桥梁施工用组合钢塔结构分析与研究

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1、桥梁施工用组合钢塔结构桥梁施工用组合钢塔结构分析与研究分析与研究论文纲要第一章 绪论第二章 组合式钢塔设计方案拟定与计算模型 第三章 施工索塔结构非线性分析理论 第四章 索塔整体结构受力分析第五章 索塔局部节点有限元分析 结论第一章 绪论 1.1选题背景 桥梁为跨越结构物，施工过程比起成桥使用期来说虽然时间短暂，但对复杂结构而言，施工过程的结构行为并不一定比成桥后的简单。桥梁施工技术是桥技术的重要组成部分，而且往往成为关键技术。 大跨度拱桥的无支架施工，多采用斜拉扣挂法。国内，跨度在350m550m的巫山长江大桥、菜园坝长江大桥、南宁永和大桥、卢浦大桥等均采用该法建成。随着拱桥跨径的增大，吊装

2、的节段重量相应增加。同时，吊装高度也相应加大，施工过程中缆索吊装系统（包括主索塔）和扣挂系统（包括扣索塔）受载复杂，施工方法对结构的强度、刚度及稳定性提出了很高的要求。同时，由于临时索塔的杆件和节点众多，计算复杂，且有非线性表现，至今没有专用的计算分析软件。在施工中，施工技术人员若只凭经验用简单验算来设计，则会导致桥梁施工中存在着相当大的事故隐患。对南宁大桥缆索吊装斜拉扣挂过程中的临时施工索塔进行全面的强度、刚度和稳定性计算及研究很有必要性。 1.2钢管混凝土（钢箱）拱桥施工方法简介主要有支架施工法、斜拉悬臂法、转体法、缆索吊挂法、大节段吊装法等施工方法。对国内跨径超过100m的钢管混凝土拱桥

3、施工方法的统计见下表 施工方法斜拉悬臂转体支架其他小计拱支桥上承式531110有推力中承式394346飞鸟式1143119下承式钢架系杆拱913114小计641210389拱梁组合体系426113其他431320合计7217294122由上表和图可见，钢管混凝土拱桥中最常用的架设方法是斜拉悬臂法，其次是转体法和支架法。对于拱支桥来说，采用斜拉悬臂法的占了72 。图？架设方法与跨径的关系 1 1.3 3 斜拉悬臂缆索吊装体系简介 斜拉悬臂缆索吊装施工体系包括缆索吊装系统、斜拉扣挂系统、索塔、稳定风缆系统和锚碇五部分。斜拉悬臂缆索吊装法施工总体布置示意见下图1.4 斜拉悬臂缆索吊装施工用索塔 索塔

4、形式多样，受载复杂，是斜拉扣挂缆索吊装系统中的关键施工设备。索塔的安全决定着桥梁施工的成败，同时，索塔的经济与否又决定着施工工程造价的高低。下面就索塔布置形式、索塔底部固定方式、吊扣一体化索塔吊塔与扣塔的连接方式、索塔拼装杆件的类型等方面讨论索塔。索塔布置形式 吊扣塔分离式 、吊扣塔一体式。东莞水道大桥吊扣分离式索塔 菜园坝长江大桥索塔照片 巫山长江大桥索塔照片 吊扣分离式索塔的优点在于缆索系统和扣索系统独立工作，互不干扰，有利于合龙稳定与拱轴线调整，其缺点在于构造功能基本相同的两组索塔，大大增加了设备的投入和工程量，增大了工程造价，延长了施工周期，且对施工场地有要求。吊扣一体化索塔的优点在于

5、节省材料，经济优势显著。此外，吊扣一体索塔还能缩短安装工期，降低对现场环境的要求。其缺点在于缆索系统和扣索系统相互干扰，增加了施工控制的难度。索塔底部固定方式 两种方式可拱选择：铰支和固定 。 塔底理想铰接形式，其优点是索塔的每肢立柱受力均匀，但容易产生过大的塔顶偏移，并且塔底铰的费钢量很大； 塔底固接方式，优点是底部用钢量小且稳定，其缺点是索塔根部容易产生过大的弯矩，导致每肢立柱受力不均匀。 图1.7 扣塔底部固定方式 图1.8塔铰钢箱梁构造 吊扣一体化索塔吊塔与扣塔的连接方式吊塔与扣塔铰接 、吊塔与扣塔刚接、吊塔扣塔作为一个整体索塔设计。 图1.9 吊塔与扣塔铰接的结构形式 图1.10吊塔

6、铰脚示意图 吊塔与扣塔铰接的方式，使吊塔在理论上传递极少的水平推力给扣塔，只是微小增加扣塔的竖向位移，最大限度地减少吊塔对扣塔的变位影响，不会增加拱肋线型的调整难度，确保整个系统安全运行。 国内的菜园坝大桥、巫山长江大桥、茅草街大桥等施工索塔均采用吊塔与扣塔铰接的方式。索塔拼装杆件的类型 索塔按所采用的材料可分为木质索塔和钢索塔；钢索塔塔身一般采用万能杆件、六四式军用梁、贝雷架组拼 。 桥梁施工常备式构件的优点是自重轻，搬运、安装、拆卸均很方便，可多次反复使用，经济效果好 。其缺点也是显而易见的，当索塔高度、宽度和作用在索塔上的荷载较大时，会造成用钢量剧增、自重增大、承载力不足、拼装作业繁重等

7、不利问题。 因此，在设计桥梁施工用索塔时，如果有目的的使用空心钢管、型钢和万能杆件等构件进行组合，则可以充分发挥钢管轴向承载力大、结构简单、安装方便等优点。 国内的南宁永和大桥、重庆巫山长江大桥的施工用吊扣一体化索塔均采用钢管、型钢和万能杆件组合而成。 对国内斜拉悬臂缆索吊装施工用索塔的统计分析 由论文第9页表1.2可知，施工索塔结构布置形式多样，拼接杆件多样，索塔尺寸不一，最大吊重亦不同。其中重庆菜园坝长江大桥施工索塔在高度152m、最大起吊重量4200kN方面是目前大跨度桥梁重力吊装体系中的最高指标。而南宁大桥施工索塔在宽度109m、横梁跨中载重（竖向力约7000kN，水平力约1000kN

