計(jì)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(gòu)式鋼管提升架,立柱間橫聯(lián)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(wěn)定分析本文中的強(qiáng)度和穩(wěn)定分析都是通過(guò)有限元計(jì)算實(shí)現(xiàn)的.利用大型通用有限元軟件ANSYS建立有限元模型,分析計(jì)算得到各個(gè)工況下的桿件的內(nèi)力,從而得到法向應(yīng)力,剪應(yīng)力,換算應(yīng)力,與規(guī)定允許應(yīng)力值比較,作為強(qiáng)度驗(yàn)算的依據(jù).強(qiáng)度承載力驗(yàn)算的主要根據(jù)是《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范JTJ021-89》,《公路橋涵鋼結(jié)構(gòu)及木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》以及《公路橋涵施工技術(shù)規(guī)范》.主塔穩(wěn)定性分析也采用有限單元法.有限元穩(wěn)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(jì)算的是理想彈性結(jié)構(gòu)的理論屈曲強(qiáng)度,而實(shí)際結(jié)構(gòu)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(jié)果,通常不能用于實(shí)際工程的分析.一般重要結(jié)構(gòu)都要利用第二種方法,即非線性方法進(jìn)行分析.非線性分析的主要任務(wù)就是得到結(jié)構(gòu)的荷載-位移全過(guò)程曲線,該曲線可以把結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度、穩(wěn)定性以至于剛度的整個(gè)變化歷程表示得非常明了.利用不斷增加的荷載來(lái)追蹤結(jié)構(gòu)的位移,當(dāng)結(jié)構(gòu)位移增加很大荷載不變或者減小的時(shí)候,即可判斷結(jié)構(gòu)達(dá)到穩(wěn)定極限荷載.如果結(jié)構(gòu)存在初始缺陷,則臨界荷載會(huì)有所降低.初始缺陷對(duì)結(jié)構(gòu)臨界荷載有多大影響,主要取決于結(jié)構(gòu)對(duì)缺陷的敏感性.3.2有限元分析參數(shù)根據(jù)主塔結(jié)構(gòu)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?jiǎn)卧?BEAM188是有兩個(gè)節(jié)點(diǎn)的三維單元,每個(gè)節(jié)點(diǎn)有6或7個(gè)自由度,這種單元非常適合大轉(zhuǎn)角或大應(yīng)變的非線性應(yīng)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(shè)計(jì)通用規(guī)范JTJ021-89》與《公路橋涵鋼結(jié)構(gòu)及木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》.荷載確定參考公路規(guī)范.提升塔架所受荷載主要有自重,風(fēng)力,索力(支撐反力).對(duì)于每個(gè)施工步驟,都考慮4種工況:無(wú)風(fēng),順橋向風(fēng)(吹向河岸),順橋向風(fēng)(吹向河中心),橫橋向風(fēng)工況.3.3最大法向應(yīng)力分析主塔在各個(gè)施工階段內(nèi)力圖(考慮幾何非線性和材料非線性)見(jiàn)圖3~圖5,下面以主塔強(qiáng)度承載力為例來(lái)分析結(jié)果.(1)主塔背索在各個(gè)施工階段的四根背索拉力中最大值在各施工階段變化見(jiàn)圖3.由圖中可以看出,提升主拱中段時(shí)背索拉力增加為原來(lái)9.8倍,可見(jiàn)背索對(duì)平衡提升荷載起了很大作用.提升主塔時(shí),橫橋向風(fēng)荷載對(duì)索力影響不大,吹向河中心的順橋向風(fēng)荷載使背索拉力增加了11%,吹向河岸的順橋向風(fēng)使背索拉力減小了14%.(2)主塔在各個(gè)施工階段過(guò)程中所有桿件直接軸向應(yīng)力(Fx/A)的統(tǒng)計(jì)結(jié)果見(jiàn)圖4,軸向應(yīng)力最大(最小)值指所有桿件軸向應(yīng)力統(tǒng)計(jì)結(jié)果中的最大(最小)值.由圖可以看出絕對(duì)最大值的峰值出現(xiàn)在提升主拱階段,最大值為壓應(yīng)力,其值小于規(guī)范規(guī)定的相應(yīng)值.在提升主拱邊段和連接主拱邊段時(shí),雖然荷載不是最大,但是立柱間的橫聯(lián)還沒(méi)有連接,所以軸向應(yīng)力仍然較大.(3)主管法向應(yīng)力(Fx/A±My/z±Mz/y)統(tǒng)計(jì)結(jié)果見(jiàn)圖5,其意義與圖4類(lèi)似.