随着中国经济的快速发展,石油、天然气的消耗量正逐步提升。为满足各地油气供给、支撑国家经济建设、满足人民日常生活需求,国家大力推进油气输送管道建设
[1]。中国地形复杂多样,山川河流等复杂地貌广泛分布,管道铺设过程中常需要跨越河流、峡谷等区域,各类桥梁跨越结构因此被广泛应用于油气输送环节。由于地形条件存在差异,油气管道在经过不同区域时,采用的跨越管桥形式也有所不同,梁式、桁架式、托架式、吊架式、管拱式跨越管桥的跨度相对较小,通常适用于小型河流、较窄山谷等场景;而悬索跨越管桥具有结构简单、大跨度易实现的特点,已成为油气管道穿越大型障碍的常见结构形式。
然而,悬索跨越管桥的重量轻、宽跨比小,导致悬索跨越管桥在运行过程中更容易受脉动风载
[2-3]、清管
[4-6]、地震
[7-9]等动载荷的影响,产生显著的结构大变形和疲劳破坏。云南南广河跨越结构在清管时,管道最大位移达到1.49 m
[10]。美国的Tacoma悬索管桥,在20 m/s的风力作用下就已经发生风振而破坏
[11]。2008年汶川地震中有多座悬索管桥遭到破坏
[12]。悬索跨越管桥一旦发生事故,通常伴随着火灾、爆炸、环境污染等次生灾害,甚至导致人员伤亡,造成严重的经济损失和环境污染。
翁光远等
[13]改进了
k-ε湍流模型,定量揭示了油气介质流速与管径对流固耦合振动效应及管道-斜拉管桥系统动力特性的影响。谢丹
[14]通过建立悬索跨越管桥三维有限元模型,验证了其在3种工况下静力安全性并揭示了结构的动力特性。周海俊等
[15]研究了不同风载荷对大跨斜拉桥与悬索桥抖振响应特性的影响。官杨等
[16]通过数值模拟与实验验证,揭示了悬索管桥地震响应的薄弱区域与破坏模式。张平
[17]通过实验与仿真相结合,分析了悬索跨越管道在集中载荷作用下的应变分布规律。
综上可知,目前对悬索跨越管桥的动力学响应研究多集中于单一动载荷工况的分析,针对动载荷耦合作用下的动力学特性研究仍存在较大空白。为此,通过理论建模与仿真分析结合的方式系统研究悬索跨越管桥在脉动风载荷、清管动载荷和地震载荷耦合作用下的动力学响应特性,识别不同耦合工况下的结构危险区域,从而为悬索跨越管桥的设计与维护提供依据,对保证管道安全输送具有重要意义。
1 悬索跨越管桥有限元模型建立
以中国西南地区某在役悬索跨越管桥为工程背景,其属甲类大型跨越,承担重要输送任务,桥梁实景图如
图1所示。该管桥采用(25+180+40)m三跨布置,主要由管道、塔架、加劲梁、主缆、风缆、稳定索、锚固墩组成,如
图2所示。主缆跨度为180 m,矢高18 m,矢跨比为1/10,钢塔架高23 m。北岸边跨跨度25 m,南岸边跨跨度40 m,为增强结构整体性,提高管桥的抗风性能,全桥设置5对稳定索,间距为10 m。
基于Apdl建模语言,按照工程设计手册定义材料与截面属性,以管桥左塔架底部中点为坐标原点,根据悬索跨越管桥具体结构尺寸使用单元建模的方法,生成管桥塔架、加劲梁、缆索、管道等结构,从而建立悬索管桥的有限元仿真模型,如
图3所示。整个有限元模型共包含单元共计2 476个,节点总数1 057个。
2 单载荷模拟
2.1 脉动风载荷模拟
基于脉动风理论
[18],采用三角级数谱解法在MATLAB中模拟桥址地区的三维脉动风场。通过计算流体力学(computational fluid dynamics,CFD)数值模拟获得加劲梁的三分力系数。