8、）方面是目前国内同类索塔的最高指标，在索塔高度（138m）、最大载重（2500kN）方面也居于前列水平。 1.5空心钢管在桥梁施工中的应用 空心钢管的优点：体型好，受风力小，回转半径大，且各向同性空心。在施工中还有轴向承载力大、结构简单、安装方便等优点。 空心钢管广泛应用于桥梁各种施工方法中的临时设施中 ，例如少支架架设中的临时墩，转体施工法中索塔，斜拉扣挂缆索吊装中的索塔，三大段吊装法中提升塔，本论文中均有举例。空心钢管还可作为临时支架应用于斜拉桥施工中，例如在世界第一高桥法国米约(Millau)高架桥顶推架设中，各墩间的临时支架用的就是钢管桁架，截面尺寸12m12m，高可达270m。国内的

9、苏通大桥架设过程中所用的临时墩采用的也是钢管桁架。空心钢管的应用前景钢管混凝土桁架结构 与空心钢管桁架结构 在受力性能方面前者优于后者，而在施工安全方便、经济等方面后者优于前者工程实例 巫山长江大桥、丫髻沙大桥的施工塔架均采用的钢管混凝土桁架结构 。南宁永和大桥施工索塔、广州新光大桥提升塔架等许多施工用索塔均采用空心钢管拼装 。前景 只要对结构的整体杆件及局部节点进行详细的受力计算，在确保安全的条件下，是完全可用使用空心钢管的。法国米约高架桥架设过程第二章 组合式钢塔设计方案拟定与计算模型 2.1工程概况2.1.1主桥概况 南宁大桥工程采用双向六车道、城市主干路级标准，工程全长1315米，其中

10、主桥长300.5米，引桥长434米，引道长580米，桥宽、路基宽度35米。南宁大桥主桥采用300米跨径曲线梁非对称外倾拱桥（非对称肋拱桥），两岸引桥采用预应力混凝土连续箱梁，分别上跨两岸滨江路 。2.1.2主桥上部结构吊装施工过程总体施工方案：“先拱后梁、以拱承梁，钢肋拱通过斜拉扣挂悬臂拼装” 拱肋架设采用“缆索吊机吊装，斜拉扣挂”方案 ；主梁架设采用“缆索吊机吊装，拱肋支承”方案 。2.1.3南宁大桥施工用缆索吊机介绍 每条拱肋共分为15个吊装节段，节段最小吊重121.6t，最大吊重218.0t。全桥钢箱梁分为30个吊装节段，阶段最小吊重119.3t，最大吊重136.6t。 缆索吊机主跨采用

11、L452m，北岸上游边跨L1240m，北岸下游边跨L2264m，南岸边跨L3280m。全桥架设4组主索道，上下游各两组，每组主索道设计净起吊能力110t，各采用2组缆索吊机对东、西侧钢拱肋进行抬吊、采用内侧2组缆索吊机对钢箱梁进行抬吊 。 由于两条拱肋向外倾斜，拱脚到跨中两拱肋间距不断增大，两钢箱拱中心线之间最大距离可达92.577m，因此主吊点必须可以横向移动才能满足拱肋吊装的要求。在钢拱肋吊装时，西侧2组索道最大横移距离为16.66m，东侧2组索道最大横移距离为14.39m。钢箱梁吊装时，西侧索道从拱肋8#节段位置横移38.89m，东侧索道从拱肋8#节段位置横移29.54m 。 2.2组合

12、式钢索塔结构拟定2.2.1索塔结构设计依据2.2.2索塔结构设计原则满足设计文件指导性施工组织设计中对扣塔结构承载和纵向结构尺寸 的基本 要求以及箱型梁节段吊装内净空的要求；满足缆索起重机最大吊装250t的要求；满足索塔结构构件制造、运输、安装、拆卸的施工作业要求；满足索塔构件能够重复利用，工程造价低的要求。 2.2.4索塔结构设计介绍 青山岸索塔总高128m，横桥向总宽109.16m，顺桥向塔底总宽18.52m，塔顶总宽6m；蟠龙新城岸索塔总高138m，横桥向总宽109.16m，顺桥向塔底总宽19.82m，塔顶总宽6m。两索塔门式内净空65.08m。青山岸索塔总重1795t，蟠龙新城岸索塔总

13、重1858t。 索塔采用组合式钢塔结构，主要由下部空心钢管结构、上部H型钢扣塔、中间万能杆件横梁、对拉锚梁、塔顶分配梁等部分组成 。 2.2.3索塔结构设计的关键和难点索鞍最大横移距离可达38.89m 。吊装钢箱梁时有强大的缆索吊装力（竖向力约7000kN，水平力约1000kN）作用在65m横梁的中部。外倾式的拱肋使得锚梁在索塔上的分布极为分散 以上特点决定了该索塔的受力与常规的索塔完全不同。如何设计横梁，如何考虑横梁与两侧塔柱的联系，以及扣锚索系统对索塔的影响等成为了该索塔设计的难点。图2.5 青山岸索塔结构示意图2.3作用在索塔上的荷载研究2.3.1索塔结构受力特点竖向荷载：塔自重1740

14、018000kN（约130136kN/m）扣锚索竖向分力18800kN缆索起重机竖向分力7000kN缆风索竖向分力2400kN总计45600kN，折算单管平均受力约3800kN水平荷载：缆索起重机水平分力1100kN风荷载：顺桥向风荷载2320kN，约200kg/m2横桥向风荷载810kN，约260kg/m22.3.2结构自重2.3.3吊装荷载2.3.4扣索、锚索、缆风索索力 拱肋安装过程的总体控制目标是“在拱肋合龙时使拱肋各节点达到设计理论轴线”，即当拱肋合龙后，松扣索及锚索前，各节点Y向和Z向位移达到设计理论轴线，或误差很小。 为了简化施工，避免频繁调节锚索及扣索索力，在施工过程中采取仅张

