Investigación sobre el impacto de la construcción de grupos estructurales irregulares en pilas de puentes de tránsito ferroviario y su respuesta a la carga del viento.

Feb 26, 2024

Scientific Reports volumen 13, número de artículo: 10469 (2023) Citar este artículo

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La posibilidad de deformación y colisión en las estructuras de cimientos de puentes ferroviarios existentes debido a la construcción de un grupo de grandes estructuras irregulares en las proximidades y su potencial de vuelco bajo fuertes cargas de viento se plantea como una amenaza potencial. En este estudio se investiga principalmente el impacto de la construcción de grandes esculturas irregulares en los pilares de puentes y su respuesta bajo fuertes cargas de viento. Se propone un método de modelado basado en información espacial 3D real de la estructura del puente, la estructura geológica y la estructura de la escultura para reflejar con precisión sus relaciones espaciales. Se emplea el método de diferencias finitas para analizar el impacto de la construcción de la estructura escultórica sobre las deformaciones del muelle y el asentamiento del terreno. La estructura del puente exhibe una pequeña deformación general, con desplazamientos horizontales y verticales máximos de los pilares ubicados en el borde de la tapa doblada en el lado del crítico pilar del puente vecino J24 adyacente a la escultura. Se establece un modelo de acoplamiento fluido-sólido de la interacción entre la estructura de la escultura y las cargas de viento con dos direcciones diferentes utilizando dinámica de fluidos computacional, y se realizan análisis teóricos y cálculos numéricos sobre el rendimiento antivuelco de la escultura. Se estudian los indicadores de fuerza interna, como el desplazamiento, la tensión y el momento de la estructura escultórica en el campo de flujo bajo dos condiciones de trabajo, y se realiza un análisis comparativo de estructuras típicas. Se muestra que las esculturas A y B tienen diferentes direcciones desfavorables del viento y distribuciones de fuerza interna específicas y patrones de respuesta debido a la influencia de los efectos del tamaño. En ambas condiciones de trabajo, la estructura de la escultura permanece segura y estable.

Con el rápido desarrollo de la economía de China, la demanda de infraestructura de transporte ha aumentado. Para proporcionar conexiones de tráfico rápidas entre los suburbios, el transporte ferroviario urbano es una opción ideal. Según las estadísticas, un total de 50 ciudades de China continental han puesto en funcionamiento 9.192 kilómetros de líneas de transporte ferroviario urbano, de los cuales más de 950 kilómetros son líneas elevadas1. Dado que las líneas ferroviarias elevadas a menudo cruzan o son paralelas a las vías urbanas, es inevitable que los puentes de tránsito ferroviario se vean afectados durante la construcción municipal de las vías urbanas. Los estándares de control de los puentes elevados de ferrocarril son estrictos y la deformación permitida es pequeña, por lo que es necesario controlar estrictamente la calidad de la construcción cuando se construye debajo de puentes de ferrocarril2, 3. Por ejemplo, cuando se construyen estructuras de cimentación de pilotes enterradas a poca profundidad cerca de puentes de tránsito ferroviario. , se debe prestar especial atención a los efectos de deformación de las estructuras en cimientos de pilotes de puentes, encepados, pilares, vigas en U, rieles y otras estructuras básicas, así como a su resistencia a fuertes cargas de viento4. Por tanto, es necesario estudiar el impacto de la construcción bajo puentes de tránsito ferroviario.

