自锚式悬索桥主索鞍设计及有限元分析
2017-03-28王健
王健
（沈阳市市政工程设计研究院，辽宁 沈阳 110015）
自锚式悬索桥主索鞍设计及有限元分析
王健
（沈阳市市政工程设计研究院，辽宁 沈阳 110015）
自锚式悬索桥主索鞍的设计，由于其自身结构形式复杂，通常采用有限元建模分析的方法进行计算。以一座自锚式悬索桥主索鞍的设计为研究对象，利用MIDAS相关软件建立主索鞍三维模型，对主索鞍的受力进行分析。
自锚式悬索桥；主索鞍；有限元建模；MIDAS
0 引言
目前，国内对于悬索桥主索鞍的设计，绝大多数均采用ANSYS软件进行有限元分析计算，一般选用solid45实体单元建立主索鞍的空间模型[1]，再结合悬索桥相关设计规范中对主索鞍的构造要求来进行。
MIDAS有限元分析软件如Civil、FEA、FX+早已应用于桥梁的结构设计，但用于悬索桥主索鞍的计算尚属罕见。本文以沈阳市某自锚式悬索桥主索鞍的设计为研究对象，使用MIDAS软件进行计算和分析。
1 概况
设计悬索桥位于沈阳市区东南部，浑河城市段上游，桥梁总长度为800m，主桥为五跨，双钢桁架桥塔自锚式悬索桥，桥梁中跨为220m，主缆垂跨比为1/5.5，主缆在横桥向的间距为36m。桥梁效果图如图1所示。
图1 主索鞍侧立面图
设计主索鞍鞍座长2.7m，宽1.8m，高2.2m；主缆中心的立面圆弧半径3m；鞍槽宽297.5mm，侧壁最薄处80mm；鞍体共设横向加劲肋7道，厚60mm；腹部两侧设50mm厚环向加劲肋；顶部预紧拉杆共11根M33螺栓。为增加主缆与鞍槽间的摩阻力并方便索股定位，鞍槽内设5mm厚竖向隔板，鞍槽内共设19根索股，索面为竖向共面。在索股全部就位并调股后，在顶部用锌块填平。其中，除座体环形肋板与座体底板纵肋采用Q345D钢板之外,座体均采用铸钢结构。详细构造示意如图2和图3所示。
该索鞍构造设计满足《公路悬索桥设计规范》（JTG/TD65-05—2015）（以下简称《规范》）所要求的鞍槽底部立面圆弧半径（2864.5mm）不小于主缆设直径的8倍（8×271mm=2168mm），且施工状态和成桥状态下，主缆与鞍座的切点始终不在缆槽之外等条件[2]。
图2 主索鞍侧立面图
鞍槽宽度计算：
设计鞍槽宽度为55.5mm。
鞍槽中索股高度计算：
设计高度56.5mm。
鞍槽中索股空隙率计算：
鞍槽内主缆抗滑移安全系数计算：
鞍槽构造均满足《规范》要求。鞍槽构造如图4所示。
图4 主索鞍中心剖面图
悬索桥主塔在主索鞍底部设置带钢格栅的混凝土段，塔顶设有主索鞍座板来安装索鞍。在主索鞍底座底板设混凝土振捣孔，吊装并准确定位后与塔顶底座混凝土浇筑为一体。
主索鞍底座与塔顶之间用锚栓紧紧锚固在一起，索鞍顶推到位调整好后，用成桥锁定板将鞍体与座板锁死。为顶推索鞍设置的反力架，用预应力钢绞线紧紧锚固在塔顶，并通过角钢与垫块支撑在塔壁上,施工完成后，将反力架拆除。
主鞍座加工完成后整体吊装，安装时向边跨侧预偏0.485m，由临时限位块定位。施工中鞍体相对于塔顶的移动，借助安放在反力架上的千斤顶分几次有控制地进行顶推。每次顶推达到规定的位移量后，用临时限位板将鞍体临时锁定。顶推次数及各次的顶推量应按照施工监控参数实施。
2 计算条件
2.1 加载方式选取
主索鞍的加载方式主要有以下几种。
（1）虚拟传力杆单元法，即假定主缆与鞍体不产生相对滑动位移，通过两者单元共节点的方式模拟。该方法缺陷是不能计算鞍槽侧壁的应力情况。
（2）实体单元节点自由度放开法，即在方法（1）的基础上，将主缆与鞍体单元之间的节点自由度随实际变化过程不断修正，但目前MIDAS很难实现。
