三塔自錨式懸索橋靜力行為分析

三塔自錨式懸索橋靜力行為分析

近年來，國內(nèi)外相關(guān)研究人員對單塔評價懸索橋進行了相關(guān)研究，取得了許多有益的成果。例如，在文獻中，對主250m自錨式懸索橋和主160m自錨式懸索橋進行了模型試驗。隨著幾座多段式懸索橋的出現(xiàn)，相關(guān)研究也進行了，但主要集中在多段式懸索橋上，很少對多段式自錨式懸索橋的新結(jié)構(gòu)形式進行了研究。目前,多塔自錨式懸索橋在國內(nèi)外還沒有建成的實例,只是曾作為設(shè)計方案被人們提出.福州市螺洲大橋主橋為一座三塔自錨式懸索橋,是目前第一座正式建設(shè)的多塔自錨式懸索橋.對其進行全橋模型試驗,研究該新型結(jié)構(gòu)形式的靜力行為有著重要的工程意義.1結(jié)構(gòu)組成和跨界面長福州市螺洲大橋主橋采用三塔自錨式懸索橋方案,該部分橋梁全長496m,跨徑布置為80m+168m+168m+80m.其鋼主梁全寬43m,為雙箱單室結(jié)構(gòu),由縱梁、橫梁和正交異性橋面板組成.主塔為實心截面,縱向為鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu),其中縱向兩塔柱由上、中、下三道橫梁連接,橫向為懸臂結(jié)構(gòu),承臺以上塔高均為48.9m.主纜由4跨組成:左邊跨-左主跨-右主跨-右邊跨.主跨跨徑168m,垂度28m,垂跨比為1/6;邊跨跨徑79.25m,垂度為6.153m,垂跨比為1/12.88.吊桿順橋向間距7m,主跨共23個吊點,邊跨共10個吊點,其中距散索鞍最近的一根吊桿與邊跨處的理論分跨線距離10m.主纜經(jīng)散索鞍轉(zhuǎn)向后進入錨梁錨室,錨固在錨墊板上,形成塔、梁、纜索共同受力的體系.2螺洲大橋現(xiàn)行模型主要目的是研究三塔自錨式懸索橋這一懸索橋結(jié)構(gòu)體系在靜力荷載作用下的結(jié)構(gòu)受力、應(yīng)力、變形等的分布規(guī)律,并通過試驗結(jié)果與有限元計算結(jié)果的對比分析,讓兩者得到相互驗證.綜合考慮試驗內(nèi)容、模型材料、制作條件以及試驗室環(huán)境等因素,螺洲大橋模型采用與實際橋梁結(jié)構(gòu)的縮尺比例為1/50,試驗?zāi)Ｐ腿鐖D1所示.模型所采用的鋁合金板、有機玻璃和鋼絞線等的材料特性經(jīng)過材性試驗測定,詳見表1.在模型試驗研究中,只有當模型和原結(jié)構(gòu)保持完全的相似性時,才能由模型試驗結(jié)果按照一定的相似關(guān)系推算出原結(jié)構(gòu)的相應(yīng)結(jié)果.但由于實際橋梁的結(jié)構(gòu)復(fù)雜,在小比例的全橋模型中很難做到完全的相似性.因此,根據(jù)本試驗的目的,模型的設(shè)計以相似原理為基礎(chǔ),保證各構(gòu)件的主要力學(xué)性能指標符合相似條件,并根據(jù)實際情況進行適當調(diào)整.2.1樁身高度24.主塔、承臺和樁基按比例完全幾何相似,采用有機玻璃模擬.主塔沿高度為變截面,斷面如圖2所示.采用有機玻璃圓棒模擬樁基礎(chǔ),有機玻璃圓棒底部用混凝土澆灌嵌固,并在混凝土上覆蓋密實砂,以模擬嵌巖樁的受力狀態(tài).2.2模型的主梁斷面實橋鋼主梁加勁肋較多且復(fù)雜,充分衡量其各項截面特性,在不影響受力性能的前提下,對截面進行簡化.模型鋁合金主梁忽略橋面橫坡,板厚統(tǒng)一取為1.5mm,并在局部進行加厚.各板件的長度與寬度尺寸按照實橋的1/50縮尺.原橋與模型的主梁斷面如圖3所示.2.3散索鞍段.主纜及吊桿采用鋼鉸線模擬.主纜線形按照設(shè)計的成橋狀態(tài)分段懸鏈線線形.主纜支撐于塔頂?shù)陌白凵?在散索鞍處設(shè)置與實橋類似的散索固定裝置,采用螺栓將主纜錨固于主梁上.吊桿與主纜采用自制索夾(不限制吊桿順橋向的轉(zhuǎn)動)連接.吊桿與主梁采用螺絲鎖連接,可以通過螺帽的鎖緊與放松控制吊桿的應(yīng)變,從而實現(xiàn)調(diào)索.2.4主塔和邊墩處的支護根據(jù)實橋的主梁支座約束情況,試驗?zāi)Ｐ椭魉瓦叾仗幍闹ё捎米灾频幕顒鱼q支座來模擬,可約束其相應(yīng)的線位移.