Los académicos han realizado importantes investigaciones sobre la ley de deformación de la infraestructura ferroviaria bajo la influencia de cargas externas. Feng et al.5 utilizaron métodos analíticos para estudiar la relación cartográfica entre la deformación vertical de las estructuras de puentes y la deformación de los rieles del ferrocarril de alta velocidad y propusieron un modelo analítico correspondiente. La deformación del carril bajo tres deformaciones estructurales típicas de puentes se calculó utilizando métodos analíticos y numéricos de elementos finitos, y se analizó la evolución de la geometría del carril en este caso. Los resultados muestran que el coeficiente de mapeo entre la deformación de la estructura del puente y la deformación del riel aumenta de manera no lineal al aumentar la amplitud de la deformación de la estructura del puente. Gou et al.6 proporcionaron un método para evaluar cuantitativamente la deformación de la vía debido a las deformaciones del puente y la degradación entre capas. Con este método se llevó a cabo una evaluación del estado en tiempo real de las vías del tren de alta velocidad basándose en el seguimiento en tiempo real de la deformación del puente. El análisis y la investigación se validaron con el modelo 3D de elementos finitos y se utilizaron para estudiar el impacto de parámetros clave. Salcher et al.7 evaluaron la influencia de las interacciones suelo-estructura en la dinámica de puentes ferroviarios basándose en simulaciones numéricas de frecuencias naturales, modos de vibración naturales y coeficientes de amortiguación equivalentes. Basado en el principio de variación de energía, Jiang et al.8 establecieron un modelo de análisis de vibración de acoplamiento de un sistema de estructura de vía-puente de vigas simplemente soportadas de un ferrocarril de alta velocidad bajo la consideración del efecto de la deformación por corte. Se compararon los métodos de cálculo numérico de elementos finitos ANSYS y MIDAS con los métodos analíticos establecidos en ese trabajo. El método de análisis establecido en el estudio se utilizó para evaluar las características de vibración natural del sistema estructural bajo diferentes rigideces entre capas y diferentes longitudes de rieles de secciones de subrasante. Han et al.9 desarrollaron un sistema integrado que incluye un sistema de posicionamiento global (GPS), acelerómetro y anemómetro para obtener las respuestas de un puente de gran luz a cargas de viento extremas. Se adoptó un filtro de mínimos cuadrados recursivo adaptativo para separar los movimientos de variación lenta, y el desplazamiento total con precisión de medición mejorada se obtuvo a partir de los desplazamientos dinámicos cuasiestáticos y de alta frecuencia combinados. Los resultados muestran que la técnica propuesta puede mejorar significativamente la precisión de las mediciones de desplazamiento bajo vientos fuertes.

Respecto a la solución analítica de la deformación estructural de pilas de puentes, numerosos estudios han extraído un gran número de conclusiones útiles10,11,12,13,14. Bimschas et al.15, 16 desarrollaron un modelo mecánico confiable para describir la distribución completa de las deformaciones por flexión a lo largo del miembro y en todos los niveles de carga. Este artículo presentó el concepto teórico del análisis de la deformación por flexión inelástica de pilares de hormigón armado. Cuando se utilizó el campo de tensiones discontinuas para determinar la fuerza de la cuerda, se consideró la influencia de las grietas oblicuas relacionadas con el corte en el comportamiento de deformación por flexión. Se aplicó el método mecánico de análisis de flexión inelástica de pilares de hormigón armado introducidos en un papel de soporte y los resultados se compararon con los resultados de medición experimental de dos experimentos a gran escala. Chen et al.17, 18 propusieron un método para analizar la influencia del asentamiento de múltiples pilares en un sistema dinámico acoplado tren-vía-puente. La relación cartográfica entre el asentamiento del muelle y la deformación del carril se deriva teóricamente. Basado en la teoría de la interacción dinámica tren-vía-puente, se estableció un modelo dinámico detallado tren-vía-puente. Los resultados de las pruebas de campo se verificaron utilizando este modelo para calcular la respuesta dinámica del sistema tren-ferrocarril-puente bajo diferentes valores de asentamiento del muelle.

De manera similar, los experimentos de laboratorio y las simulaciones numéricas se han utilizado ampliamente en el análisis de los problemas de deformación estructural de puentes19, 20. Liu21 desarrolló un modelo 3D detallado de elementos finitos para resolver las interacciones entre la columna del pilar, los cimientos de los pilotes, el suelo circundante y los camiones pesados. carga para facilitar el análisis. Después de validar el modelo mediante el método de análisis general M, el modelo desarrollado se utilizó para estudiar el comportamiento del puente bajo los efectos combinados de cargas temporales de la carretera. Zheng et al.22 presentaron una investigación numérica de la respuesta de deformación de minipilotes de suelo reforzado con geosintéticos (GRS) en condiciones de carga de servicio. Los resultados de la simulación de un estudio paramétrico indican que el ángulo de fricción del suelo de relleno, la cohesión del suelo de relleno, el espaciamiento vertical del refuerzo y la rigidez del refuerzo tienen los efectos más significativos sobre los asentamientos y los desplazamientos laterales de los minipilotes GRS bajo condiciones de carga de servicio. Zhang et al.23 utilizaron el código de elementos finitos LS-DYNA para simular numéricamente colisiones entre desprendimientos de rocas y pilares de puentes para estudiar las fuerzas de impacto, la respuesta del puente y rastrear la deformación estructural. Se propuso una técnica de modelado numérico de dos pasos para determinar el índice de seguridad operativa de los trenes de alta velocidad.