结合Scanlan准定常理论计算了各结构的抖振力载荷,基于Apdl语言对全桥施加抖振力载荷进行抖振时域分析,主要对-10°、-5°、0°、5°、10°共5种不同风倾角对悬索跨越管桥抖振响应的影响进行分析。以加劲梁为例,该结构在不同风倾角下的抖振位移结果如
图4所示,管道、主缆、风缆和塔架等其余结构的响应趋势与之类似。结果表明,风倾角变化对结构动响应有一定影响,-10°风倾角时各结构的动响应最大。
2.2 清管动载荷模拟
关于清管动载荷的模拟,根据清管过程的物理模型,将清管动载荷简化为积液柱和清管球的重力载荷;类比车桥系统模型,构建悬索跨越管桥清管的理论模型,并且通过有限元离散,得到了管桥的有限元动力学方程;采用时程分析法模拟了清管载荷通过管桥的过程。加劲梁拥有多种低阶振型,模态分析低频变形主要表现在加劲梁的变形上,清管载荷的移动频率容易与这些低阶频率耦合,引发共振。此处以加劲梁为例,清管器速度
(vp)分别为4、6、8 m/s共3种工况进行清管动载荷作用下的加劲梁关键点动响应如
图5所示。结果表明,清管动载荷主要引起管桥竖向振动和应力波动,且清管器移动速度越快,引起的惯性冲击载荷越大。
2.3 地震载荷模拟
由于研究对象附近的地震动数据难以获得,因此根据桥址地质条件,选择与之相匹配的地震观测台所记录的实际地震数据进行分析。
在选择与桥址地区相匹配的地震记录时,需考虑地震动的3个特性,即地震动持续时间、特征周期以及波形特征,即所选地震波的持续时间应为结构自振周期的5~10倍;特征周期与桥址场地特征周期误差不大于10%;地震波加速度峰值与桥址处规定峰值相匹配,因此选好的地震波还需经调幅处理后达到设防要求才可使用
[19] 。
根据中国地震动反应谱特征周期区划图查得桥址地区地震烈度为VI度,场地特征周期为0.45 s,地震动加速度峰值为0.05
g(
g为重力加速度)
[20] 。综合考虑后,选择1952年记录的Taft地震波开展后续分析,该地震波持续时间为54.34 s,加速度峰值为0.15
g。采用加速度时程积分法对顺桥向和竖向地震波组合输入以及横桥向和竖向地震波组合输入这两种不同地震波输入方式组合下的悬索跨越管桥进行地震响应分析,并且基于地震波的行波效应,研究行波效应对管桥动响应的影响,发现不同地震波组合方式的行波效应对管桥动响应的影响不同。以加劲梁为例,不同地震波组合方式对其结构位移响应的影响如
图6和
图7所示。
3 多载荷耦合作用下悬索跨越管桥动响应分析
3.1 动载荷的选取及耦合工况
分析可知,相比于0°风倾角,结构的位移和应力在风倾角为-10°时最大,则选取-10°风倾角作为脉动风载荷的输入形式;清管动载荷主要引起加劲梁竖向位移增加,选取移动速度为8 m/s作为清管移动载荷的输入形式;地震波以顺桥向、竖向组合或横桥向、竖向组合输入时,地震波的行波效应对各结构动响应的影响不同,但是会造成各结构的应力增大,因此以应力变化为依据,选择考虑行波效应下顺桥向、竖向组合和横桥向、竖向组合作为地震波的输入形式。
以清管载荷作用时间为标准,选取脉动风速谱和地震波的前30 s,时间步长均为0.02 s,分析所需计算的工况如
表1所示,工况分类如
表2所示。
3.2 多载荷耦合作用下悬索跨越管桥动响应分析
3.2.1 耦合工况一
当地震载荷以顺桥向和竖向地震波输入时,提取整个时程分析中各结构最大位移分布如
图8所示。
由
图8(a)和