15、拉当前扣锚索的原则，在拱肋合龙的前一阶段调节全部锚索及扣索索力，使拱肋各节点达到设计理论轴线。根据以上原则，优化锚索、扣索、横向对拉索及侧向风缆索力。 2.3.5风荷载 由于临时施工用组合式钢塔结构的结构体型不同于各种规范中列举的取值体型，确定其体型系数成为风荷载计算中的难点。经过综合比较各规范，最后采用建筑结构荷载规范（GB 50009-2001）作为风荷载计算的依据。2.4有限元模型研究2.4.1索塔节点的处理空间桁架模型 空间刚架模型 混合单元模型 南宁大桥施工索塔的空心钢管、H型钢立柱按梁单元处理 ；连接系杆件也按梁单元处理 ；跨中、塔顶万能杆件按空间杆单元处理。 南宁大桥施工索塔整体

16、模型分析中，空心钢管、H型钢柱、柱间的槽钢连接系、拱肋、肋间横梁采用beam44建立，跨中、塔顶万能杆件采用link8建立，前扣索、后锚索、压塔索、缆风采用link10建立。 塔脚节点按固接处理，索单元在跨中、拱肋和地垄处的节点也按固接处理，跨中拱肋节点按对称约束处理。第三章施工索塔结构非线性分析理论 3.1引言吊扣一体化索塔这种结构高度大，截面小，柔度大，且承受较大的轴向压力与水平力。结构具有很强的非线性效应。不但索的受力和变形关系表现出非线性，而且门架柱杆身在大的起吊荷载作用也存在明显的P效应。故采用考虑几何非线性的有限元方法对其进行整体受载分析。在对局部节点有限元分析时，考虑到具体的细节

17、构造，在设计荷载下微小的局部区域难免会出现应力集中现象，应力可能会超过屈服点，此外，在极限荷载下我们也需要观察节点塑性区的发展情况。同时，法兰分析有其特殊性，要考虑到法兰接头各元件间的非线性相互作用（上下盘面、盘面与螺栓等）。因此，在对空心管标准法兰和异形承压法兰节点分析时，考虑了材料非线性和接触非线性。在对有节点板连接空心钢管节点分析时，考虑了几何非线性和材料非线性。3.2几何非线性有限元基本理论 3.2.1总体拉格朗日列式法(T.L) 3.2.2更新的拉格朗日列式法（U.L）3.3材料非线性有限元基本理论 3.3.1屈服准则 3.3.2流动准则 3.3.3强化准则 3.3.4 ANSYS材

18、料模型 采用双线性等向强化模型来表示钢材的应力一应变曲线，曲线包括两个斜率:弹性斜率(E)和塑性斜率(ET)。 图3.4 Q235B钢材料应力-应变曲线 图3.5 6.8级螺栓材料应力应变曲线3.4接触非线性问题介绍 3.4.1接触问题概述 3.4.2接触问题分类 3.4.3接触问题求解过程 3.4.4 Ansys接触分析功能3.5斜拉索几何非线性处理方法 由于斜拉索存在有一定的自重垂度，在拉力的作用下，其两端发生相对运动而变形，使斜拉索内力与变形关系是非线性的。考虑这种非线性影响的一种办法（还可以用多段直杆法、曲线索单元法等）是把斜拉索视为与它的弦长等长度的桁架直杆，并引入Ernst公式来修

19、正其材料弹性模量。其中：Lx 斜拉索的水平投影长度；Eo 垂直索的弹性模量；w 钢索单位长度的重力；A 钢索中钢丝的横截面面积； 钢索中的应力。3.6非线性有限元方程的求解方法 求解非线性方程的基本思想，是把非线性方程逐步线性化，通过迭代使其逼近真实解。常用的几种方法：直接法，增量法，迭代法和弧长法。3.6.1直接求解法3.6.2增量法3.6.3迭代法3.6.4弧长法3.6.5收敛准则第四章 索塔整体结构受力分析 4.2施工阶段划分 根据全桥施工流程，有限元模型的共划分为46个施工阶段，具体施工阶段划分见P50 表4.1 。计算时分4种受载状态对索塔受力进行计算： 1、吊装钢拱肋阶段索塔各杆件

20、的受力状况，不考虑风荷载作用。2、张拉扣索阶段索塔各杆件的受力状况，不考虑风荷载作用。3、吊装钢箱梁阶段索塔各杆件的受力状况，不考虑风荷载作用。4、考虑风荷载作用的不利影响，选取钢箱拱肋最大悬臂阶段102、104与顺桥向和横桥向风荷载作用分别组合，计算索塔各杆件的受力状况。 4.3索塔内力及应力分析 4.3.1空心钢管及H型钢立柱 索塔立柱是分析的重点，为了解索塔立柱在各工况下的内力、应力分布及变化情况，按四种工况对其进行分析及验算。吊装钢拱肋阶段 A. 索塔立柱内力分析 图4.2各工况下钢管轴力最值分布 图4.3各工况下H型钢轴力最值分布 由上图可见，各工况钢管、大H型钢立柱轴力最值均发生在

21、内侧立柱处，并随着施工工况的进展而增大。在工况10（吊装钢箱拱肋W8、E8）阶段达到最大值。钢管立柱最大轴力值为-5477kN，发生在西拱靠岸侧内侧钢管最顶部杆件。大H型钢立柱最大轴力值为-4378kN，发生在西拱靠岸侧内侧立柱最底部杆件。 图4.4钢管轴力图（N） 图4.5钢管顺桥向剪力图（N）图4.6钢管顺桥向弯矩图（Nm） 图4.7钢管横桥向弯矩图（Nm） 图4.8大H型钢轴力图(N) 图4.9小H型钢立柱轴力图(N) B.索塔立柱应力分析 图4.10钢管轴力产生的应力S轴力 图4.11钢管组合应力Smin 图 4.12型钢柱轴力产生的应力S轴力 图4.13型钢柱组合应力SminS轴力-