Al mismo tiempo, se han realizado numerosos estudios sobre la respuesta estructural de los edificios ante cargas de viento24,25,26,27. Por el contrario, se han realizado relativamente pocos estudios sobre el comportamiento antivuelco de estructuras como las instalaciones municipales sometidas a fuertes cargas de viento. Zuo et al.28 llevaron a cabo un experimento de tres fases para estudiar la carga del viento en estructuras de letreros con caras rectangulares. Se probaron en un túnel de viento cinco modelos de señales rectangulares representativas de diferentes configuraciones. Los resultados revelaron la influencia significativa de la configuración geométrica de las estructuras de señales rectangulares sobre la carga de viento. Tse et al.29 llevaron a cabo una investigación numérica sobre cuatro configuraciones típicas de estructuras de mitigación de ruido y sus características con respecto a las cargas de viento. En el modelo numérico se consideraron el modelo de turbulencia y los parámetros del modelo, el modelado de la capa límite atmosférica en equilibrio, la discretización de la cuadrícula, etc., para mejorar la precisión numérica. También se validó numéricamente una configuración utilizando datos de pruebas en túnel de viento. Solari30 resumió la investigación sobre cargas de viento en ingeniería eólica estructural y discutió las herramientas analíticas, experimentales y numéricas comúnmente utilizadas para garantizar la seguridad estructural.

De los estudios anteriores, queda claro que la mayor parte de la investigación sobre la deformación de estructuras de puentes bajo la influencia de cargas externas se ha centrado en los efectos de las cargas vibratorias, como las cargas sísmicas y las cargas operativas de los trenes. Sin embargo, se han realizado pocos estudios sobre la influencia de la construcción de estructuras de cimentación de pilotes enterradas a poca profundidad debajo de puentes de tránsito ferroviarios existentes sobre la deformación estructural. En particular, cuando el tamaño de una estructura es grande, la forma es irregular y la distancia desde la columna del pilar es relativamente desfavorable, la estructura corre el riesgo de volcar bajo la acción de una fuerte carga de viento. Una vez volcado, provocará daños irreversibles en las estructuras del puente, como los pilares, lo que afectará gravemente a la seguridad de los trenes.

Actualmente, la construcción de grandes estructuras debajo de puentes ferroviarios a distancias muy cortas es rara. Tampoco existen estudios detallados sobre esta situación. En particular, la estructura escultórica en el ejemplo del proyecto estudiado aquí es extremadamente irregular, ya que es una combinación grupal de estructuras de cimientos de pilotes enterrados poco profundos, irregulares y de gran escala. La construcción de la estructura escultórica debajo del puente ferroviario provocará ciertos efectos de deformación en los pilares del puente, afectando así la estabilidad de la vía. Además, dado que el sitio del proyecto está ubicado en el área marina afectada por el viento marino, según los datos meteorológicos, la fuerza del viento máxima promedio alcanza el nivel 9, por lo que la carga del viento tendrá un gran impacto en la estructura de la escultura durante la construcción. proceso y después de terminada la construcción. Debido a que el vuelco del grupo estructural causará daños a los pilares del puente, en diversas condiciones desfavorables, la investigación de este proyecto tiene importancia práctica e implicaciones para la innovación.

Por lo tanto, es necesario estudiar la construcción de estructuras de cimentación de pilotes enterrados a poca profundidad debajo de viaductos ferroviarios existentes y la deformación de las estructuras de los viaductos bajo la influencia de la carga del viento. Además, se necesitan estudios de la deformación de los puentes de tránsito ferroviario bajo la influencia de la construcción de estructuras de cimentación de pilotes enterradas a poca profundidad y del comportamiento antivuelco de las estructuras bajo el efecto de una fuerte carga de viento. En términos de métodos de investigación, aunque la mayoría de los estudios relevantes también utilizaron métodos de simulación numérica, su modelado a menudo estaba limitado por el propio software de simulación numérica, y es imposible representar la estructura de manera muy realista. En este artículo, se realiza un modelado sólido 3D refinado como paso previo al procesamiento de la simulación numérica, que supera la simplificación excesiva del modelado numérico y restaura al máximo los parámetros de tamaño, posición espacial, proceso de construcción y parámetros materiales del objeto de ingeniería. mejorando la precisión del cálculo numérico.

La línea 11 del metro de Qingdao tiene una longitud total de aproximadamente 58 km, y toda la línea tiene principalmente la forma de un puente elevado, con una velocidad máxima de diseño de 120 km/h. Debajo del puente ferroviario, se construirá una nueva vía urbana, y la carretera y el puente se cruzarán aproximadamente de forma ortogonal. Según el plan, se construirá un grupo de esculturas municipales en la intersección de la carretera y el puente, directamente debajo de las vigas en U, a saber, la escultura A, la escultura B y la escultura C.