图8(b)可知,加劲梁和管道的横桥向位移曲线呈现出明显的单峰状,跨中位置的横桥向位移最大,分别为0.12、0.1 m,两端位移较小; 竖向位移曲线波动较大,在跨长30~140 m处存在3个峰值,二者竖向最大位移均位于跨长约120 m处,为0.15 m。这是因为多载荷耦合作用下悬索跨越管桥是一个复杂的振动系统,不同载荷对管道和加劲梁竖向产生的影响各异,各节点处的载荷组合,导致其竖向位移在特定位置出现峰值。此外,管道顺桥向位移较大,最大顺桥向位移达到0.21 m,在多载荷耦合作用下可能发生与管道支座脱离的情况,应重点关注。
由
图8(c)可知,主缆的横桥向和竖向位移均呈现中间高、两端低的趋势,符合缆索受力后的变形特征。横桥向最大位移为0.11 m,位于跨长约50 m处;竖向最大位移为0.15 m,位于跨长约40 m处;顺桥向最大位移为0.031 m,主缆横桥向、竖向位移较大,顺桥向位移较小,表明主缆横桥向、竖向位移受耦合载荷作用影响较强。由
图8(d)可知,风缆的横桥向、竖向位移呈现复杂的波动趋势,横桥向、竖向、顺桥向最大位移分别为0.33、0.41、0.064 m,均位于跨长约150 m处。
由
图8(e)、
图8(f)可知,由于塔架刚度较大,其抵抗变形能力强,所以当多载荷耦合作用于塔架时,左、右塔架横桥向、顺桥向和竖向的位移均比较小,顺桥向最大位移出现在塔顶,为0.026 m;左、右塔架的竖向位移呈现出中间高两端低的分布趋势,在15~25 m高度范围内降低,可能是由于塔架横梁对竖向位移起抑制作用;左、右塔架的横桥向最大位移仅为0.003 2 m和0.003 8 m,横桥向位移较小,可不作为分析重点。
此外,还关注了多载荷耦合作用下各结构的最大应力分布,各结构的最大应力分布如
图9所示。
由
图9可知,加劲梁两端应力较大,最大应力约为150 MPa,说明加劲梁固定处易发生应力破坏。3种载荷耦合作用下,不同方向的力相互叠加,导致跨中附近出现应力波动;管道应力呈W形分布,两端出现应力峰值,跨中位置应力最大,约为208.5 MPa,表明管道中部、两端易产生应力峰值区域,需重点关注;主缆、风缆的应力均呈V形分布,极值均位于端部,最大应力分别为135.24 MPa和110.43 MPa;塔架最大应力点均位于塔底,左、右塔架最大应力分别为36.56 MPa和51.65 MPa,右塔架最大应力比左塔架高41%。
3.2.2 耦合工况二
当地震载荷以横桥向和竖向地震波输入时,整个时程分析中各结构最大位移分布如
图10所示,最大应力分布如
图11所示。
由
图10(a)和
图10(b)可知,加劲梁、管道最大横桥向位移和竖向位移均出现在跨中且基本相等,分别为0.23 m和0.15 m,与地震波以顺桥向、竖向组合输入相比,增幅分别为91.66%、3.24%,表明地震载荷方向的改变对加劲梁、管道的变形影响较大。此外作用于顺桥向的耦合载荷较小或因刚度较大,二者的顺桥向变形不明显。
由
图10(c)和
图10(d)可知,主缆横桥向最大位移为0.25 m,位于跨长1/3处;竖向最大位移为0.17 m,位于跨中位置;风缆横桥向最大位移为0.33 m,竖向最大位移为0.41 m。与地震波以顺桥向、竖向组合输入相比,主缆横桥向最大位移基本不变,竖向最大位移增幅为8.44%,表明耦合载荷中的横桥向地震波对主缆横向位移贡献较小,并非引起主缆横向振动的主要因素;此外风缆的横桥向位移和竖向位移基本不变,表明多耦合载荷作用时,地震波方向改变对风缆的影响较小。
由
图10(e)和
