某浮塢泵站大跨鋼結(jié)構(gòu)引橋優(yōu)化方案淺析

【摘 要】以某跨度為54 m的浮塢泵站鋼引橋?yàn)檠芯繉?duì)象，針對(duì)原方案應(yīng)力及位移超限的問(wèn)題，提出了整體加強(qiáng)和局部加強(qiáng)兩種優(yōu)化方案；并基于ANSYS精細(xì)化有限元模型計(jì)算了新方案下結(jié)構(gòu)變形與力學(xué)響應(yīng)。結(jié)果表明：局部加強(qiáng)方案可使結(jié)構(gòu)峰值應(yīng)力和位移分別降低26.4%和39.7%，而用鋼量增幅較小，兼具經(jīng)濟(jì)性與安全性，予以采用。方案優(yōu)化后該橋在運(yùn)營(yíng)工況下的應(yīng)力與位移均滿足要求，可為大跨浮塢泵站鋼引橋的設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

【關(guān)鍵詞】浮塢泵站； 鋼引橋； 鋼結(jié)構(gòu)； 應(yīng)力； 位移； 方案

【中圖分類號(hào)】U442.5+4【文獻(xiàn)標(biāo)志碼】A

0 引言

傳統(tǒng)固定泵站在施工過(guò)程中會(huì)對(duì)環(huán)境產(chǎn)生較大影響，成本會(huì)隨著水位落差變大而增大，且取水含沙量高。為克服傳統(tǒng)固定泵站建造及使用時(shí)存在的缺點(diǎn)，一種能夠隨著水位漲落而上下浮動(dòng)的小型可移動(dòng)取水設(shè)施［1］—浮塢泵站逐漸發(fā)展起來(lái)。與固定泵站相比，浮塢泵站具有造價(jià)低、穩(wěn)定性高、建設(shè)周期短、管理方便、取水水質(zhì)好等優(yōu)點(diǎn)［2］，可作為固定式泵站的補(bǔ)充應(yīng)急措施，具有廣闊的應(yīng)用前景。浮塢泵站主要由躉船、水泵系統(tǒng)、搖臂、鋼引橋、供配電設(shè)備等構(gòu)件組成，其中鋼引橋作為躉船與陸域的連接設(shè)施，在實(shí)際工程中具有重要的作用：一方面鋼引橋通過(guò)裝有可拉、壓彈簧的球型支座與躉船相連接，可減輕躉船因風(fēng)、浪沖擊導(dǎo)致的離岸或攏岸移動(dòng)；另一方面，鋼引橋與岸邊連接處高于最高洪水位，因此引橋也可充當(dāng)交通橋梁，方便工作人員自由進(jìn)出。

雖然鋼引橋因其受力性能好，施工簡(jiǎn)單的特點(diǎn)，相比于預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土箱梁引橋應(yīng)用更為廣泛［3］，但是，大跨鋼引橋用材多，自重大，維護(hù)成本高，對(duì)泵船的穩(wěn)定性也存在一定的影響。為了提高泵船的穩(wěn)定性以及鋼引橋的經(jīng)濟(jì)性與安全性，需要對(duì)大跨鋼引橋的尺寸以及重量進(jìn)行優(yōu)化［4］。本文基于ANSYS通用有限元軟件，以某取水浮船54 m鋼結(jié)構(gòu)引橋?yàn)檠芯繉?duì)象，建立精細(xì)化鋼結(jié)構(gòu)引橋有限元計(jì)算模型。對(duì)原方案在運(yùn)營(yíng)荷載下應(yīng)力與位移超限的問(wèn)題分別提出了整體加強(qiáng)與局部加強(qiáng)兩個(gè)優(yōu)化方案，并對(duì)兩種優(yōu)化方案進(jìn)行對(duì)比分析，最后研究了最優(yōu)方案各構(gòu)件在自重和運(yùn)營(yíng)工況下應(yīng)力和位移分布規(guī)律。