Según la ubicación de construcción de las esculturas, la sección del puente de tránsito ferroviario es K41 + 243.125 ~ K41 + 296.125, y los números de muelle son J23 – J25. Se adoptan vigas en U de hormigón pretensado, de las cuales la luz entre los pilares J23 y J24 es de 28 m y la luz entre los pilares J24 y J25 es de 25 m. El grado de hormigón de la viga es C55, los pilares y los encepados son de hormigón C40 y la tapa doblada es de hormigón C50. La figura 1 muestra los cimientos de pilotes en el tramo elevado del puente dentro del ámbito de influencia de la construcción escultórica. El estado del muelle se muestra en la Tabla 1.

Estado de los muelles.

Las esculturas son modelos realizados mediante fundición de formas especiales. La escultura A tiene una altura máxima de 16 m, una luz máxima de 12 m y una longitud total de 18,3 m. La escultura B tiene una altura máxima de 9 m, una luz máxima de 7,6 m y una longitud total de 14,3 m. La escultura C tiene una altura máxima de 4 m, una luz máxima de 3,29 m y una longitud total de 8,3 m. Cada escultura está sostenida por una base de tira, con una estructura de hormigón armado C40 que forma el cuerpo principal de la base.

Algunas de las esculturas A y B están ubicadas dentro del rango de proyección vertical del puente de tránsito ferroviario, y la escultura C está completamente fuera del rango de proyección del puente. La escultura B es aproximadamente perpendicular al puente y la línea que conecta las bases de las esculturas A y C cruza oblicuamente el puente. Las alturas verticales de las tres esculturas son todas más bajas que las alturas de las tapas dobladas del puente y las vigas en U, y las bases están ubicadas fuera del rango vertical de los pilares y encepados de J23, J24 y J25. La distancia entre las esculturas y los pilares y vigas en U se muestra en la Fig. 2.

Distancias laterales entre las esculturas y pilares.

Para reflejar la relación posicional espacial entre diferentes estructuras, se establece un modelo espacial sólido 3D de la estructura de la escultura, la estructura del puente y la estructura del estrato. Este modelo sólido 3D se utilizará para cálculos numéricos en análisis posteriores de los efectos de la construcción de esculturas y las cargas de viento. De acuerdo con los documentos de diseño, la investigación de campo y los datos de las condiciones geológicas, se utiliza el software Rhino para modelar y realizar la simulación digital gemela de la estructura sólida.

El proceso de modelado en el software Rhino depende en gran medida de parámetros detallados de las tres vistas. Por lo tanto, durante el proceso de modelado, es necesario establecer modelos sólidos y modelos compuestos correspondientes para la estructura de la escultura, la estructura del puente y los estratos geológicos basados ​​en los parámetros planos de sus respectivas vistas frontal, lateral y superior, así como su espacio. relaciones posicionales. En primer lugar, a partir de sus vistas frontales se determinan los contornos exterior e interior de las estructuras, definiendo las formas bidimensionales en el plano. Usando la vista lateral, se determinan las dimensiones y el espesor de las estructuras, y las estructuras 3D se crean usando la función de extrusión sólida en el software Rhino. Al considerar la vista superior y las relaciones espaciales entre las estructuras, los modelos sólidos individuales se colocan en sus respectivas posiciones dentro del sistema de coordenadas espaciales. Finalmente, tras completar el modelado de todas las estructuras, se obtiene el modelo global del sistema. El proceso de modelado se ilustra en la Fig. 3.

Proceso de modelado.

De acuerdo con el dibujo de diseño y el dibujo de construcción de la estructura de la escultura, cada componente de la escultura es una estructura de forma especial, la parte superior e inferior no tienen el mismo ancho y la forma general es estrecha en la parte superior y ancha en la parte inferior. Los modelos sólidos 3D establecidos de las esculturas A, B y C se muestran en la Fig. 4.

Modelo sólido 3D de las esculturas.

De acuerdo con los documentos de diseño del puente, se determinan parámetros como el tipo, elevación y tamaño de las correspondientes vigas en U, encepados, encepados y cimientos de pilotes de los pilares J23, J24 y J25, como se muestra en la Tabla 2.

En este proyecto se encuentran 5 tipos de estratos; de arriba a abajo son relleno plano, arcilla limosa, arena medianamente gruesa, granito fuertemente meteorizado y granito moderadamente meteorizado, con espesores de 2,8 m, 5,2 m, 5,2 m, 18 my 28,8 m, respectivamente. Considerando la intersección del estrato y la estructura del puente, es necesario realizar operaciones booleanas para eliminar estructuras como pilares, encepados y pilotes de puentes en los estratos. Se combinan el modelo sólido 3D de las esculturas, el puente de tránsito ferroviario y los estratos. Según la ubicación planificada de las esculturas, se obtiene un modelo espacial sólido 3D combinado. Los modelos sólidos 3D se muestran en la Fig. 5.

