大跨度鋼箱梁式架橋機施工狀態下的靜強度及穩定性能研究

謝瑾榮 周翠英 程 曄 杜左雷 莊毓瓊

（中山大學工學院，510275，廣州∥第一作者，碩士研究生）

架橋機在我國鐵路、公路以及城市道路等橋梁建設工程中已經得到了十分廣泛的應用。對于大跨度鋼箱梁式架橋機，因其結構以及施工階段的受力狀態的復雜性，局部區域內的應力集中問題成為了此類架橋機的設計中須高度重視的問題。在工程中為了最大限度減輕架橋機自重，其鋼箱梁腹板板厚往往較薄而且截面尺寸較大，局部區域內薄板可能產生屈曲，致使結構在該區域的受力狀況嚴重惡化，甚至在很小的面外擾動下也會使整個結構發生失穩破壞。因此對于大跨度鋼箱梁式架橋機，還必須把結構穩定性計算作為結構設計的主要控制條件之一。

對于架橋機靜強度分析所常用的方法有解析法和有限元法。由于架橋機結構的復雜性，在采用解析法分析時，薄板結構局部區域應力、變形規律難以得到，且計算常忽略細部構造帶來的影響，其分析結果不足以反映真實情況［1］。而有限元法計算結果不僅能反映整個結構的應力、變形規律，其優勢還在于能考慮多種作用的影響，能快速準確地得出各施工工況下的架橋機靜強度分析結果［2］。對于架橋機穩定性方面的研究常采用的方法有規范法、特征值屈曲分析法以及非線性屈曲分析法。其中規范法是指依據《鋼結構設計規范》、《鋼結構設計手冊》以及《起重機設計手冊》等規范手冊對架橋機構造尺寸進行驗算，保證其滿足穩定性設計要求。采用該方法無法探求架橋機可能出現的失穩形態，無法得到屈曲穩定安全系數［3］，往往不能滿足工程需要。而特征值屈曲分析法能夠得到結構的屈曲穩定系數及失穩模態，但該方法基于初始有限變形及線彈性假設，不考慮結構受載后的變形和幾何初始缺陷對平衡狀態的影響，只能用來預測一個理想線彈性結構的理論屈曲強度，研究表明［4－5］，由于初始缺陷及非線性的影響很多復雜的鋼結構都不是在其理論彈性屈曲強度處發生屈曲，與其預測結果存在較大差異。非線性屈曲分析法比特征值屈曲分析法更精確，而且考慮了初始缺陷、材料塑性、大變形響應等非線性特征［6－7］，另外通過弧長控制法還可以跟蹤結構的后屈曲行為并確定其極限承載力，該方法的穩定性分析結果更符合工程實際。

本文以西寶客運專線常興渭河特大橋TPZ／48鋼箱梁式架橋機施工工程為實例［8］，采用有限元分析法得到該型架橋機在各主要工況下的應力分布與變形規律，并采用非線性屈曲分析法對該結構的施工穩定性進行研究，得到了該結構的屈曲穩定安全系數及失穩模式，可為同類工程結構設計及穩定性分析提供參考依據。

1 工程概況

TPZ／48鋼箱梁式架橋機是武漢通聯路橋機械技術有限公司為西寶客運專線常興渭河特大橋引橋施工專門設計的架橋機。架橋機整體采用雙梁式結構，主梁為鋼箱梁，單箱截面尺寸為1.8m×5.9m，鋼板厚10～25mm，主梁總長65.8m；導梁為桁架結構，其中后導梁長為8m，前導梁總長30m。架橋機自重800t（包括支撐橫梁重100 t、天車重100t），所承受的施工荷載為1 600t。整體結構見圖1。

圖1 架橋機整體示意圖

主要施工工況有：工況Ⅰ，澆注狀態，架橋機結構全部由4個頂升油缸承載，4個油缸的相對位置為49.6m×12m，架橋機前部安裝2個導梁橫聯和一個主梁橫聯，尾部安裝2個橫聯；工況Ⅱ，最大前懸臂狀態，此時天車作為配重置于后部；工況Ⅲ，最大后懸臂狀態，此時天車作為配重置于前部；工況Ⅳ，縱向過孔狀態，按走行25m、35m、40m分別驗算。

2 有限元分析模型建立

本文采用ANSYS軟件，根據架橋機實際結構及尺寸進行整體建模。主梁采用shell43（塑性大應變殼）單元模擬，其中絕大部分網格為形狀規則的4節點四邊形單元，局部使用了退化的4節點三角形過渡單元；導梁、橫聯采用beam188（梁）單元；導軌采用solid45（實體）單元。經網格劃分，整個模型共有184266個單元，185250個節點（見圖2）。

圖2 架橋機有限元整體模型示意圖

鋼筋混凝土梁重以及天車重等效成面荷載施加在主梁上對應區域。主梁與導梁、主梁與后橫聯間的錨固部位采用耦合邊界條件模擬。主梁及導梁支撐采用簡支邊界條件。架橋機材料采用理想彈塑性材料，主要參數見表1。

表1 架橋機主要材料參數表

3 架橋機靜強度分析

以工況Ⅰ為例，架橋機處于澆注施工狀態，等效應力和位移的分布如圖3～圖8所示。

圖3 主梁Mises等效應力

圖4 主梁腹板Mises等效應力

圖5 錨固部位Mises等效應力

圖6 后導梁Mises等效應力

主梁部分最大Mises等效應力值為271MPa，位于主梁前支座附近的底部小隔板上，該處受到附近支座約束作用的影響，加上承受豎直向下的拉力，使該處產生局部應力集中；應力次大處發生在主梁支座靠近內側的縱向肋板與支座底面的交界處，應力達到226MPa，這是由于施工荷載的偏心作用引起；主梁內外及上下側腹板最大應力出現在主梁與后橫聯連接處，該處最大應力達到173MPa，主梁跨中腹板最大應力133MPa左右；主梁與導梁部分連接處最大應力約181MPa。導梁部分Mises應力最大值為105MPa，位于前導梁下弦桿根部；后導梁最大Mises應力為25MPa，位于下弦桿根部。在導梁上下弦桿變截面附近，也存在應力較大區域。后橫聯受壓，其最大應力為18MPa。