22、137MPaSmin-160MPaS轴力-152MPaSmin-185MPa表4.2立柱应力最值汇总表（单位：MPa）项目空心钢管立柱型钢大立柱型钢小立柱外侧中间内侧外侧中间内侧立柱及斜腿SminS轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力MIN-156-124-154-123-160-137-121-100-122-109-185-152-156-113162162162172172180143应力比0.770.760.850.580.630.850.79由图4.104.13及表4.2可以看出，各工况下索塔立柱的应力均在容许范围以内。值得注意的是

23、，轴力最大处杆件的应力并不一定最大。也就是说最大轴力产生的应力和最大应力不一定在同一位置。应力空心钢管立柱大H型钢立柱min 比例轴力比例min 比例轴力比例最大处最大处最大处最大处min-160.351-152.151-185.061-170.391轴力-123.4377.00%-136.7689.90%-130.2470.40%-150.888.50%momy-36.0222.50%-12.17.90%-31.617.10%-0.430.30%momz-0.90.60%-3.32.20%-23.2212.50%-19.1611.20%表4.3立柱组合应力min分解表（单位：MPa）张拉扣、

24、锚索阶段张拉扣、锚索阶段 A.索塔立柱内力分析 图4.14 各工况下钢管轴力最值分布 图4.15各工况下H型钢轴力最值分布各工况钢管、大H型钢立柱轴力最值均发生在内侧立柱处，并随着施工工况的进展而增大。在工况9-4（张拉扣索WKS7）阶段达到最大值。钢管立柱最大轴力值为-5421kN，发生在西拱靠岸侧内侧钢管最顶部杆件。大H型钢立柱最大轴力值为-4355kN，发生在西拱靠岸侧内侧立柱最底部杆件。B.索塔立柱应力分析 图4.16钢管轴力产生的应力S轴力 图4.17钢管组合应力Smin 图 4.18型钢柱轴力产生的应力S轴力 图4.19型钢柱组合应力SminS轴力-135MPaS轴力-151MPa

25、Smin-156MPaSmin-173MPa项目空心钢管立柱型钢大立柱型钢小立柱外侧中间内侧外侧中间内侧立柱及斜腿SminS轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力MIN-147-118-136-109-156-135-101-80-117-101-173-151-149-112162162162172172180143应力比0.730.670.840.460.590.840.78表4.4立柱应力最值汇总表（单位：MPa）由图4.16图4.19及表4.4可以看出，各工况下索塔立柱的应力均在容许范围以内。吊装钢箱梁工况吊装钢箱梁工况A.索塔立柱内力

26、分析图4.20各工况下钢管轴力最值分布 图4.21各工况下H型钢轴力最值分布立柱轴力在工况L13（吊装13号钢箱梁）阶段达到最大值。钢管立柱最大轴力值为-3428kN，发生在东拱靠河心侧内侧钢管最顶部杆件。大H型钢立柱最大轴力值为-2670kN，发生在东拱靠河心侧内侧立柱最底部杆件。 图4.22钢管轴力图（N） 图4.23钢管顺桥向剪力图（N） 图4.24钢管顺桥向弯矩图（Nm） 图4.25钢管横桥向弯矩图（Nm） 图4.26大H型钢轴力图(N) 图4.27小H型钢立柱轴力图(N) 由以上分析可知，吊装钢箱梁阶段，各工况下的立柱内力均比吊装钢拱肋阶段、张拉扣锚索阶段要小的多，究其原因，则是在吊

27、装钢箱梁阶段，索塔上的扣锚索已经拆除，作用在索塔上的荷载减小颇多。同时由于主索索鞍横移至万能杆件横梁跨中，其受力状态与前述工况不同：内侧钢管立柱顶部杆件轴力要远远大于中间和外侧钢管立柱顶部杆件轴力；内侧型钢立柱杆件轴力也要远远大于中间和外侧型钢立柱杆件轴力；万能杆件横梁此时处于最不利受载状态。 B.索塔立柱应力分析图4.28钢管轴力产生的应力S轴力 图4.29钢管组合应力SminS轴力-86MPaSmin-105MPa 图4.30型钢柱轴力产生的应力S轴力 图4.31型钢柱组合应力Smin项目空心钢管立柱型钢大立柱型钢小立柱外侧中间内侧外侧中间内侧立柱及斜腿SminS轴力SminS轴力Smin

28、S轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力MIN-85-69-79-63-105-86-35-24-52-38-122-93-121-81162162162172172180143应力比0.430.390.530.140.220.520.57表4.5立柱应力最值汇总表（单位：MPa）由图4.284.31及表4.5可以看出，各工况下索塔立柱的应力均在容许范围以内。S轴力-93MPaSmin-122MPa风荷载作用考虑风荷载作用时仅将其与安装扣、锚索阶段荷载组合，不与吊装阶段荷载组合。本部分中选取安装钢箱拱肋E8、W8节段工况与顺、横桥向风荷载进行组合，考虑的风荷载工况如下：1

29、0(顺风)10-2(顺风)安装W8节段10-4(顺风)安装E8节段10(横风)10-2(横风)安装W8节段10-4(横风)安装E8节段A.索塔立柱内力分析图4.32各工况下钢管轴力最值分布 图4.33各工况下H型钢轴力最值分布-5583kN-4460kN 由于横桥向没有浪风索约束索塔位移，故在张拉扣索阶段，对索塔受力来说，组合横桥向的风荷载要比组合顺桥向的风荷载更为不利。图4.34钢管轴力图（N） 图4.35钢管顺桥向剪力图（N） 图4.36钢管顺桥向弯矩图（Nm） 图4.37钢管横桥向弯矩图（Nm）图4.38大H型钢轴力图 (N) 图4.39 小H型钢立柱轴力图 (N) B.索塔立柱应力分析

30、图4.40钢管轴力产生的应力S轴力 图4.41钢管组合应力Smin图4.42型钢柱轴力产生的应力S轴力 图4.43型钢柱组合应力SminS轴力-139MPaSmin-161MPaS轴力-155MPaSmin-189MPa施工空心钢管立柱型钢大立柱型钢小立柱工况外侧中间内侧外侧中间内侧立柱、斜腿SminS轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力SminS轴力MIN-159-130-140-116-161-139-107-86-119-102-189-155-162-114162162162172172180143应力比0.810.680.860.50.580.8