Modelos sólidos 3D.

De acuerdo con el modelo sólido 3D combinado y la ubicación específica de las esculturas, se lleva a cabo una simulación numérica del método de diferencias finitas (FDM) utilizando el software FLAC3D para los pilares J23, J24 y J25 dentro del rango de influencia. Para importar los modelos sólidos 3D creados en la sección anterior al software FLAC3D, se utiliza el complemento Griddle para generar mallas de modelos dentro del software Rhino. Los archivos de malla generados se exportaron como archivos .f3grid y se importaron al software FLAC3D. Luego, los modelos se reorganizaron para cálculos numéricos posteriores. El proceso de importación se ilustra en la Fig. 6. Se calcula la deformación estructural del puente causada por la construcción de las esculturas A, B y C.

Proceso de importación.

Debido a la aleatoriedad y complejidad de las propiedades físicas y mecánicas de los materiales geotécnicos, en el proceso de modelado y cálculo se consideran los factores principales, se ignoran los factores secundarios y se simplifican adecuadamente los problemas específicos. En esta simulación numérica se adoptan las siguientes suposiciones: (1) los materiales de roca y suelo circundantes son medios continuos homogéneos e isotrópicos; (2) la influencia del estrés tectónico no se considera en la simulación del campo de estrés inicial. Para eliminar los efectos de los límites, las dimensiones de los límites del modelo se establecen entre 2 y 4 veces el tamaño del área central de investigación. El enfoque principal es el área central compuesta por tres pilares y tres estructuras escultóricas, con un rango plano de aproximadamente 55 m × 25 m. Teniendo en cuenta la profundidad de los cimientos de pilotes, las dimensiones x × y × z del modelo se establecen en 120 m × 60 m × 80 m. Las restricciones de límite se establecen como libres para la superficie superior y con desplazamiento fijo para otras superficies. Es decir, no hay límite para el desplazamiento de la superficie superior en las tres direcciones de coordenadas. El desplazamiento de la superficie inferior está fijado en las tres direcciones de coordenadas. El límite circundante tiene una condición de límite de desplazamiento fijo en las direcciones x e y; sólo se permite el desplazamiento en la dirección z. Se utiliza el modelo de Mohr‒Coulomb para cada estrato y el modelo Elástico para cada estructura de puente y estructura de escultura. El origen del sistema de coordenadas se encuentra en el límite izquierdo del modelo. El eje x positivo está dispuesto a lo largo de la línea central del puente, el eje y es perpendicular a la línea central del puente y el eje z positivo está verticalmente hacia arriba. Los parámetros del material del modelo se muestran en la Tabla 3. El modelo numérico utilizado en el análisis de simulación se muestra en la Fig. 7.

Modelo numérico.

Según los resultados del cálculo de la simulación numérica, después de construir la escultura, el desplazamiento máximo de los pilares del puente en la dirección x es de aproximadamente 1,78 mm, lo que ocurre en el borde de la tapa doblada del pilar J24 cerca del costado de la escultura. El desplazamiento máximo de los pilares del puente en la dirección y es de aproximadamente 1,09 mm, lo que ocurre en el borde de la tapa doblada de J24 cerca del costado de la escultura. El desplazamiento máximo de los pilares del puente en la dirección z es de aproximadamente 0,54 mm, lo que ocurre en el borde del pilar de J24 cerca del costado de la escultura. El desplazamiento de las pilas del puente se muestra en la Fig. 8.

Desplazamiento de las pilas del puente.

Debido al gran peso propio de la estructura de la escultura, se producirá asentamiento en la superficie del suelo debido a la influencia de su construcción. Según los resultados de la simulación numérica, el asentamiento del suelo del estrato superior de relleno plano se muestra en la Fig. 9. Dentro del alcance del plano del modelo, la colocación de la escultura produce un asentamiento vertical significativo. Entre ellos, la posición donde la base de la escultura A está en contacto con el suelo tiene el mayor asentamiento, que es de aproximadamente 0,04 m. Dado que la construcción de las esculturas A y B tiene un gran rango de influencia sobre la deformación de la capa de suelo circundante, el rango de influencia se superpone, formando un tanque de asentamiento en forma de silla de montar.

Asentamiento del terreno.