模型不建邊墩,邊墩支座固定于獨立的支架裝置上.3加勁梁各主、邊跨截面的劃分根據(jù)三塔自錨式懸索橋的結(jié)構(gòu)特點,試驗中主要針對主塔、主梁的變形和應(yīng)變、主纜、吊桿的應(yīng)變以及邊墩的支座反力進行測試.模型測點布置如圖4所示.變形與應(yīng)變的測試截面主要有:加勁梁的各主、邊跨跨中截面,以及左主跨的1/4、3/4截面(從左至右依次為截面A～截面F,截面A′～截面D′);各主塔塔頂截面(截面G、截面I,截面G′)、塔底截面(截面H、截面J,截面H′);各跨跨中及兩側(cè)的主纜與吊桿截面(截面a～截面f).采用千分表對主塔頂部水平位移以及主梁撓度進行量測.對于主塔、主梁以及纜索的應(yīng)變,根據(jù)需要分別采用貼單向或雙向應(yīng)變片的方式進行量測.應(yīng)變的采集由英國IMP靜態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和DH-3816靜態(tài)應(yīng)變測量系統(tǒng)完成.邊墩支座反力則通過拉壓傳感器測得.4有限元模型分析為指導(dǎo)試驗,采用有限元軟件ANSYS建立螺洲大橋試驗?zāi)Ｐ偷娜S實體計算模型,將實測結(jié)果與計算結(jié)果進行對比分析,相互驗證.有限元模型見圖5,共71822個單元,103060個節(jié)點.主塔采用Solid45實體單元模擬,承臺與樁基采用Solid95實體單元模擬,為提高計算精度,實體單元的劃分盡可能采用規(guī)則六面體形狀,對于具有不規(guī)則形狀的部分以及構(gòu)件的連接部位則采用四面體單元.主梁為薄壁結(jié)構(gòu),各板厚很小,因此采用Shell63殼單元模擬.主纜與吊桿采用Link10桿單元模擬,該單元可模擬僅受拉不受壓的纜索受力特點.邊界條件處理如下:樁底節(jié)點固結(jié),主塔處的主梁支座采用耦合兩者相應(yīng)節(jié)點自由度來模擬,邊墩支座采用約束節(jié)點相應(yīng)自由度來模擬.主纜與主塔頂部的連接處耦合兩者節(jié)點三向線位移,與主梁的錨固通過耦合相應(yīng)節(jié)點所有自由度實現(xiàn).此外,有限元模型計算中綜合考慮幾何非線性,應(yīng)力剛化,重力剛度等,以期較真實地反映多塔自錨式懸索橋的受力特點.試驗采用均布力和集中力兩種加載模式,對于每個加載工況均采用分級加載的方式進行,并保證每級加載量一致.以全橋均布力加載與左主跨跨中集中力加載兩個典型工況為例,介紹試驗研究結(jié)果.其中,兩種加載工況均分為4級加載,全橋均布力加載工況每級加載726N·m-1,左主跨跨中集中力加載工況每級加載845N.4.1主梁撓度結(jié)果分析圖6所示為各級荷載下主梁測點撓度實測值與荷載的關(guān)系,圖中正值為向上位移,負值為向下位移.可以看出,隨著荷載級數(shù)的增加,主梁各測點的撓度呈線性增加.卸載后結(jié)構(gòu)變形恢復(fù)良好,基本不存在殘余變形.圖7所示為最后一級加載下主梁各測點的撓度實測值與計算值.可以看出,主梁的撓度實測結(jié)果與計算結(jié)果吻合較好,計算值略大于實測值,兩者所反映的主梁撓度分布規(guī)律是相同的.該三塔四跨自錨式懸索橋主梁的撓度分布情況類似于相應(yīng)四跨連續(xù)梁橋,但由于纜索的作用,使結(jié)構(gòu)撓度減小,能夠承受的荷載更大.圖8所示為各級荷載下主梁底板最大應(yīng)力實測值與荷載的關(guān)系.表2所列為主梁底板最大應(yīng)力實測值與計算值.可以看出,隨著荷載級數(shù)的增加,主梁底板測點應(yīng)力基本呈線性增加.由于設(shè)計的主塔穿過主梁的邊箱梁,其頂?shù)装逋诳纵^大,因此主梁位于主塔支座截面的測點應(yīng)力較大.總體上看,主梁的應(yīng)力實測結(jié)果與計算結(jié)果吻合較好,計算值略大于實測值.但由于主梁局部構(gòu)造復(fù)雜,受局部應(yīng)力的影響,導(dǎo)致個別點誤差較大.4.2主塔縱向剛度對下錨式懸索橋l圖9所示為各主塔塔頂在各級加載下的水平位移實測值,圖中正值為向右位移,負值為向左位移.