1 工程概況（原方案）

重慶某浮塢泵站鋼結(jié)構(gòu)引橋總長(zhǎng)為54 m，結(jié)構(gòu)中部48 m區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)等高截面，其余兩側(cè)采用變截面形式。鋼結(jié)構(gòu)中部包含直徑為377 mm的圓形鋼管，圓鋼管中可運(yùn)輸水等液體，與其余鋼結(jié)構(gòu)共同承受荷載。鋼材等級(jí)均為Q235-A。鋼結(jié)構(gòu)引橋中部標(biāo)準(zhǔn)截面及端截面如圖1所示。中部標(biāo)準(zhǔn)截面寬862 mm，高1 212 mm，端截面寬496 mm，高706 mm，兩者具有相似性。頂板由厚10 mm和16 mm的鋼板組成，豎直側(cè)壁板厚度為10 mm，斜壁板厚度為12 mm，寬度較小的底板厚度為16 mm。鋼引橋中部標(biāo)準(zhǔn)截面段除端頭橫隔板間距為1.0 m外，中部其余區(qū)域橫隔板間距為2.0 m。鋼引橋每側(cè)變截面結(jié)構(gòu)長(zhǎng)度為3 m，變截面梁段橫隔板間距為0.5 m。該鋼引橋在兩側(cè)通過(guò)法蘭盤(pán)與其余結(jié)構(gòu)相連接，頂板上部安裝欄桿、鋼質(zhì)格柵、電纜槽等附屬結(jié)構(gòu)，如圖2所示。

2 鋼引橋精細(xì)化有限元模型

采用大型通用有限元軟件ANSYS建立了鋼引橋精細(xì)化殼單元模型，模型包含頂板、底板、側(cè)壁板、T肋腹板、圓鋼管、橫隔板等所有鋼板構(gòu)件。鋼結(jié)構(gòu)采用4節(jié)點(diǎn)殼單元SHELL63進(jìn)行模擬，每個(gè)節(jié)點(diǎn)具有6個(gè)自由度。為消除邊界條件的影響，在54 m鋼結(jié)構(gòu)引橋兩側(cè)各延伸出0.5 m的結(jié)構(gòu)，兩側(cè)的延伸結(jié)構(gòu)與端截面保持一致。對(duì)引橋模型進(jìn)行精細(xì)化網(wǎng)格劃分，單元尺寸設(shè)為30 mm，共劃分為462 257個(gè)單元，415 615個(gè)節(jié)點(diǎn)。鋼引橋精細(xì)化有限元模型見(jiàn)圖3。

在實(shí)際工程中，該鋼結(jié)構(gòu)引橋兩側(cè)均通過(guò)法蘭盤(pán)與其他結(jié)構(gòu)進(jìn)行連接，剛度較大。與簡(jiǎn)支約束相比，固結(jié)約束更符合實(shí)際情況，且更為不利，故本文有限元模型將引橋兩端的邊界條件設(shè)為固結(jié)，即約束兩側(cè)截面X、Y、Z三個(gè)方向的位移。

鋼材彈性模量取值為2.1×105 MPa，泊松比取為0.3，容重取為78 kN/m3。管道水重量通過(guò)節(jié)點(diǎn)荷載方式施加到圓鋼管中，每個(gè)節(jié)點(diǎn)施加1.58 N，38 577個(gè)節(jié)點(diǎn)共計(jì)施加51.9 kN。除鋼管中水的重量及鋼結(jié)構(gòu)自重外，二期恒載及活載均按照3 kN/m2進(jìn)行計(jì)算，通過(guò)面荷載方式施加到鋼結(jié)構(gòu)引橋頂板上。由于該鋼引橋跨度較大，高跨比較小，本文分別分析了自重作用工況和運(yùn)營(yíng)工況（即橋梁實(shí)際工作時(shí)的最不利工況）下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)情況。其中，運(yùn)營(yíng)工況荷載包含自重、橋面附屬設(shè)施、行人荷載以及水的質(zhì)量。

3 優(yōu)化方案

對(duì)原設(shè)計(jì)方案進(jìn)行計(jì)算后發(fā)現(xiàn)，鋼引橋在運(yùn)營(yíng)工況下的最不利應(yīng)力已達(dá)到389.3 MPa，遠(yuǎn)大于容許應(yīng)力215 MPa，且超過(guò)屈服強(qiáng)度235 MPa；最大豎向位移達(dá)到227.3 mm，撓跨比僅為1/237，無(wú)法滿足運(yùn)營(yíng)要求。為對(duì)原結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，提出以下整體加強(qiáng)與局部加強(qiáng)兩個(gè)方案，并對(duì)比分析以確定最優(yōu)方案。