圖7 前導梁Mises等效應力

圖8 架橋機Y方向位移分布

圖8給出了架橋機在豎向（Y方向）的位移分布，整個結構最大豎向位移為－24mm，發生在主梁中部；前導梁最末端最大豎向位移－5mm。

其他工況下靜強度分析結果見表2。

表2 架橋機各工況下靜強度分析結果

4 架橋機屈曲穩定性能分析

本文在對架橋機屈曲穩定性能研究時，按非線性屈曲問題考慮。在非線性屈曲分析中，將特征值屈曲的形狀特征矢量乘以一個比例系數賦予架橋機幾何模型，作為初始缺陷施加給架橋機結構；為跟蹤結構的后屈曲行為，對模型施加2倍以上的特征值屈曲荷載，并打開大位移效應及應力剛化效應開關；加載方式采用位移控制的弧長法加載，按照B－R準則［6］如果結構在微小荷載增量下引起劇烈響應變化，則認為結構屈曲，可判斷結構已進入失穩狀態。

受篇幅限制，本文僅列出工況Ⅲ（最大后懸臂狀態）下的分析結果。經特征值屈曲分析，得知架橋機的特征值屈曲穩定安全系數為1.45，其屈曲失穩模態如圖9所示，圖中反映出架橋機的失穩發生在主梁跨中的底板及橫隔板處，屬于局部失穩。經過非線性屈曲分析，提取出架橋機結構扭曲變形處位移最大的節點作為失穩特征點，該點位于架橋機跨中底板處，與特征值屈曲失穩發生位置相同。繪制該特征點的荷載－位移歷程曲線如圖10所示，從圖中可看出，當自重荷載施加至2.51倍時，特征點處的荷載－位移曲線已出現水平段，根據B－R準則［6］，此時架橋機結構已發生屈曲失穩。因此得到架橋機在最大后懸臂狀態下的穩定安全系數為2.51，比特征值屈曲分析所得到的穩定安全系數提高了將近70%。架橋機結構發生非線性屈曲失穩時的及跨中的頂板、底板、內外腹板處的應力云圖見圖11。

圖9 架橋機特征值屈曲失穩模態

圖10 架橋機失穩處特征點的荷載－位移曲線

圖11 架橋機在極限荷載的Mise等效應力圖

5 加固建議

結合靜強度及屈曲穩定性分析的結果，對TPZ／48架橋機提出以下加固建議：

（1）澆注狀態下支座內側肋板根部容易產生應力集中，可適當增加支座肋板的厚度；主梁隔板與相鄰腹板之間應確保焊接質量，尤其是隔板左右底角處，因為架橋機縱移過程中的支撐反力使得隔板底角處產生顯著應力集中，此時隔板底角處與腹板之間的焊縫易被拉裂。

（2）主梁與導梁聯接處也是薄弱部位之一，計算顯示此處應力較大（最大266MPa），建議增大導梁在主梁上的錨固面積，也可增加主梁聯接處的腹板厚度。

（3）架橋機失穩發生在支座處以及跨中的底板、橫隔板、腹板等處，其穩定性受這些部位所控制，實際施工中宜增強局部剛度，加焊面外鋼板，提高穩定性。

6 結語

架橋機因其結構以及施工階段的受力狀態的復雜性，局部區域內的應力集中問題成為了架橋機設計中須高度重視的問題；在工程中為了最大限度減輕架橋機自重，其主體結構通常采用鋼箱梁式設計，而鋼箱梁腹板板厚往往較薄而且截面尺寸較大，這又給架橋機的實際應用帶來了屈曲穩定問題。

計算分析結果表明，有限元法可同時考慮多種因素的影響，能準確直觀地反映出架橋機在各施工階段下的應力狀態及其變形規律，與傳統的解析法相比更能滿足工程需要。非線性屈曲分析考慮了初始缺陷、材料塑性、大變形響應等非線性特征，通過弧長控制法還可以跟蹤結構的后屈曲行為，其分析結果更符合工程實際。另外，從工程實例還可看出，對于一個復雜的結構體而言，結構體局部發生了屈曲后荷載將會發生轉移，結構還可繼續承載。

［1］GB／T 50017—2003鋼結構設計規范［S］.

［2］狄謹，陳愛萍，戴鵬.滑動模架在連續梁橋施工中的有限元分析［J］.長安大學學報：自然科學版，2006，5（26）：48.

［3］范冬萍.JQ170架橋機總體穩定性分析［J］.山西建筑，2008，11（32）：340.

［4］張啟貴.架橋機箱型梁機臂屈曲穩定性分析［J］.建筑機械，2006（3）：87.

［5］胡建偉，盛寶安.客運專線架橋機主梁的局部穩定性分析［J］.工程機械，2005（9）：40.

［6］王英琳，許平.不銹鋼礦石專用敞車車體非線性屈曲分析［J］.鐵道車輛，2008，11（11）：4.

［7］李雪，李宏男，黃連壯.高壓輸電線路覆冰倒塔非線性屈曲分析［J］.振動與沖擊，2009，5（28）：111.

［8］程 曄，謝瑾榮，張樂親.TPZ／48鋼箱梁式架橋機施工狀態下屈曲穩定性研究［J］.中國鐵道科學，2012，33（1）：35.