大跨徑剛構連續梁橋懸臂施工階段抗風性能

鄭一峰,趙 群,暴 偉,李 壯,于笑非

(1.吉林大學 建設工程學院,長春130026;2.東北煉化工程有限公司,吉林省 吉林市132001;3.吉林省林業勘察設計研究院,長春130021)

0 引 言

大跨徑剛構連續梁橋多采用薄壁墩結構,懸臂澆筑法施工,具有大、輕、柔的特點,施工過程中要經歷體系轉換過程。懸臂施工過程中,風荷載對結構的作用效應比較敏感,特別是在最大雙懸臂狀態,風荷載成為橋梁結構上的支配性荷載[1]。當較強風速來臨時,對橋梁結構產生一定的升力、阻力以及扭矩,致使橋梁結構發生彎曲或扭轉振動,甚至導致橋梁墩底或主梁懸臂根部發生破壞而喪失使用功能。因此,大跨徑剛構連續梁橋施工階段必須進行抗風安全性分析。

目前,國內外規范[2-5]對橋梁懸臂施工階段抗風設計的內容做了比較詳細的規定。在橫橋向靜陣風荷載計算方面,中國、美國、日本、英國規范給出的公式形式基本上一樣,都考慮了風場因素、陣風風速、橋梁結構參數的影響。在結構慣性動力作用分析方面,中國、日本規范給出了較為詳細的計算方法及相應公式,而英國、美國在馳振和渦激共振等方面并未明確說明。同濟大學對風荷載的計算分析做了大量工作,并針對懸臂施工的橋梁給出了風荷載計算方法[6,7]。

由于風會對結構產生靜力和動力作用,計算分析復雜,本文結合長白山國際旅游度假區主跨160 m三跨剛構連續梁橋的施工監控工作,對各節段懸臂施工狀態進行風荷載作用效應分析,并驗算了短暫狀況結構的安全性。

1 風荷載計算理論

對于剛構連續梁橋來說,風荷載一般分為3個部分:平均風作用、脈動風的背景作用以及結構慣性動力作用。在各國橋梁抗風規范[2-5]中,通常將平均風作用與脈動風的背景作用合并到一起考慮,稱為靜陣風荷載。

1.1 靜陣風荷載

主梁上的靜陣風荷載可表示為:

式中:ρ為空氣密度;Vd為基準風速,與基本風速、高度及地面粗糙程度有關;CH為主梁的橫向力系數亦稱阻力系數;CV為主梁的豎向力系數;CM為主梁的扭轉力矩系數;B、H分別為主梁寬度和高度。

CH、CV、CM合稱為三分力系數,一般需由風洞試驗測得,也可采用計算流體力學方法模擬風場求得。

對于橋墩來說,風荷載計算同橋梁主梁阻力計算方法相似,可表示為:

式中:Vg為靜陣風風速,由基準高度處的風速乘以靜陣風系數求得;An為橋墩順風向投影面積。

1.2 結構慣性動力作用

結構慣性動力作用指結構抖振時所產生的慣性力,即抖振力。我國規范采用抖振反應譜計算方法,計算繁瑣且主要針對斜拉橋和懸索橋。對等長雙懸臂施工橋梁,現多采用劉志剛、陳艾榮提出的關于抖振力的實用計算方法[6]。

對于第i階振型,結構單位長度共振響應風荷載為:

式中:m(x)為質量分布函數;gRi為共振相應對應的峰值因子;σai(x)為第i階振型的加速度響應均方差。

式中:為平均風荷載;為紊流度,z0為地形粗糙高度;,φi(x)為第i階振型函數;對應于第i階陣型的廣義質量;為機械導納函數,是結構振動對荷載響應放大的物理表達;Su(n)為水平風譜,本文取為Simiu給出的沿高度變化的風譜,f＝nz/U,z為橋梁高度;σu為脈動風風速的根方差;為聯合接收函數,其表達式為:為橋梁截面的氣動導納,對于扁平截面一般近似取為Sears函數, 或偏保守地取為1。

在實際工程中,高階振型對結構的影響比較小,因此忽略一些次要的影響因素,主要考慮一階振型時風荷載對結構的影響,令:

2 懸臂結構短暫狀況風荷載分析

2.1 背景工程概況

長白山國際旅游度假區橋梁地處吉林省撫松縣松江河鎮。該地區年平均風速為2.9 m/s,年最大風速20 m/s,春夏盛行西南風,秋冬盛行西北風。橋梁地處嚴寒地區,冬季溫度較低。

橋梁全長409 m,主跨為90 m＋160 m＋90 m的三跨剛構連續梁橋。主橋斷面采用單箱單室截面,其中中支點梁高9.6 m,跨中和邊支點梁高3.2 m,頂板寬16.6 m,底板寬9.0 m。橋墩采用雙薄壁墩,高度26 m,寬度9 m,厚度2.6 m。主橋采用懸臂澆筑法施工。該橋是目前東北地區跨徑最大的剛構連續梁橋。