3.1 整體加強(qiáng)方案

由于原結(jié)構(gòu)在運(yùn)營(yíng)工況下的應(yīng)力及撓度均較大，可采取加大截面面積和提高鋼材等級(jí)的方法來(lái)增大截面剛度。經(jīng)過(guò)試算，整體加強(qiáng)方案為將原截面幾何尺寸擴(kuò)大1.2倍（輸水管直徑不變），同時(shí)將鋼材能級(jí)提高到Q345。

3.2 局部加強(qiáng)方案

原方案計(jì)算結(jié)果表明，結(jié)構(gòu)中部49 m范圍內(nèi)整體應(yīng)力較小，而結(jié)構(gòu)兩端應(yīng)力較大。為了能夠在優(yōu)化結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布的同時(shí)提高方案的經(jīng)濟(jì)性，可保持結(jié)構(gòu)中部材料等級(jí)及截面幾何尺寸不變，采用設(shè)置構(gòu)造措施、增大變截面面積、提高材料等級(jí)等方式來(lái)對(duì)變截面段進(jìn)行局部加強(qiáng)。在兩側(cè)變截面位置增設(shè)豎向加勁肋可以達(dá)到提高截面剛度的目的，但變截面段的截面面積較小，板件之間不易連接。并且，標(biāo)準(zhǔn)截面和變截面之間增設(shè)加勁肋會(huì)造成交界面幾何不連續(xù)，應(yīng)力集中明顯。因此，局部加強(qiáng)方案可通過(guò)將變截面幾何尺寸提高到原尺寸的1.2倍（輸水管直徑不變），并增大板件厚度的方式，從而達(dá)到增大變截面剛度但不影響幾何連續(xù)性的目的。

3.3 方案對(duì)比

計(jì)算整體加強(qiáng)方案（方案一）與局部加強(qiáng)方案（方案二）在運(yùn)營(yíng)工況下結(jié)構(gòu)響應(yīng)，各方案最不利應(yīng)力與變形值對(duì)比如表1所示。方案一最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)在結(jié)構(gòu)兩端，為307.4 MPa，而結(jié)構(gòu)中部應(yīng)力不大；最大撓度為181.2 mm，撓跨比為1/300。由計(jì)算結(jié)果可知，方案一的截面最不利應(yīng)力雖低于Q345鋼材屈服強(qiáng)度，但最不利應(yīng)力和最大豎向位移相比原結(jié)構(gòu)均僅減少了20%左右，而結(jié)構(gòu)自重卻為原設(shè)計(jì)方案的1.728倍，優(yōu)化效果并不明顯。而方案二結(jié)構(gòu)最不利應(yīng)力和最大豎向變形都明顯減小，而鋼材增幅較小。綜合上述分析，方案一和方案二均理論上可行，但方案二優(yōu)化效率更高，因此決定采用后者。該方案結(jié)構(gòu)末端截面尺寸及板厚如圖4所示。

4 推薦方案結(jié)果分析

4.1 應(yīng)力結(jié)果

為進(jìn)一步分析局部加強(qiáng)方案的優(yōu)化效果，計(jì)算得到方案二各構(gòu)件在自重作用下和運(yùn)營(yíng)工況下的最不利應(yīng)力值，如表2所示。

4.1.1 頂板

頂板包含T肋翼緣，跨中標(biāo)準(zhǔn)截面頂板厚16 mm，兩側(cè)變截面頂板厚24 mm。頂板在自重工況下縱橋向最大壓應(yīng)力為120.2 MPa，最大拉應(yīng)力為48.3 MPa，在運(yùn)營(yíng)工況下縱橋

向最大壓應(yīng)力為225.1 MPa，最大拉應(yīng)力為91.2 MPa，較自重工況下增加了90%左右。由于運(yùn)營(yíng)工況下結(jié)構(gòu)應(yīng)力遠(yuǎn)大于自重工況，下文重點(diǎn)分析運(yùn)營(yíng)工況下結(jié)構(gòu)的受力情況。運(yùn)營(yíng)工況下頂板第一主應(yīng)力范圍為0～226.5 MPa，第三主應(yīng)力范圍為-91.2～0.1 MPa，最大Mises應(yīng)力達(dá)248.8 MPa，略大于容許應(yīng)力值。結(jié)果表明，在運(yùn)營(yíng)工況下，頂板以受縱向應(yīng)力為主，其中，變截面段以受拉為主，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在結(jié)構(gòu)兩側(cè)與法蘭盤(pán)連接部位；結(jié)構(gòu)中部48 m范圍內(nèi)以受壓為主，最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在跨中，均小于容許應(yīng)力值。