31、60.8表4.7 立柱应力汇总表 （单位：MPa）应力空心钢管立柱大H型钢立柱min 最大处比例轴力比例min 最大处比例轴力比例最大处最大处min-160.631-156.841-188.511-173.831轴力-122.4976.30%-139.3988.90%-133.7270.90%-154.4788.90%momy-35.622.20%-12.488.00%-22.3511.90%-0.20.10%momz-2.541.60%-4.973.20%-32.4417.20%-19.1611.00%由图4.404.43及表4.7可以看出，各工况下索塔立柱的应力均在容许范围以内。由于轴力最

32、大处杆件的应力并不一定最大。因此有必要分析一下最大组合应力的构成，即轴力和两方向弯矩产生的应力对总应力的贡献。表4.8立柱组合应力min分解表(MPa)4.3.2索塔联结系受力分析对截面有削弱的杆件，应做净截面强度验算，即 对出现轴心压力的杆件进行稳定计算，即 对构件进行最大长细比验算，根据高耸结构设计规范，有受压弦杆、斜杆、横杆 辅助杆 受拉杆 对于索塔连接系杆件，我们取出同层内同种杆件的最大压力值和最大拉力值进行验算。由论文由P65P67表4.9表4.11可知，索塔连接系杆件满足强度和稳定性的要求 4.3.3万能杆件受力分析 南宁大桥施工用组合式钢索塔的横梁及扣塔塔顶2m高度范围内的杆件均

33、为万能杆件拼接而成，在布置万能杆件时按照力线的走向，在受力大的地方布置4肢杆件，在受力小的地方布置2肢杆件。这样既可以减轻横梁自重，满足受力要求，又可以节省钢材。论文中P68表4.12列出了各施工阶段下索塔万能杆件轴力最值与控制容许应力的比较。各万能杆件的最大轴力均小于控制容许应力。 下面两图为吊装钢箱梁L13时，4N1和2N3、4N3的轴力图。 图4.44 4N1轴力图（N） 图4.45 2N3、4N3轴力图（N）下图为吊装钢箱梁L13节段时，横梁最上面4根4N1上弦和最下面4根4N1下弦杆的轴力分布情况（图中坐标原点为横梁跨中，负值方向为西拱、正值方向为东拱）。由于受到竖向力和水平分力的组

34、合作用，塔顶横梁靠岸侧4N1跨中杆件轴压力最大，为-1510kN，靠河心侧4N1跨中杆件轴压力为-630kN。横梁底部靠河心侧4N1跨中杆件轴拉力最大，为1128kN，靠岸侧4N1跨中杆件轴拉力为733kN。4.4索塔位移分析论文中P69表4.13列出了各施工工况下索塔顺桥向及横桥向位移值。 从表中可以看出，在张装索塔阶段，在索塔通缆风索（每组初始水平安装力为500kN）及索塔后缆风索（每组初始水平安装力为700kN）的作用下，青山岸索塔向岸预偏6cm左右。顺桥向索塔最大位移为106.8mm，发生在吊装东拱1号钢拱肋节段工况。此时， 满足塔脚固接时对钢结构塔顶位移 的限制值的规定。随着施工的进

35、展，越来越多的索对索塔产生较强的约束，此时索塔位移可以得到很好的控制 。图4.47工况3-1的UZ(顺桥向)位移示意图4.5索塔整体稳定性分析4.5.1等效压杆法验算索塔整体稳定性等效压杆法验算主塔稳定性的计算公式如下： 整体稳定验算：满足规范要求。4.5.2空间有限元法验算索塔整体稳定性 下表4.14列出了各施工阶段下索塔一阶整体稳定系数，其中最不利工况为10-4(顺风)，其一阶稳定系数为6.183，结构失稳发生在索塔西拱侧底部220a和216a连接系杆件。图4.48为该工况下的索塔失稳模态。图4.48施工阶段10-4(顺风)索塔一阶失稳模态示意图（=6.18）以上两种方法表明：不管是采用等

36、效压杆方法来验算索塔的整体稳定承载能力，还是采用空间有限元方法来验算索塔的特征值稳定系数，南宁大桥施工用组合式钢索塔设计能满足整体稳定的要求。4.6本章小结 本章利用考虑了几何非线性的有限元方法对青山岸索塔系统进行整体受载分析，得到如下结论：由于索塔结构与常规桥梁施工用索塔结构形式不同，索塔立柱的最大内力发生在内侧钢管立柱顶部，而不是发生在塔底杆件处。对索塔立柱和联结系杆件来讲，安装合龙段西拱8号钢拱肋节段+横向风荷载时为最不利施工阶段。对万能杆件横梁来讲，跨中吊装钢箱梁时，万能杆件处于最不利受力状态。计算结构表明，各施工工况下索塔结构构件应力或承载能力均能满足规范的要求。吊装东拱1号钢拱肋节

37、段时索塔发生最大顺桥向位移106.8mm，满足施工控制对塔顶位移的要求等效压杆法和空间有限元方法计算结果表明，索塔满足整体稳定的要求。第五章 索塔局部节点有限元分析 5.2空心钢管标准法兰受力分析5.2.1有限元计算模型图5.4第一类标准法兰模型平面及三维图图5.5第二类标准法兰模型平面及三维图5.2.2有限元计算结果分析5.2.2.1法兰接头的极限承载力的确定 有限元模型计算中采用位移增量加载方式，将钢管一端边界固结，另一端施加位移。一共设置60个时间子步，每一个时间子步施加0.5mm的竖向位移(Z方向) 图5.6荷载-位移曲线图荷载值2140kN是第一类标准法兰节点的屈服荷载 ；荷载值53