Afectado por la construcción de la escultura, el desplazamiento horizontal máximo de la estructura del pilar del puente es de aproximadamente 1,78 mm, que ocurre en el borde de la tapa doblada del pilar J24 cerca del costado de la escultura, y el desplazamiento vertical máximo es de aproximadamente 0,54 mm, que ocurre en el borde de la tapa doblada del muelle J24 cerca del costado de la escultura. De acuerdo con los requisitos de la Especificación técnica para carreteras e ingeniería municipal bajo cruce de ferrocarriles de alta velocidad (TB 10182-2017), durante las actividades de construcción debajo de un puente ferroviario, el impacto en el desplazamiento horizontal y vertical de las tapas dobladas debe limitarse a menos de 2mm. El desplazamiento máximo de las tapas acodadas es de 1,78 mm, lo que cumple con los requisitos de la normativa. El asentamiento máximo del estrato de relleno plano es de aproximadamente 0,04 m, que se encuentra en la base de la escultura A. Después de la construcción de las esculturas A y B, los rangos de influencia de asentamiento del suelo se conectan, formando un tanque de asentamiento en forma de silla de montar. En la Fig. 9, se puede observar que los pilares están ubicados fuera del tanque de sedimentación y que el asentamiento del terreno es relativamente pequeño. Por lo tanto, se puede inferir que el impacto del asentamiento del terreno causado por la construcción de esculturas en los pilares es pequeño. Teniendo en cuenta todo el análisis anterior, se puede concluir que se puede garantizar la operación segura del puente.

Aparte de la deformación de la estructura del muelle inducida por el hundimiento resultante de la construcción de la escultura, el desplazamiento de la propia escultura y su potencial de volcar debido a las fuertes cargas de viento también pueden afectar al puente. Para estudiar el comportamiento antivuelco de la estructura escultórica bajo la acción de la carga del viento y garantizar la seguridad de la operación del tren, se lleva a cabo un análisis de deformación de una estructura escultórica en un campo de flujo mediante simulación de dinámica de fluidos computacional (CFD). Se estudia la resistencia a la presión del viento y el comportamiento antivuelco de la estructura de la escultura.

Para comparar y analizar la exactitud del cálculo numérico CFD, primero se realiza el cálculo teórico de la carga de viento. La carga de viento estática equivalente promedio a cualquier altura z se puede determinar de acuerdo con diferentes topografías del sitio, alturas de estructuras y formas de estructuras y se expresa mediante la siguiente ecuación:

donde w0 es la presión del viento de referencia, μs es el coeficiente de forma de la carga del viento de la estructura en la altura z, y μz es el coeficiente de variación de altura de la presión del viento de la estructura en la altura z.

Según la teoría de la vibración aleatoria, la carga de viento estática equivalente del viento pulsante a cualquier altura z se puede expresar multiplicando la carga de viento estática equivalente en esa posición por el coeficiente equivalente ηz, como se muestra en la siguiente ecuación:

Por lo tanto, la superposición de los dos es la carga de viento estática equivalente a cualquier altura:

donde βz es el coeficiente de vibración del viento, que es el coeficiente equivalente considerando la acción del viento pulsante.

Por lo tanto, la carga de viento estática equivalente a cualquier altura se obtiene multiplicando la carga de viento estática equivalente promedio por el coeficiente de vibración del viento en el código de carga chino. El coeficiente de forma de la carga del viento μs, el coeficiente de variación de altura μz y la presión del viento de referencia w0 en la ecuación se pueden determinar con el código de carga actual de acuerdo con el tipo de estructura del objeto de cálculo31. Dado que la velocidad del viento es un valor constante en este cálculo numérico, βz se toma como 1. De acuerdo con los requisitos del código, al considerar el entorno costero de la estructura y una altura de 15 m desde el nivel del mar, el valor de μz es 1,42. Cuando la sección transversal de la estructura es un plano rectangular, el valor de μs es 0,8. La presión del viento de referencia se basa en el valor de la presión del viento de la velocidad media del viento de 50 años a una altura de 10 m bajo el relieve estándar.

Según el tamaño de la escultura A, se toma como ejemplo la segunda estructura más alta A*2 (15 m). Considerando el desnivel, equivale básicamente a los 15 m especificados en el código. Sustituyendo cada valor en la ecuación. (3), la carga de viento calculada wz en la parte superior de la escultura A*2 es 0,38 MPa. En particular, este resultado es el valor calculado de la fórmula teórica de la estructura de escultura única A*2. Debido a la situación actual, la escultura A es una combinación de múltiples estructuras. Bajo la acción de la carga del viento, diferentes estructuras interactuarán entre sí. Por lo tanto, habrá una desviación entre el valor de cálculo numérico y el valor de cálculo teórico.