4.1.2 底板

底板為倒T肋翼緣，跨中標(biāo)準(zhǔn)截面翼緣厚16 mm，兩側(cè)變截面翼緣厚28mm。底板在運(yùn)營(yíng)工況下縱橋向最大壓應(yīng)力為116.1 MPa，最大拉應(yīng)力為114.1 MPa；第一主應(yīng)力范圍為0～116.1 MPa，第三主應(yīng)力范圍為-114.1～0 MPa，最大Mises應(yīng)力達(dá)114.7 MPa。結(jié)果表明，底板以受縱向應(yīng)力為主，整體受力較小，結(jié)構(gòu)中部大部分區(qū)域以受拉為主，最大拉應(yīng)力發(fā)生在跨中；結(jié)構(gòu)兩端變截面段以受壓為主，最大壓應(yīng)力發(fā)生在結(jié)構(gòu)兩側(cè)與法蘭盤(pán)連接部位，均小于容許應(yīng)力值。

4.1.3 側(cè)壁板

側(cè)壁板包含兩側(cè)上部的豎向壁板和下部的斜壁板，側(cè)壁板厚度為28 mm。側(cè)壁板在運(yùn)營(yíng)作用下縱橋向最大壓應(yīng)力為224.2 MPa，最大拉應(yīng)力為283.4 MPa；第一主應(yīng)力范圍為-0.1～224.8 MPa，第三主應(yīng)力范圍為-285.3～0.1 MPa，最大Mises應(yīng)力達(dá)286.4 MPa，大于容許應(yīng)力；最大豎向剪應(yīng)力僅為22.7 MPa，發(fā)生在結(jié)構(gòu)端部。結(jié)果表明，側(cè)壁板以受縱向應(yīng)力為主，大部分區(qū)域應(yīng)力較小，但在鋼結(jié)構(gòu)與法蘭盤(pán)連接部位存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，最大拉應(yīng)力和最大壓應(yīng)力均出現(xiàn)此處，最大拉應(yīng)力已超過(guò)鋼材容許應(yīng)力，但仍小于屈服強(qiáng)度，可認(rèn)為滿足要求。

4.1.4 T肋腹板

T肋腹板包含圓鋼管左右兩側(cè)和上下側(cè)共4條T肋的腹板，其中，水平T肋腹板厚度為16 mm，豎向T肋腹板厚度為28 mm。T肋腹板在運(yùn)營(yíng)工況下縱橋向最大壓應(yīng)力為229 MPa，最大拉應(yīng)力為184.2 MPa；第一主應(yīng)力介于0～184.2 MPa之間，第三主應(yīng)力介于-229.1～0 MPa之間，最大Mises應(yīng)力達(dá)217.7 MPa，最大豎向剪應(yīng)力僅為13.5 MPa，發(fā)生在結(jié)構(gòu)端部。結(jié)果表明，T肋腹板以受縱向應(yīng)力為主，最大拉應(yīng)力和最大壓應(yīng)力均出現(xiàn)在與法蘭盤(pán)連接部位，均小于容許應(yīng)力。

4.1.5 圓鋼管

圓鋼管外直徑為377 mm，壁厚12 mm。圓鋼管在運(yùn)營(yíng)工況下縱橋向最大壓應(yīng)力為100.8 MPa，最大拉應(yīng)力為109.7 MPa，均出現(xiàn)在法蘭盤(pán)連接部位；第一主應(yīng)力介于-0.2 MPa～111.2 MPa之間，第三主應(yīng)力介于-101.5 MPa～0.2 MPa之間，最大Mises應(yīng)力達(dá)103.5 MPa，最大豎向剪應(yīng)力僅為20.1 MPa。結(jié)果表明，鋼管由于受到水的均布荷載作用，整體受力較為均勻，應(yīng)力均小于容許應(yīng)力。

4.1.6 橫隔板

上部橫隔板厚度為8 mm，下部橫隔板厚度為12 mm。橫隔板在運(yùn)營(yíng)工況作用下第一主應(yīng)力范圍為0～39.2 MPa，第三主應(yīng)力范圍為-57.1～0 MPa，最大Mises應(yīng)力達(dá)52.9 MPa。結(jié)果表明，橫隔板整體應(yīng)力水平較小，最大拉應(yīng)力和最大壓應(yīng)力均出現(xiàn)在兩側(cè)變截面區(qū)段，但均小于容許應(yīng)力。