由圖中可以看出,風(fēng)荷載提高法向應(yīng)力達(dá)50%左右.吹向河中心的順橋向風(fēng)力與提升荷載引起的變形趨勢(shì)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(yīng)力達(dá)到峰值.為了降低提升的風(fēng)險(xiǎn),選擇無(wú)風(fēng)天氣提升主拱和主拱邊段,可以將最大法向應(yīng)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(yīng)力小于允許應(yīng)力,所以主塔強(qiáng)度承載力滿足要求.(4)主管截面的剪應(yīng)力都很小(為換算應(yīng)力的5%以?xún)?nèi)),文中沒(méi)有列出剪應(yīng)力值.換算應(yīng)力主要取決于法向應(yīng)力的大小.3.4主拱半高塔屈曲分析(1)特征值屈曲分析對(duì)主塔進(jìn)行特征值屈曲分析,荷載作用點(diǎn)在主塔頂部前端,計(jì)算得到屈曲荷載為2.5×105?kN,穩(wěn)定安全系數(shù)為37.雖然特征值屈曲計(jì)算的是理想彈性結(jié)構(gòu)的理論屈曲強(qiáng)度,不能完全代表實(shí)際屈曲,但是其屈曲模態(tài)為判斷結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)形式提供了一個(gè)很好的參考.(2)結(jié)構(gòu)變形分析筆者通過(guò)有限元計(jì)算得到了為主塔最高點(diǎn)順橋向的位移與作用在主塔頂?shù)呢Q向荷載的關(guān)系曲線見(jiàn)圖6,可以看出:1)曲線起始段較陡,在加載系數(shù)逼近臨界穩(wěn)定值時(shí),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(diǎn)在順橋向位移達(dá)到36m以后出現(xiàn)下降段,圖中沒(méi)有表示出來(lái).2)最高點(diǎn)順橋向位移不可能達(dá)到36m,在此之前結(jié)構(gòu)已經(jīng)失穩(wěn).由圖可以看出,在荷載加到大約1.4×105?kN的時(shí)候,頂點(diǎn)位移已經(jīng)達(dá)到2500mm,結(jié)構(gòu)變形已經(jīng)很大,可以認(rèn)為結(jié)構(gòu)已經(jīng)失穩(wěn),此時(shí)穩(wěn)定安全系數(shù)為20,結(jié)構(gòu)有足夠的安全儲(chǔ)備.3)柔性方案荷載位移曲線在達(dá)到峰值之前的平緩段比較長(zhǎng),結(jié)構(gòu)體現(xiàn)很好的柔性,由此可見(jiàn)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(duì)極限屈曲荷載的影響預(yù)加的幾何初始缺陷取一階穩(wěn)特征屈曲的形狀,其大小由頂點(diǎn)初始位移控制.表2為不同大小幾何缺陷對(duì)應(yīng)的極限屈曲荷載(幾何初始缺陷數(shù)值是指最高點(diǎn)的順橋向初始位移(mm)).為方便比較,取平緩段的中點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載作為極限荷載.可以看出,這類(lèi)幾何初始缺陷對(duì)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?xún)?nèi).4吊索受力分析提升支架A和提升支架B與原來(lái)剛性方案的主要區(qū)別是增加了背索,而提升支架C仍為剛性方案.這幾個(gè)提升支架的計(jì)算方法相似,因此這里只對(duì)提升支架A的有限元計(jì)算結(jié)果做簡(jiǎn)要的介紹.(1)順橋向風(fēng)力產(chǎn)生彎距與吊索拉力產(chǎn)生的彎距方向一致,兩者組合后支架內(nèi)力達(dá)到最大.(2)提升架A的不利工況出現(xiàn)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(nèi)力相應(yīng)較大;提升主拱邊段,立柱間支撐沒(méi)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(jié)構(gòu)內(nèi)力也較大.在這兩個(gè)施工步驟中,支架承受順橋向風(fēng)力的時(shí)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(guī)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(qiáng)度承載力要求,同時(shí)還提高了穩(wěn)定承載性能.柔性方案的特征值穩(wěn)定安全系數(shù)比剛性方案提高10%左右.5無(wú)風(fēng)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(qiáng)度承載力要求,同時(shí)還提高了穩(wěn)