38、52kN是第二类标准法兰的屈服荷载 ；第二类标准法兰节点的屈服荷载约为第一类标准法兰节点屈服荷载的2.5倍 。5.2.2.2法兰变形及弯矩分布图5.8两类法兰节点在屈服荷载下的变形图(单位：mm)（放大倍数20）5.2.2.3法兰应力分析对空心钢管、加劲肋的应力分析（a）一类标准法兰 （b）二类标准法兰图5.9屈服荷载下两类标准法兰（不包括螺栓）的等效应力云图（MPa） 在钢材用量增加有限的条件下，第二类标准法兰节点要比第一类标准法兰的材料利用率高，在抗拉性能方面，第二类标准法兰节点也更接近于与管杆等强。对连接螺栓的应力分析（a）一类标准法兰 （b）二类标准法兰 图5.10屈服荷载下两类标准法

39、兰螺栓的等效应力云图（MPa）490MPa 26MPa 497MPa 20MPa 其他强度理论下的应力云图图5.11屈服荷载下两类标准法兰节点的z方向应力云图图5.12屈服荷载下两类标准法兰节点的第一强度理论应力云图图5.13屈服荷载下两类标准法兰节点的第二强度理论应力云图图5.14屈服荷载下两类标准法兰节点的第三强度理论应力云图 图5.11图5.14详细展示了法兰节点（图中没有包括螺栓）在各个应力强度理论下的主应力分布。由于所加荷载为钢管的轴向方向，因此，Z方向的应力云图也一并列出。 由Z方向应力云图，第一强度理论（最大拉应力理论）及第二强度理论（最大伸长线应变理论）应力云图可知，钢管与法兰

40、板的焊缝连接处，加劲肋板与钢管的连接端头，加劲肋板与法兰板焊缝连接处的应力集中主要是由拉应力引起的。 由第三强度理论（最大剪应力理论）应力云图可以看到，法兰板螺栓孔周围的应力集中主要是由螺栓与法兰板之间的挤压所产生的剪切应力所引起的。节点区的应力分布及塑性区扩展一类标准法兰节点 P=745 kN 二类标准法兰节点 P=2080 kN 一类标准法兰节点 P=2140 kN 二类标准法兰节点 P=5352 kN 一类标准法兰节点 P=2687 kN 二类标准法兰节点 P=6684 kN 一类标准法兰节点 P=3030 kN 二类标准法兰节点 P=7545 kN 一类标准法兰节点 P=3307 kN

41、 二类标准法兰节点 P=8863 kN 图5.15 两类标准法兰节点应力分布及塑性区扩展云图 由两类标准法兰节点的应力云图可以看出，开始时候最大Von Mises应力出现在钢管和法兰板的焊缝连接处，加劲肋板与钢管的连接端头，加劲肋底部边缘以及法兰板螺栓孔周围，而加劲板之间和之上的钢管部分应力集中系数较小。 随着荷载的增加，这些区域首先进入屈服并逐渐形成塑性区，但此时并不意味着节点立即破坏，荷载仍可以继续增加。随着荷载的增加这些应力集中区域开始不断扩大。由于塑性应力重分布，应力集中区域的应力值和非集中区域的应力值的差值逐渐缩小。整个节点的应力分布开始趋于均匀。 整个加载过程中，加劲肋板之间的钢管

42、部分应力集中系数则一直较小，而加劲肋板底部边缘、钢管与法兰板焊缝连接处以及法兰板螺栓孔周围的应力集中一直较大。 由于在荷载一位移曲线上无法观测到极值点，因此取第一类标准法兰节点的屈服荷载2140 kN作为该类节点的极限荷载。取第二类标准法兰节点的屈服荷载5352 kN作为该类节点的极限荷载。5.3异形承压法兰节点的受力分析图5.18无传力板异形法兰节点三维图 图5.19有传力板异形法兰节点三维图 由于几何变形对此类节点的刚度影响不大，因此本章有限元分析只考虑材料非线性和接触非线性。模型计算中没有考虑节点区焊缝以及残余应力对钢管节点承载力的影响，并假定焊缝连接与结构等强。5.3.2有限元计算结果

43、分析5.3.2.1应力对比分析大H型钢立柱和节点板WJB36无传力板节点的 有传力板节点的图5.20异形法兰节点型钢立柱和节点板WJB36的Von Mises应力云图 对无传力板节点而言，最大应力出现在节点板WJB36的螺栓孔处，为248.21MPa。节点板WJB36与H型钢立柱翼缘连接处的底部、加劲肋FLP11与H型钢立柱翼缘连接处应力水平较高，该三处某些区域屈服进入塑性阶段； 对有传力板节点而言，最大应力出现在节点板WJB36的螺栓孔处，为247.41MPa。应力水平较高的区域与无连接板节点的类似，只是应力水平较前者低、塑性区面积缩小。大H型钢立柱加劲肋FLP11无传力板节点的 有传力板节

44、点的图5.21异形法兰节点型钢立柱加劲肋FLP11 的Von Mises应力云图 对无传力板节点而言，最大应力出现在加劲肋FLP11与H型钢翼板连接处，为289.5MPa，在H型钢腹板平面内的加劲肋应力水平较高，全截面进入塑性阶段。 对有传力板节点而言，最大应力出现在型钢腹板平面内的加劲肋与H型钢连接处顶部，为240.5MPa，加劲肋板角点局部区域进入塑性阶段。上法兰盘上法兰盘 无传力板节点的 有传力板节点的图5.22异形法兰节点的上法兰盘Von Mises应力云图 对无传力板节点而言，最大应力出现在型钢腹板平面内加劲肋FLP11与上法兰盘面的接触处，为259.5MPa。H型钢翼板及翼板平面内

45、的加劲肋、腹板平面内的加劲肋与上法兰盘的接触处应力水平较高，某些区域进入塑性阶段。 对有传力板节点而言，最大应力出现在节点板WJB36下方的上法兰边缘处，为243.1MPa。由于法兰盘面有传力板的支撑作用，盘面中部变形较小，因此，H型钢翼板、腹板及其平面内的加劲肋与上法兰盘接触处应力水平较高。整个上法兰盘面上只有最大应力处的很小局部区域进入塑性阶段。下法兰盘 无传力板的 有传力板的图5.23 异形法兰节点的下法兰盘的Von Mises应力云图 对无传力板节点而言，最大应力出现在节点板WJB36附近的法兰盘螺栓孔处，为281.9MPa。下法兰盘与空心钢管接触处的圆环形区域应力水平较高，局部区域进