該橋于2013年4月開始施工主梁0號塊,之后在“T”構兩側逐段澆筑各節段,2013年11月施工至9號塊。經過5個月的冬休期,該橋于2014年4月復工,于2014年10月竣工?？⒐ず髮ζ溥M行了靜載檢測試驗,結果表明橋梁性能達到設計要求。

2.2 結構自振特性分析

采用Midas Civil軟件對橋梁結構懸臂施工全過程進行動力特性分析。模型采用平面桿單元模擬結構,最大懸臂狀態分散為52個單元,見圖1。結果表明,隨著懸臂長度增加,結構基頻呈現出逐漸減小的趨勢,表明結構剛度逐漸變小,從1號塊階段到最大懸臂狀態,結構基頻減小幅度為77.1%,據此僅對最大懸臂狀態下的結構進行分析即可。結構最大懸臂狀態下前5階結構基頻及變形形態見表1。

圖1 模型單元劃分圖Fig.1 Model cell partition graph

表1 最大懸臂狀態前5階自振頻率及變形形態Table 1 The first 5 order natural frequencies and deformation shapes of maximum cantilever state

2.3 靜陣風荷載計算分析

利用Midas FEA軟件CFD模塊模擬風場區域,計算結構最大懸臂狀態不同截面位置的風速分布從而得到三分力系數,進而求得靜陣風荷載。模型中參數取值如下:空氣密度為1.25 kg/m3;空氣黏性系數為1.8 N·s/m2;聲速為340 m/s;橋墩風速為32.77 m/s;主梁風速為36.96 m/s;瑞流強度為0.005;瑞流黏度比為0.1。其中,風速取基準風速,其他參數參照《公路橋梁抗風設計規范》(以下簡稱《抗風規范》)確定。

主梁的三分力計算中,以橋梁施工斷面為中心,建立矩形計算區域。流場區域大小取為模型特征長度的30倍。計算區域中來流方向左右面為遠場邊界,上下邊界為對稱邊界,與橋梁截面相鄰的邊界使用固壁邊界。在較小攻角范圍內,三分力系數變化并不大,故只對0°攻角作用下橋梁斷面進行分析。主梁各階段截面形式相似,現給出16號塊截面的流場繞流流線分布圖,見圖2。由圖可知,繞流流線在主梁的迎風面翼緣處發生分流,在箱梁截面頂底板及背風面產生渦流,當尾流距離主梁較遠時,流線又恢復正常。

圖2 0°攻角16號塊截面繞流流線Fig.2 Flow line of cross section of section 16 of 0 degree angle of attack

0°攻角時設計風速作用下主梁16號塊截面的流場風速分布見圖3。風速在主梁截面的影響下分布十分復雜,由于主梁的阻擋,在主梁截面頂底板表面及主梁背風面局部區域風速值較小,在距離主梁頂底板0.5倍梁高區域風速達到最大。

圖3 0°攻角順風向16號塊截面風速分布Fig.3 Wind speed distribution along wind direction to section 16 of 0 degree angle of attack

與主梁類似,對橋墩截面建立流場進行計算,得到其擾流流線及流場中的風速分布如圖4、圖5所示。

圖4 0°攻角橋墩截面繞流流線Fig.4 Flow line of cross section of bridge pier of 0 degree angle of attack

圖5 0°攻角順風向橋墩截面風速分布Fig.5 Wind speed distribution along the wind direction to bridge pier of 0 degree angle of attack

由圖4、圖5可見,由于雙薄壁墩截面的阻擋,風場流線發生改變,橋墩的背風面形成流動分離作用的漩渦;在雙薄壁墩之間流線基本不受橋墩的影響,風速值相對較大;由于橋墩截面的影響,橋墩背部風速值較小。

通過風速分布得到施工階段各截面三分力系數,根據式(1)(2)(3)(4)可求得靜陣風荷載。特征截面結果見表2。其中,主梁的阻力系數CH值與《抗風規范》提供的經驗公式計算取值基本一致。

表2 施工階段特征截面三分力系數及荷載Table 2 Construction phase characteristic section three component coefficient and load

由表2可知,主梁三分力系數以及相應荷載大小呈現從支點截面到懸臂端部逐漸減小的趨勢。

2.4 抖振力分析

采用式(17)計算抖振力。一階振型時主梁繞橋墩扭轉,一階基頻為0.456,在水平風荷載作用下,本橋一階振型函數[7]近似取為:

根據式(6)得到共振相應對應的峰值因子gR1為3.521,利用MATLAB對本橋懸臂質量分布進行擬合,得到質量分布函數m(x)表達式為:

由式(9)得:

橋梁風場信息見表3。

表3 依托工程風場參數Table 3 Engineering parameters of wind field

圖6 各懸臂段抖振力Fig.6 Shaking force of each cantilever segment

3 懸臂結構抗風安全分析

對依托工程最大懸臂狀態進行抗風分析,依據《抗風規范》規定,分析內容包括墩底及懸臂根部的風載內力及應力驗算。在最大懸臂狀態下,把靜陣風荷載與抖振力荷載相加,將總的風荷載產生的效應與結構自重產生的效應標準值進行組合,可以得到墩底及懸臂根部應力與內力值。

3.1 風荷載加載工況

根據抗風規范,并考慮受力最不利情況,分4種工況對依托工程進行抗風安全分析。

工況Ⅰ:對T型剛構左、右兩端施加對稱的風荷載(WR/WL＝1),雙薄壁墩也施加對稱風荷載,風荷載考慮阻力、升力、扭矩。

工況Ⅱ:考慮風向和風場分布的不均勻性,對T型剛構左、右兩端施加1∶0.5的同向風荷載(WR/WL＝0.5),雙薄壁墩也施加同樣比例的風荷載,風荷載考慮阻力、升力、扭矩。

工況Ⅲ:對T型剛構左右兩端施加對稱的風荷載(WR/WL＝1),雙薄壁墩也施加對稱風荷載,風荷載僅考慮橫風方向阻力作用。

工況Ⅳ:考慮風向和風場分布的不均勻性,對T型剛構左、右兩端施加1∶0.5的同向風荷載(WR/WL＝0.5),雙薄壁墩也施加同樣比例的風荷載,風荷載考慮橫風方向阻力作用。

3.2 懸臂根部抗風安全分析

(1)內力分析

懸臂根部內力結果見表4。

表4 最大懸臂狀態各工況荷載組合作用下懸臂根部內力Table 4 Internal force of cantilever under condition of maximum cantilever state

根據表4結果,結合靜陣風荷載、抖振力荷載單獨作用下主梁懸臂根部內力可以得出:風荷載主要引起懸臂根部剪力、扭矩及橫橋彎矩的作用,而對軸力及順橋彎矩的影響與恒載相比非常小,軸力及順橋彎矩主要由恒載引起。經計算本橋抗力大于風荷載產生的內力,故懸臂根部施工階段內力滿足規范要求。

(2)應力分析

取用主梁懸臂根部截面4個節點應力進行分析,計算結果見表5。

表5 最大懸臂狀態各工況荷載組合作用下懸臂根部應力Table 5 Cantilever root stress under condition of maximum cantilever state MPa

由表5可知,懸臂根部各節點受力均為壓應力,且頂板壓應力大于底板壓應力,在各工況荷載組合作用下,懸臂根部頂板壓應力最大值為12.497 MPa,底板壓應力最大值為8.182 MPa,壓應力值滿足短暫狀況應力驗算要求。

3.3 墩底抗風安全分析

(1)內力分析

根據《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》,求得墩底截面抗剪承載力Vu＝31248.1 k N,抗扭承載力Tu＝35840 k N·m。墩底截面內力結果見表6。

表6 最大懸臂狀態各工況荷載組合作用下橋墩墩底內力Table 6 Internal force of pier bottom under condition of maximum cantilever state

在橋墩底部的內力分析中,抗風分析主要關心風荷載作用引起的墩底剪力及扭矩的大小。由墩底內力計算結果可知,最大懸臂狀態風荷載引起的墩底最大剪力為2764.6 k N;風荷載引起的墩底最大扭矩為6147.2 k N·m,均小于截面抗力,橋墩內力處于安全狀態。

(2)應力分析

取用墩底截面4個節點應力進行分析,結果見表7。

表7 最大懸臂狀態各工況荷載組合作用下橋墩墩底應力Table 7 Pier stress at bottom of bridge under condition of maximum cantilever

在各工況荷載組合作用下,墩底各節點受力始終為壓應力,壓應力最大值為4.523 MPa,壓應力值滿足短暫狀況應力驗算要求。

4 結 論

(1)對各施工節段動力特性進行分析,隨著懸臂長度增加,結構基頻呈現出逐漸減小的趨勢,表明結構剛度逐漸變小,即最大懸臂狀態為橋梁抗風分析的最危險階段。

(2)采用計算流體力學方法分析箱型斷面靜力三分力系數,主梁的阻力系數CH值與《抗風規范》提供的經驗公式計算數值基本一致。驗證了計算流體力學方法模擬風場分析的可靠性。在缺乏風洞試驗的條件下,可以采用該方法進行截面流場分析。

(3)橋梁結構最大懸臂狀態下對主梁和橋墩進行抗風分析,計算結果表明,橋梁主梁和橋墩應力、承載能力和穩定性均通過驗算,施工過程中,抗風性能良好。

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