某大跨度鋼箱連續梁支撐體系仿真優化分析

周細輝，黃 坤

（南昌市城市規劃設計研究總院，江西 南昌 330000）

0 引言

仿真分析是鋼箱梁設計計算最為有效的途徑[1-4]。但通過仿真分析準確把握鋼箱梁的受力特性是建立在一定條件基礎之上的，因此要求所建立的仿真分析模型必須能夠充分反映所分析結構的力學行為本質并盡可能逼近其實際受力狀態[5-6]。建立符合鋼箱梁受力實際的仿真分析模型是采用數值分析方法進行鋼箱梁力學特性研究的基礎和基本前提。數值模型不可能和實際結構完全一致，這一過程不可避免地存在近似和簡化。通過數值模型充分反映鋼箱梁的力學行為本質并盡可能逼近結構的實際受力狀態是仿真分析的關鍵和獲取結構真實受力狀況的基礎。

本文以一座跨海鋼箱連續梁大橋為研究對象，研究鋼箱梁仿真分析模型邊界條件的模擬方法，并輔以理論方法和鋼箱梁實際工作狀態對于所建立的模型及其分析結果進行對比分析，以期為今后大跨度鋼箱連續梁支撐體系的仿真優化分析提供參考[7-9]。

1 工程概況

研究對象為某跨海大橋其中一聯，此聯采用110 m+150 m+110 m的變截面連續鋼箱梁形式，材料均采Q345q。主梁采用帶翼板鋼箱梁，支點處梁高6.5 m，跨中等截面處梁高4.5 m，梁底高度變化為二次拋物線線型，等寬段的橋面寬33.1 m，橋型布置如圖1、圖2所示。梁段各板件厚度參數如表1所示。

圖1 橋型立面布置簡圖（單位：cm）

圖2 鋼箱梁標準斷面（單位：mm）

表1 構件尺寸參數

2 有限元模型

2.1 箱梁有限元模型的建立

采用ANSYS14.0軟件，建立了全橋的運營階段分析模型。模型的板件尺寸、板件厚度等參數均嚴格按照設計圖紙來模擬，有限元模型未考慮橋梁的縱坡和橫坡。

有限元模型單元均采用shell63殼單元進行模擬。shell63單元是ANSYS的典型板殼單元，既具有彎曲能力，又具有膜力，可以承受平面內荷載和法向荷載，可以考慮材料應力鋼化效應和結構大變形效應，適用于鋼箱梁三維仿真分析。該模型建立了整個橋梁的1/2結構，全橋運營階段模型共劃分為809 979個單元，節點總數為847 251，如圖3所示。

圖3 有限元模型示意圖

為了提高計算效率，對橫隔板上人孔、管道等進行了簡化，如圖4所示。

圖4 橫隔板幾何模型簡化

2.2 箱梁有限元模型邊界條件

運營階段全橋模型的邊界條件主要是支座約束，支座約束情況如圖5所示。由于建立的是一半結構，故在對稱面處施加沿順橋向的對稱約束。

圖5 全橋運營模型支座約束情況（單位：mm）

2.3 箱梁有限元模型荷載工況

對于全橋運營模型，其所受荷載有梁體自重作用、二期恒載作用、車輛荷載作用、溫度荷載作用、風荷載作用和支座沉降作用。其中：二期恒載的線集度為77 kN/m；支座沉降考慮橋梁的最不利效應，并根據工程經驗取支座沉降量為15 mm，沉降的橋墩為0#、2#墩，沉降量均為15 mm。

3 箱梁有限元計算分析

3.1 有限元模型邊界條件模擬方式

鋼箱梁邊界條件的模擬采用3種方式。

模擬方式A：未考慮支座剛度，未釋放支座轉動。按照設計約束體系對各個支座位置底板上的節點施加豎向、橫橋向或順橋向方向的約束。

模擬方式B：考慮支座剛度，未完全釋放支座轉動。據設計單位提供的支座剛度（如表2所列）對模型的支座約束條件進行了改善，改善的方式為：為支座底板上的所有節點添加單向豎向彈簧單元，彈簧單元的總剛度即為該處支座的剛度，然后將彈簧單元的另一個節點固結。

表2 各個支座豎向剛度表

模擬方式C：考慮支座剛度，完全釋放支座轉動。為支座底板上的所有節點添加單向豎向彈簧單元，但豎向彈簧單元的另一個節點與底板下方一主節點耦合，主節點上再設置單向豎向彈簧單元，從而完成轉角的完全釋放。

3.2 計算結果對比分析

分別對恒載工況下鋼箱梁關鍵部位特別是支座處主要板件的應力進行分析對比，如圖6、圖7所示。

圖6 橫隔板von Mises應力云圖（單位：kPa）

圖7 不同邊界條件模擬方式下的板件最大應力

在恒載工況下鋼箱連續梁豎向撓度（下撓）計算結果如表3所示。

表3 不同邊界條件模擬方式下的主梁最大撓度 mm

從計算結果來看，以方式A模擬鋼箱梁邊界條件底板的高應力區域主要集中在中跨支座附近。恒載工況下計算結果為：底板處最大Mises應力達到376 MPa，實腹式橫隔板最大Mises應力為400 MPa，中腹板最大Mises應力為345 MPa。結合已建成的鋼箱梁橋工程實例分析，這顯然無法準確模擬支座的實際約束情況，局部存在較大的計算失真。原因主要是此方式支座上底板上全部節點的相應平動自由度被限制，相應梁體的轉動自由度也被限制住，從而造成此處梁體無法轉動，故造成此處的高應力。

與方式A相比，以方式B模擬鋼箱梁邊界條件的模型計算結果得到了較大改善。仍以恒載工況為例：底板處最大Mises應力為180 MPa，實腹式橫隔板最大Mises應力為237 MPa，中腹板最大Mises應力為192 MPa。顯然，與方式A計算結果相比，其應力情況得到了很大改善，改善的主要原因在于設置了支座豎向剛度之后，在外力作用下，支座上各節點可以產生不同位移，從而體現出支座的轉動釋放。但進一步分析發現，其應力值仍然偏大，如其中實腹式橫隔板的最大Mises應力為237 MPa，經過對模型應力云圖的分析研究后發現在中跨支座處底板的應力并不連續，主要是由于其轉角并未完全釋放，所以應力值仍然偏大。

以方式C模擬鋼箱梁邊界條件，底板處最大Mises應力為116 MPa，實腹式橫隔板最大Mises應力為103 MPa，中腹板最大Mises應力為130 MPa。該結果相對于方式A、方式B的計算結果大為改善，且結合鋼箱梁歷史設計經驗可知，用方式C來模擬鋼箱梁邊界條件能夠更為準確地模擬結構的實際受力狀態。

4 結論

（1）在相同工況作用下，不同邊界條件模擬方式的鋼箱連續梁有限元模型計算結果存在顯著差異。邊界條件模擬方式的選擇在鋼箱連續梁有限元仿真分析中應結合歷史設計經驗和理論分析慎重選擇。

（2）在鋼箱連續梁的仿真分析中，考慮支座剛度、完全釋放支座轉動是十分必要的，它能夠更為準確地模擬鋼箱梁支座體系處結構的實際受力狀態。