图10(f)可知,塔架的横桥向位移较大,顺桥向位移较小,左、右塔架最大横桥向位移分别为0.027、0.029 m,二者的最大横桥向位移是地震波以顺桥向、竖向组合输入时的9倍;左、右塔架的最大竖向位移也相应增大,增幅分别为28.57%、31.25%,表明当多载荷耦合作用时,地震载荷是影响塔架变形的主要因素,地震波方向改变对塔架位移的影响较大;过大的竖向位移可能影响塔架与基础之间的连接,导致基础承载能力下降,甚至引发基础沉降不均匀等问题,长期累积的变形还可能加速结构疲劳损伤,降低塔架的耐久性。
由
图11可知,加劲梁、管道、主缆、风缆、左塔架、右塔架的最大应力分别为148.47、208.35、134.75、108.82、35.45、54.21 MPa。与地震波以顺桥向、竖向组合输入相比,各结构的应力分布趋势基本不变;除塔架外,各结构的最大应力均有所降低,表明多耦合载荷作用下,地震波的方向对悬索跨越管桥应力分布影响较小,另一方面也说明塔架的顺桥向刚度较低,导致顺桥向地震波作用时应力较大。
3.3 单载荷与多载荷耦合动力响应对比分析
以多载荷耦合动力响应分析为基础,加入单独动载荷作用进行对比分析。不同工况下,各结构动响应的最大值对比如
图12所示。
由
图12(a)和
图12(b)可知,在包含脉动风载荷和横桥向地震波的工况中,加劲梁和管道变形的主要成分均为横桥向位移,这表明脉动风和横桥向地震波对加劲梁的横桥向作用显著,容易引发横桥向变形,甚至可能导致结构破坏。耦合工况包含横桥向地震波时,其横桥向变形最大,最大位移达到0.28 m;脉动风载荷、清管动载荷、顺桥向地震波会引起加劲梁顺桥向位移增大,耦合工况包含顺桥地震波时,其顺桥向变形最大,但顺桥向位移整体较小,最大位移仅为0.022 m,表明顺桥向的刚度较大。加劲梁的竖向位移主要由清管动载荷和地震载荷引起,耦合工况包含横桥向和竖向组合地震波时,其竖向变形最大,最大位移达到0.16 m,清管器通过管道时产生的瞬间冲击载荷具有高频特性,当与地震波的竖向振动分量叠加时,会引发结构的复杂动响应,使得加劲梁在竖向产生较大的变形响应。
由
图12(c)可知,包含清管动载荷和地震动载荷的工况,主缆的竖向位移比较大,表明清管动载荷和地震动载荷主要引起主缆的竖向变形,可能是由于清管动载荷的冲击作用与地震动载荷的竖向振动在频率和幅值上存在叠加效应,从而引起主缆竖向变形的显著增加。脉动风载荷对主缆的竖向变形贡献较小,包含横桥向和竖向组合地震波的工况其竖向变形最大,最大位移达到0.17 m;在脉动风载荷和横向地震波作用时,主缆主要表现为横向变形,包含横桥向地震波的耦合工况其主缆的横向变形最大,最大变形为0.25 m,充分表明横桥向地震波是引起主缆横桥向变形的主要因素,同时也反映出主缆在横桥向的约束较弱,难以有效限制横桥向位移,在强风或地震作用下存在较大的变形风险。
由
图12(d)可知,风缆的变形主要体现在竖向,无论是单载荷作用或多载荷耦合作用,对其竖向变形影响均较小,包含横桥向和竖向组合地震波的工况其横桥向变形和竖向变形最大,最大位移分别为0.027 m和0.41 m,可能是由于地震波激发风缆在多个方向上的振动响应;风缆的横向变形主要由脉动风载荷和横向地震波引起,其中脉动风载荷的湍流特性使得风缆在横向方向产生高频小幅振动,而横向地震波产生的地面平动则引发风缆整体的横向位移。此外包含脉动风载荷和顺桥向地震波的工况其顺桥向变形较大,表明脉动风载荷、顺桥向地震波是风缆产生顺桥向变形的主要诱因。这种各向异性的变形响应机制,源于风缆在不同方向上的刚度差异,抗风索的设置提升了横向刚度,而顺桥向主要依赖风缆张力提供约束,导致其对顺桥向动态载荷更为敏感。