計(jì)算結(jié)果表明，采用局部加強(qiáng)方案后結(jié)構(gòu)在運(yùn)營(yíng)工況下最不利應(yīng)力出現(xiàn)在側(cè)壁板兩端，達(dá)286.4 MPa。與原方案相比，峰值應(yīng)力降低了約26.4%。側(cè)壁板和頂板最大Mises應(yīng)力雖略高于Q345鋼材容許應(yīng)力275 MPa，但遠(yuǎn)低于屈服強(qiáng)度。各構(gòu)件的最不利應(yīng)力均位于法蘭盤(pán)連接附近，但實(shí)際結(jié)構(gòu)需要在法蘭盤(pán)周圍設(shè)置局部加強(qiáng)措施，因此應(yīng)力峰值會(huì)進(jìn)一步降低。綜上，局部加強(qiáng)方案優(yōu)化后結(jié)構(gòu)應(yīng)力滿足要求。

4.2 變形結(jié)果

根據(jù)方案二計(jì)算得到鋼結(jié)構(gòu)在自重作用和運(yùn)營(yíng)工況下的最不利變形值，如表3所示。運(yùn)營(yíng)工況下結(jié)構(gòu)豎向變形和縱橋向變形情況見(jiàn)圖5。在運(yùn)營(yíng)工況下，結(jié)構(gòu)最大豎向撓度為137.1 mm，撓跨比為1/394；縱橋向最大變形為4.9 mm。自重作用和運(yùn)營(yíng)工況下結(jié)構(gòu)變形形狀相似，最大豎向位移均發(fā)生在跨中處，最大縱向位移則發(fā)生在距離結(jié)構(gòu)兩端6m處。與原方案相比，運(yùn)營(yíng)工況下結(jié)構(gòu)跨中豎向位移降低了40%左右，優(yōu)化效果顯著；但撓跨比較大，接近1/400，可以通過(guò)設(shè)置預(yù)拱度的方式以進(jìn)一步降低撓跨比。

5 結(jié)論及建議

（1）對(duì)該鋼引橋提出了2種優(yōu)化方案，經(jīng)充分對(duì)比分析后，選用兼具安全性與經(jīng)濟(jì)性的局部加強(qiáng)方案對(duì)原方案進(jìn)行優(yōu)化。

（2）局部加強(qiáng)方案為將變截面段幾何尺寸擴(kuò)大1.2倍，并將其材料等級(jí)提升為Q345，結(jié)構(gòu)中跨標(biāo)準(zhǔn)段截面和板厚參數(shù)與原設(shè)計(jì)保持一致。方案優(yōu)化后，鋼結(jié)構(gòu)在運(yùn)營(yíng)工況下最大應(yīng)力為286.4 MPa，跨中最大豎向撓度為137.1 mm。與原方案相比，結(jié)構(gòu)峰值應(yīng)力和最大豎向位移分別降低了26.4%和39.7%，而用鋼量增幅較小，優(yōu)化效果較好。

（3）無(wú)論選用哪種方案，結(jié)構(gòu)兩側(cè)法蘭盤(pán)連接區(qū)域拉應(yīng)力和壓應(yīng)力均較大。故實(shí)際工程中需要在結(jié)構(gòu)與法蘭盤(pán)連接區(qū)域采取進(jìn)一步局部加強(qiáng)措施，加強(qiáng)區(qū)域建議大于2.0 m。

（4）由于跨度較大，結(jié)構(gòu)自重產(chǎn)生的變形效應(yīng)較為明顯，超過(guò)運(yùn)營(yíng)工況下結(jié)構(gòu)變形的50%。結(jié)構(gòu)在運(yùn)營(yíng)工況下的撓跨比也較大，接近1/400，可通過(guò)設(shè)置預(yù)拱度以抵消部分豎向變形。

（5）由于該橋跨度較大，需關(guān)注結(jié)構(gòu)構(gòu)件的穩(wěn)定性，防止局部失穩(wěn)。

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［作者簡(jiǎn)介］陳萱穎（1997—），女，碩士，從事橋梁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)理論研究工作。