Para este proyecto, la respuesta de tensión y deformación de la estructura de la escultura bajo la acción de la carga del viento es un problema de acoplamiento fluido-sólido. El proceso físico es el siguiente: el aire fluye en el modelo, la estructura de la escultura actúa como un obstáculo para obstaculizar el flujo de aire y el flujo de aire afecta la superficie exterior de la escultura. Se aplican fuerzas creadas por la resistencia viscosa y la presión de la mampostería, y la escultura se deforma bajo la carga externa, lo que hace que el flujo de aire siga un nuevo camino. Por lo tanto, en este problema de interacción fluido-sólido, la estructura de la escultura se utiliza como material deformable para evaluar la resistencia de alineación contra la presión del viento y el vuelco.

Entre las tres esculturas, las esculturas A y B son grandes en tamaño y volumen general, y su área de impacto también es grande. Además, estas esculturas se encuentran relativamente cerca de los muelles J23 y J24. Por lo tanto, las esculturas A y B representan grandes riesgos potenciales para la seguridad una vez finalizada la construcción, por lo que se seleccionan las esculturas A y B como objetos de evaluación. El cálculo se divide en dos condiciones de trabajo: (1) en la condición de trabajo I, la carga del viento se carga a lo largo de la dirección de la línea de conexión a mitad del tramo de la estructura de la escultura; y (2) en la condición de trabajo II, la carga del viento se carga a lo largo de la dirección de la línea de conexión vertical a mitad del tramo de la estructura de la escultura. Las respuestas de tensión y deformación bajo dos condiciones de carga de viento se simulan y analizan mediante el software CFD COMSOL Multiphysics, que es un software versátil para acoplar directamente el análisis de multifísica. COMSOL Multiphysics es un software de simulación basado en el método de elementos finitos (FEM), que emplea la solución de ecuaciones diferenciales parciales o sistemas de ecuaciones diferenciales parciales para replicar fenómenos físicos del mundo real. De acuerdo con los dibujos de diseño estructural de las esculturas A y B, la información de contorno dimensional y de forma se extrajo de la vista frontal, la vista lateral y la vista superior. En primer lugar, se crean modelos sólidos 3D de las estructuras escultóricas utilizando el software Rhino. Luego, se exportan como archivos .stl y se importan al software COMSOL Multiphysics para su cálculo. Para simular el entorno del campo de flujo, se establece un espacio hexaédrico con un tamaño de 40 m × 40 m × 40 m fuera de la escultura y se divide en mallas.

Las simulaciones CFD involucran tanto flujo laminar como física de mecánica de sólidos. Para el proceso de flujo laminar, el proceso de simulación numérica establece la entrada y la salida como condiciones de contorno. Según los documentos de diseño del puente, la velocidad del viento en caso de vientos fuertes, según datos estadísticos históricos con un período de retorno de 50 años, es de 23 m/s. Por lo tanto, la velocidad del viento fuerte se selecciona como 23 m/s (viento de nivel 9); es decir, la entrada mantiene un flujo de aire de 23 m/s. La salida se abre a la atmósfera, y se fija la sección correspondiente, como se muestra en la Fig. 10.

Estado de funcionamiento I de la escultura A.

El estudio presenta un cálculo del campo de velocidad del flujo de aire de carga de viento, desplazamiento, tensión y momento de la sección I y la sección II de las estructuras de la escultura. La carga de viento se carga a lo largo de la dirección de la línea de conexión a mitad del tramo de la estructura de la escultura. La velocidad máxima del flujo de aire en la sección I es de aproximadamente 27,5 m/s, ubicada en la parte superior de la estructura de la escultura. Mientras tanto, el desplazamiento máximo en la sección I es de aproximadamente 0,52 mm, también ubicada en la parte superior de la estructura escultórica. La tensión máxima de aproximadamente 0,43 MPa se produce en la parte superior de la estructura de la escultura A*2. Además, el momento máximo de aproximadamente 8 kN·m se produce en la parte superior de la estructura de la escultura A*3.

De manera similar, cuando la carga de viento se carga en la dirección de la línea de conexión de mitad del tramo de la estructura de la escultura, la velocidad máxima del flujo de aire en la sección II es de aproximadamente 27,5 m/s, ubicada en la estructura de la escultura A*1. El desplazamiento máximo es de aproximadamente 0,53 mm, ubicado en la parte superior de la estructura escultórica. La tensión máxima es de aproximadamente 0,7 MPa, ubicada en la parte inferior de la estructura de la escultura A*1. Además, el momento máximo de aproximadamente 1,2 kN·m se sitúa por encima del pie de la estructura escultórica, y la estructura escultórica está en estado de torsión. Los resultados del cálculo se muestran en la Fig. 11.

Resultados del cálculo de la escultura A en condiciones de funcionamiento I.