由
图12(e)和
图12(f)可知,塔架由于刚度较大,抗变形能力强。耦合载荷作用时,其变形量最大,包含横桥向地震波的工况其横桥向位移最大,包含顺桥向地震波的工况其顺桥向位移最大,表明地震波的方向是决定塔架相应方向位移的关键因素。对比分析可得,塔架的横桥向、顺桥向以及竖向变形主要由地震载荷引起,即地震是导致塔架发生变形乃至破坏的关键诱因。相对而言,脉动风载荷和清管动载荷对塔架变形影响有限。
此外,还对各载荷作用下各结构的最大应力进行对比分析,各结构在不同载荷作用下的最大应力如
表3所示。
由
表3可知,当脉动风载荷、清管动载荷单独作用于管桥时,加劲梁、风缆、塔架的最大应力均比较小。脉动风载荷本质上是一种流体动力作用,其载荷特性表现为低频、周期性的脉动气动力,由于管桥结构在设计时通常已考虑风振系数,此类载荷难以达到结构的应力承载极限,而清管动载荷虽具有瞬时冲击特性,但作用时间短、影响范围有限,且管道内部清管器运行产生的冲击力在传递至加劲梁、风缆、塔架时,会因结构的阻尼效应和传力路径分散而大幅衰减,因此未对这些部件造成显著应力影响。地震波的作用具有高频、宽频带和多向性特点,其产生的惯性力会直接作用于结构整体,迫使结构产生强烈振动响应,所以当地震波作用时,三种结构的最大应力明显增大。
主缆在地震载荷和清管动载荷单独作用时,应力均比较大,表明清管动载荷和地震载荷是主缆最大应力的主要诱因,这是由于主缆主要承担竖向载荷,清管动载荷在管道内部产生的竖向冲击力,以及竖向地震波引发的结构竖向振动直接作用于主缆,所以这两种工况下其应力比较大。
与单载荷作用工况相比,多载荷耦合作用时,管道应力变化不大,加劲梁、风缆的最大应力出现较为显著的增幅,最大增幅分别达到560%和101%,表明加劲梁、风缆在多载荷耦合作用下易出现应力集中现象,易发生断裂破坏。
4 结论
主要研究了脉动风载荷、清管动载荷以及地震动载荷三种动态激励对悬索跨越管桥的耦合作用效应,分析不同载荷组合下的动态响应,总结了各结构动响应的规律,得出如下主要结论。
(1)单载荷对管桥的影响具有显著方向性。脉动风载荷主要导致管桥发生横向变形;清管动载荷主要引起主缆竖向变形,并对加劲梁和管道竖向位移产生一定影响。相较于前两者地震载荷引起结构变形较大,横桥向和顺桥向地震波分别与竖向地震波联合作用时,跨越管桥结构主要表现为横桥向变形和顺桥向变形;地震载荷对塔架的变形影响较大,需加强塔架的抗震设计。
(2)多载荷耦合作用会导致跨越管桥的变形和应力显著增加,且不是单载荷效应的简单叠加。横桥向地震波和其他载荷耦合主导加劲梁、主缆和塔架的横向变形,清管动载荷与其他载荷耦合显著放大加劲梁、主缆和塔架的竖向变形。尽管耦合工况下管道应力变化不大,但加劲梁和风缆应力明显增大,易出现应力集中并提高破坏风险。总体而言, 多载荷耦合作用对跨越管桥结构具有更强的潜在破坏力。
(3)通过系统对比单载荷与多载荷工况,分析了多载荷耦合作用下结构动力响应的显著放大特征规律,突破了单载荷分析的局限性。结果表明,在管桥设计与维护中,必须充分考虑多载荷耦合效应,尤其应关注结构的稳定性与抗震性能,并采取针对性加固措施,以提升整体结构的安全性与稳定性。
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