可以看出,隨著荷載級數(shù)的增加,各主塔塔頂水平位移基本呈線性增加.只是在全橋均布力加載工況的中塔出現(xiàn)位移變向,但最大位移僅0.26mm,這主要與中塔左右側(cè)的加載量等誤差有關(guān).全橋均布力加載工況,左右邊塔均向主跨側(cè)發(fā)生水平位移,中塔基本保持不動.左主跨跨中集中力加載工況,左邊塔與中塔均向左主跨內(nèi)側(cè)發(fā)生水平位移,右邊塔水平位移較小.從圖6和圖9可以看出,主梁撓度與主塔的水平位移之間存在密切關(guān)系.尤其當中塔水平位移較大時,主梁也產(chǎn)生較大撓度.當在主塔左右側(cè)不對稱加載時,塔頂受到兩側(cè)主纜傳來的不平衡力作用,主塔向主纜水平力較大的一側(cè)發(fā)生水平位移,從而通過纜索的作用,影響主梁的撓度.可見,主塔縱向剛度對多塔自錨式懸索橋的豎向剛度影響較大.表3列出了最后一級加載下各主塔塔頂水平位移實測值與計算值.可以看出,全橋均布力加載工況實測結(jié)果與計算結(jié)果吻合較好.而左主跨跨中集中力加載工況,由于是在單跨內(nèi)施加較大荷載,產(chǎn)生較大主纜不平衡力,主纜與主塔之間可能存在位移不一致,所以導(dǎo)致實測結(jié)果與計算結(jié)果有一定差異,但所反映的主塔變形規(guī)律是一致的.圖10所示為各級荷載下各主塔塔底邊緣應(yīng)力實測值與荷載的關(guān)系,圖中拉應(yīng)力為正,壓應(yīng)力為負.表4所列為最后一級加載下各主塔塔底邊緣應(yīng)力實測值與計算值.可以看出,隨著荷載級數(shù)的增加,各主塔塔底測點應(yīng)力基本呈線性增加.實測結(jié)果與計算結(jié)果吻合較好,總體上計算值略大于實測值.左主跨跨中集中力加載時,主塔受到塔頂主纜不平衡力的作用,變?yōu)閴簭潣?gòu)件,由于產(chǎn)生彎曲應(yīng)力,塔底截面左右邊緣應(yīng)力不一致.4.3主纜應(yīng)力分析表5為最后一級加載下主纜和吊桿測試截面的應(yīng)力實測值與計算值.總體上,實測結(jié)果與計算結(jié)果吻合較好.各加載工況下,隨著荷載級數(shù)的增加,各主纜測試截面和吊桿的應(yīng)力基本呈線性增加.主纜在主跨的應(yīng)力分布為跨中較小,兩側(cè)較大;在邊跨的應(yīng)力分布為隨著高度的增加,逐漸增大,這一現(xiàn)象符合主纜線形和受力平衡的特點.在全橋均布荷載作用下吊桿力的分布較均勻.左主跨跨中集中力加載時,在集中力作用截面的吊桿應(yīng)力增加較大,但遠離荷載作用截面,吊桿力分布趨向均勻.由于吊桿初始力的控制是十分困難的,并且如測試方法等諸多因素都會造成吊桿力的誤差,尤其對短吊桿的影響較大,因此試驗測試過程中出現(xiàn)了一些吊桿力的失真.4.4合成克氏原螯蝦邊墩枝條反力圖11所示為各級荷載下左邊墩支座反力實測值與荷載的關(guān)系,圖中支座反力增量以拉力為正,壓力為負.可以看出,隨著荷載級數(shù)的增加,支座反力基本呈線性增加.表6為最后一級加載下左邊墩支座反力實測值與計算值,兩者吻合較好.支座反力的變化不僅取決于加載量的大小,同時與加載位置也關(guān)系密切.全橋均布力加載工況,支座反力均為壓力,而當左主跨跨中集中力加載時,左邊墩支座出現(xiàn)了較大的上拔力.這主要是由于錨固于主梁端部的主纜,其在荷載下產(chǎn)生的豎向分力所致.因此,在設(shè)計中需要考慮在各種活載作用下,支座可能出現(xiàn)的上拔力,合理設(shè)置壓重.5主纜水平位移與縱向剛度1)三塔四跨自錨式懸索橋主梁的撓度分布情況類似于相應(yīng)四跨連續(xù)梁橋,但由于纜索的作用,使結(jié)構(gòu)撓度減小,能夠承受的荷載更大.主梁的變形和內(nèi)力與外荷載基本呈線性關(guān)系,說明結(jié)構(gòu)在成橋之后由活載引起的非線性程度不高.2)隨著荷載的增加,各主塔的塔頂水平位移基本呈線性變化.主梁撓度與主塔的水平位移之間存在密切關(guān)系,主塔的縱向剛度對多塔自錨式懸索橋的豎向剛度影響較大.3)主纜在主跨的應(yīng)力分布為跨中較小,兩側(cè)較大;在邊跨的應(yīng)力分布為隨著高度的增加,逐漸增大,這一現(xiàn)象