46、入塑性阶段。 对有传力板节点而言，最大应力出现在下法兰边缘与传力板接触处，为195.5MPa。下法兰盘与空心钢管接触处的圆环形区域、下法兰盘与传力板接触区域应力水平较高。整个盘面没有出现塑性区域。空心钢管空心钢管无传力板的 有传力板的图5.24异形法兰节点的空心钢管Von Mises应力云图 对无传力板节点而言，最大应力出现在空心钢管顶部内缘与下法兰盘接触处，为303.2MPa，钢管顶部局部区域进入塑性阶段。由图可见，H型钢顶板、腹板下方的加劲肋高度范围内的管壁应力水平较高，加劲肋下方角点与管壁接触处局部进入塑性阶段。 对有传力板节点而言，最大应力出现在传力板下方与管壁接触处，此处存在应力集中

47、，最大应力为241.4MPa。3块传力板与管壁接触处下方区域应力水平较高。沿空心管壁角度划分图 Z=20mm（管顶）处Z=299.2mm（加劲肋下方）处 Z=649.6（传力板下方）处图5.25 空心管壁上不同高度处沿圆周的应力分布图空心钢管加劲肋 无传力板的 有传力板的图5.26异形法兰节点的空心钢管加劲肋Von Mises应力云图 对无传力板节点而言，最大应力出现在节点板WJB36下方的加劲肋下部与钢管接触处，为250.5MPa。节点板WJB36下方的加劲肋应力水平较高，该处加劲肋下部角点处进入塑性阶段。 对有传力板节点而言，最大应力出现在节点板WJB36下方的加劲肋下部与钢管接触处，为1

48、29.1MPa。加劲肋板应力水平普遍较低。传力板图5.27异形法兰节点的传力板Von Mises应力云图 传力板的作用是和空心钢管壁一起承受H型钢柱传递下来的压力，并最终把压力传递到空心管壁上。由图可见，最大应力出现在节点板WJB36下方传力板角点处，为268.3MPa。 其中，传力板底部与空心钢管壁接触处存在应力集中现象，应力水平较高。板件中部应力水平较低。应力小结有传力板与无传力板节点各板件应力最值对比表（单位：MPa）H型钢柱型钢加劲肋上法兰盘下法兰盘空心钢管钢管加劲肋传力板无传力板节点248.2289.5259.5281.9303.2250.5有传力板节点247.4240.5243.1

49、195.5241.4129.1268.3 无传力板节点H型钢柱、节点板WJB36、型钢加劲肋FLP11的应力分布与有连接板相似，只是前者应力水平、塑性区面积较后者高、大。由于没有传力板的支撑，无传力板节点的上下法兰盘面受力较后者不利。无传力板节点和有传力板节点应力分布不同：无传力板节点空心管壁在加劲肋板高度范围内应力水平较高，局部管壁进入塑性阶段，加劲肋下方管壁应力扩散，趋于平均；有传力板节点空心管壁在传力板高度范围内应力水平较低，传力板下方管壁局部应力集中（若在该处采用过焊孔，则不会出现应力集中现象），在该处附近区域，应力扩散，趋于平均。5.3.2.2节点变形分析 无传力板的 有传力板的图5

50、.28 异形法兰节点空心钢管径向位移图（单位：mm）（缩放比例为50：1） 无传力板的 有传力板的图5.29异形法兰节点下法兰盘轴向凹陷值（单位：mm）（缩放比例为50：1）管壁径向内凹最大位移为-0.75mm 管壁径向外凸最大位移为0.6mm 管壁径向内凹最大位移为-0.027mm 管壁径向外凸最大位移为0.184mm 最大凹陷值1.74mm 最大凹陷值0.69mm 5.4有节点板连接的空心钢管节点受力分析5.4.3有限元计算模型 支管对节点板的作用可简化为集中力施加在螺栓孔处。加载时先在主管加轴力，待加到预设的主管轴力后，支管再按比例加载，直至使节点达到极限承载力破坏为止。 有限元建模没有

51、考虑节点区焊缝以及残余应力对钢管节点极限承载力的影响。5.4.4有限元计算结果分析5.4.4.1特征值屈曲分析 (a) 整体模型 (b) 局部节点板图5.32局部节点失稳模态 下面是索塔局部节点模型的的一阶失稳模态示意图，其弹性屈曲系数为9.743。由图可见，在荷载作用下，节点板、加劲肋先于空心钢管屈曲：两片N11节点板在加劲肋间的区域发生平面外失稳，节点板N11的加劲肋N7发生平面外失稳。5.4.4.2非线性屈曲分析节点区的应力分布图5.33设计荷载下的等效应力云图 图5.34 3.53倍设计荷载下的等效应力云图 对设计荷载下的节点而言，最大应力应力出现在节点板角点与空心管壁接触处，为355

52、.27MPa。节点板N11的螺栓孔壁处以及其与空心管壁接触处、加劲肋板N7、N8外缘以及其与空心管壁接触处应力水平较高。空心钢管壁与加劲肋和节点板接触处有应力集中发生，管壁与加劲板、节点板角点接触处应力值较大，已超过屈服值。由于节点各构件应力基本都处在弹性范围内，钢材具有良好的塑性和应力重分布能力，故局部角点的屈服不对节点承载能力构成影响。 对3.53倍设计荷载而言，最大应力出现在节点板N11的螺栓孔处，为566.26MPa，远远超过屈服应力，螺栓孔附近区域进入塑性阶段。加劲肋N7、N8应力水平较高，其中N7全截面屈服破坏。空心钢管在节点板N11范围内以及管壁在无节点板、加劲肋覆盖区域处于高应