（3）流体单元模拟法，即把主缆按流体单元来模拟计算，其可以很好地实现主缆与鞍槽之间的接触情况，但由于主缆对鞍槽的向心压力与对侧壁的压力，在同一高度处并非如流体一样各向等值，因此结果不够准确。
（4）直接加面力法，即手算出主缆对鞍槽地面和侧面的压力，直接在模型上以面荷载的形式添加。
（5）带接触单元模拟法，即在主缆单元与鞍体单元之间增加一层虚拟接触单元，设定其具有一定的刚度等物理特性，来传递主缆与鞍槽之间的应力与滑移。但接触单元特性的确定很难。
通过对比，并结合国内已有悬索桥主索鞍的经验结果[3]，本文选择直接加面力法计算分析。
2.2 计算模型
使用MIDASFEA建立主索鞍三维有限元模型，鞍体采用实体单元；考虑空间不均匀模型条件下，预紧拉杆可能出现拉应力以外的应力情况，拉杆同样采用实体单元。设计主索鞍材料为ZG270-500，计算时，鞍体材料选择软件数据库的Q345钢。对模型采用以六面体为主导的自动网格划分，共产生241473个单元，177398个节点。划分网格之后的模型如图5所示。
图5 主索鞍有限元模型
由于主缆较大向心力的存在，且鞍体自重较大，因此主索鞍在施工和使用过程中，鞍体可以按与底座固结的方式考虑。
本文主索鞍有限元模型的边界条件拟定为底面固结的约束方式，计算时考虑主索鞍自重[4]。
2.3 计算工况
《规范》所述的荷载工况有主缆拉力为空缆缆力、鞍槽侧壁未施加拉杆力的情况，和主缆最大缆力时的情况。本文就这两个工况进行验算主索鞍强度。
鞍槽底面和侧面压应力按《规范》方法进行手算，见表1。
表1 各工况下加载力设计值
3 计算结果
将MIDASFEA的主索鞍有限元模型导入MIDASCIVIL中计算，由于主索鞍受力状态仅为空间受压，因此整理计算结果时主要对有效应力(von-Mises应力)进行分析[5]。有限元计算结果如图6和图7所示。
从结果应力云图可以看出，空缆工况与最大缆力工况下，主索鞍受力趋势大致保持一致，应力值较大区主要分布在鞍体、横向加劲肋、底板边肋之间交界处。
不同的是，空缆工况下，在鞍槽与横向加劲肋交界附近出现应力集中的小片区域；但施加拉杆力之后的最大缆力工况下，整个鞍槽与横向加劲肋之间应力过渡较为均匀，鞍体的整体受力性能更好。
表2 未表示出鞍槽内部的应力数值，其值波动范围较小，且与手算的各工况下加载应力值相近。
图6 空缆工况计算结果
图7 最大缆力工况计算结果
表2 各工况下有效应力 MPa
4 结 语
通过有限元计算分析，主索鞍的设计满足悬索桥规范的构造要求，其空缆工况和最大缆力工况下的有效应力均满足要求。主索鞍鞍体以及各加劲肋设计较为合理。
鞍槽顶设置一定数量的对拉螺栓，可改善鞍槽与横向加劲肋之间的整体受力性能。
在鞍体与各加劲肋交界处存在应力值较大情况的集中区，但在很短的距离内，应力值即大幅减小。因此主索鞍铸制后，须对该位置进行仔细检测。
[1]常志军,张克.西堠门大桥主索鞍座设计[J].公路,2009,1(1)：80-85.
[2]JTG/TD65-05—2015，公路悬索桥设计规范[S].
[3]贾界峰,涂金平,周泳涛,李健刚.空间索面自锚式悬索桥主索鞍计算方法[J].桥梁建设,2007(5)：38-41.
[4]魏建东,刘忠玉.悬索桥结构分析中索鞍的精确模拟[J].工程力学,2006,23(7)：114-118.
[5]于雪辉,张常剑,李磊,夏云龙.悬索桥主索鞍和散索鞍的有限元分析方法[J].浙江交通职业技术学院学报,2012(2)：1-4.
U448.25
：B
：1009-7716（2017）02-0069-03
10.16799/j.cnki.csdqyfh.2017.02.021
2016-12-12
王健（1984-），男，辽宁鞍山人，硕士研究生，工程师，从事桥梁设计及研究工作。