53、力状态（应力接近屈服点），其中有一定范围的管壁已经进入塑性阶段。因此可以说，在3.53倍设计荷载作用下，加劲肋N7屈服破坏，空心管壁全截面接近屈服，其中局部区域已经进入塑性阶段。节点区的变形（a）设计荷载下 （b）3.53倍设计荷载下图5.35 空心圆管径向变形图（缩放比例为10：1）（a）设计荷载下 （b）3.53倍设计荷载下图5.36节点板N11及其加劲肋N7变形图 （缩放比例为10：1）最大外凸值为1.76mm 最大内凹值为0.95mm 最大外凸值为12.2mm 最大内凹值为10.9mm 最大面外位移为8.8mm 最大面外位移为0.9mm 图5.37最大变形处的荷载位移曲线 由图5.35

54、5.36可见，管壁上A（最大外凸处）、B（最大内凹处）以及加劲肋N7上C（最大面外变形处）的变形最大，该三点的荷载位移曲线如图5.37所示，图中KPcr/P，其中K为所施加的荷载与设计荷载的比值。由该图可知，在荷载较小时，A、B、C三点的位移均呈线性增长，当荷载接近3.53时，C点的位移有一个较大的增长，A、B点的曲线也趋向水平方向。由此可知，加劲肋板先于管壁屈服退出工作。可将3.53倍设计荷载作为该节点的极限荷载。5.5本章小结 本章应用有限元法，考虑非线性因素，对空心管法兰节点和有节点板连接的空心钢管节点进行了应力分布规律、节点变形、破坏模式及极限承载力等分析。得出了以下结论：一、对空心管

55、标准法兰节点有：1.计算得到空心钢管第一类标准法兰节点的承拉极限荷载为2140kN，二类标准法兰节点的承拉极限荷载为5352kN。后者约为前者的2.5倍。2.计算表明，法兰节点在受拉力作用时，在弹性阶段，钢管和法兰板的焊缝连接处、加劲肋板与钢管的连接端头、加劲肋板底部边缘以及法兰板螺栓孔周围，将会出现应力集中，而加劲肋板之间的钢管部分应力集中系数较小。其中，法兰板螺栓孔周围的应力集中主要是由与螺栓与法兰板之间的挤压所产生的剪切应力所引起的。而其他区域的应力集中主要是由拉应力产生的。3.有限元计算结果表明，节点的荷载位移曲线在超过极限荷载以后无明显极值点，经过塑性应力重分布后，法兰节点从开始屈服

56、到最后破坏，具有较强的塑性变形能力和较高的强度储备，因此其承载力主要取决于塑性阶段，在破坏前会经过一个大变形阶段。4.径向方向螺栓外侧的法兰盘外边缘抵紧，相邻两螺栓之间的法兰板隆起，法兰盘根部随着荷载的增加而张开。由于法兰盘中存在撬力，螺栓栓杆存在严重的弯曲次内力，设计时应当关注。二、对连接H型钢与空心钢管的承压法兰节点有：5.无传力板节点由于没有传力板的支承加劲，节点各构件的应力水平要比有传力板节点高，某些区域明显已进入塑性阶段。无传力板节点的法兰盘、钢管壁的变形值也远远比有传力板节点大。鉴于此，该异形承压法兰节点的细部构造设计不能采用无传力板方案。6.有传力板节点除个别应力集中点外，各构件

57、的应力均处于弹性状态。法兰盘、钢管壁的变形值非常小，由此可知，有传力板异形承压节点构造设计合理，基本实现了节点与立柱杆件的等强度设计。三、对有节点板连接的空心钢管节点有：7.对该节点的特征值屈曲分析表明，节点板、加劲肋先于空心钢管屈曲。一阶弹性屈曲系数为9.743，屈曲模态皆为平面外屈曲。8.对该节点的非线性屈曲分析表明，在3.53倍设计荷载作用下，加劲肋板先于管壁屈服而退出工作，此时，空心钢管管壁也接近屈服。9.在设计荷载作用下，除个别应力集中点外，空心钢管壁的应力、变形均处于弹性状态，节点板、加劲肋也未均见异常，验证了该类节点设计的可靠性。结 论1.由于南宁大桥施工用组合式钢塔结构特殊，在

58、两塔柱间横梁自重及横梁上缆索吊装力的作用下，索塔立柱的最大内力发生在内侧钢管立柱顶部，而不是发生在塔底杆件位置。在横桥向风力作用下吊装合龙段钢拱肋时塔柱处于最不利受载状态，此时中间横梁的万能杆件受力较小。当跨中吊装钢箱梁时，中间横梁万能杆件处于最不利受力状态，而此时塔柱受力要比吊装钢钢拱肋时有利的多。2.索塔结构构件应力或承载能力均能满足规范要求，塔顶位移也能满足设计对施工控制的要求，各施工工况稳定安全系数均大于4，满足规范要求。3.考虑材料非线性和接触非线性，计算出第二类标准法兰极限抗拉承载力为第一类标准法兰的2.5倍。在弹性阶段，钢管和法兰板的焊缝连接处、加劲肋板与钢管的连接端头、加劲肋板

59、底部边缘以及法兰板螺栓孔周围，将会出现应力集中，而加劲肋板之间的钢管部分应力集中系数较小。随着荷载的增加，塑性区不断发展扩大，最终至屈服破坏。节点具有较强的塑性变形能力和较高的强度储备。4.有传力板异形承压法兰节点在受力状态、变形程度等方面要优于无传力板异形承压法兰节点。有传力板节点除个别应力集中点外，各构件的应力均处于弹性状态。法兰盘、钢管壁的变形值非常小。节点构造设计合理，基本实现了节点与立柱杆件的等强度设计。5.有节点板连接的空心管节点在3.5倍设计荷载作用下，加劲肋板先于管壁破坏而退出工作，空心钢管管壁也接近屈服。在设计荷载作用下，除个别应力集中点外，空心钢管壁的应力、变形均处于弹性状态，节点板、加劲肋也未均见异常，说明对该类节点设计是合理、可靠的。论文报告完毕。感谢各位专家！