En el proceso de simulación numérica, la entrada y la salida se establecen como condiciones límite, y la velocidad del viento fuerte se establece igual que en la escultura A. Es decir, la entrada mantiene un flujo de aire de 23 m/s, la salida está conectada a la atmósfera. , y se configura la sección correspondiente, como se muestra en la Fig. 12.

Estado de funcionamiento I de la escultura B.

Los resultados indican que el flujo de aire máximo, con una velocidad de aproximadamente 27 m/s, se ubica en la parte superior de la estructura de la escultura cuando la carga del viento se aplica en la dirección de la línea de conexión a mitad del tramo. El desplazamiento máximo es de aproximadamente 0,45 mm y la tensión máxima es de aproximadamente 0,22 MPa. El momento máximo es de aproximadamente 1,2 kN·m, todos ellos situados en la parte superior de la estructura escultórica.

En la sección II, bajo la carga del viento a lo largo de la línea de conexión del tramo medio de la estructura de la escultura, la velocidad máxima del flujo de aire de aproximadamente 30 m/s se observa en la escultura B*1. El desplazamiento máximo de aproximadamente 0,45 mm se produce en la parte superior de la estructura de la escultura. La tensión máxima de aproximadamente 1,4 MPa se observa en el centro de la estructura de la escultura B*1. El momento máximo de aproximadamente 6,5 kN · m se ubica sobre los pies de la estructura escultórica, con direcciones opuestas en los dos lados, lo que indica un estado de torsión de la estructura escultórica. Los resultados del cálculo se muestran en la Fig. 13.

Resultados del cálculo de la escultura B en condiciones de funcionamiento I.

Se puede ver que la estructura de la escultura tiene un cierto efecto de obstrucción sobre el flujo del viento. Debido al gran tamaño de la escultura A, existe un cierto espacio entre sus componentes, lo que proporciona un camino para la transmisión del flujo del viento. Por lo tanto, la velocidad del viento puede alcanzar entre 10 y 15 m/s debajo de la estructura de la escultura A*1. Además, cuando el flujo del viento encuentra una obstrucción de la estructura de la escultura, la velocidad del viento cae bruscamente a cerca de 0 m/s cerca de la estructura, lo que resulta en un mayor desplazamiento y fuerzas internas. En cuanto a las esculturas B, debido a su pequeño tamaño, su efecto de obstrucción al flujo del viento es muy evidente. La velocidad del viento debajo de la estructura de la escultura es casi toda inferior a 10 m/s.

Durante el proceso de simulación numérica de la condición de trabajo II, la entrada y la salida también están sujetas a condiciones límite. De manera similar, todavía se selecciona una carga de viento de 23 m/s (viento de nivel 9). Específicamente, la entrada se mantuvo con un flujo de aire constante, mientras que la salida se conectó a la atmósfera con una sección transversal correspondiente, como se ilustra en la Fig. 14.

Estado de funcionamiento II escultura A.

La sección I experimenta la carga del viento en la dirección de la línea vertical de conexión central de la estructura escultórica. Los resultados indican que la velocidad máxima del flujo de aire de aproximadamente 31 m/s se ubica en el borde de cada estructura de la escultura. El desplazamiento máximo de aproximadamente 0,48 mm se encuentra en la parte superior de la estructura de la escultura A*3. La tensión máxima de aproximadamente 3 MPa también se encuentra en la parte superior de la estructura de la escultura A*3. El momento máximo de aproximadamente 4,5 kN·m se ubica en la parte superior de la estructura de la escultura A*3, siendo las direcciones de momento de las dos estructuras opuestas.

En la sección II, la carga del viento se carga en la dirección de la línea de conexión media del tramo de la estructura de la escultura. La velocidad máxima del flujo de aire de aproximadamente 29 m/s se encuentra en la parte superior de la escultura. El desplazamiento máximo de aproximadamente 0,33 mm se sitúa en el lado de barlovento. La tensión máxima de aproximadamente 1,2 MPa se encuentra en el lado de barlovento de la parte inferior de la escultura. El momento máximo de aproximadamente 5,2 kN·m se encuentra en el lado de barlovento, encima del centro de la estructura de la escultura. Los resultados del cálculo se presentan en la Fig. 15.

Resultados del cálculo de la escultura A en condiciones de funcionamiento II.

Las condiciones límite de la simulación numérica de las esculturas B son las mismas que antes, y también se determina un conjunto de límites de entrada y salida del flujo de aire, como se muestra en la Fig. 16.

Estado de funcionamiento II de la escultura B.

Para la sección I, la carga de viento se aplica en la dirección de la línea de conexión vertical a mitad del tramo de la estructura de la escultura, y el flujo de aire máximo es de aproximadamente 27,5 m/s, que ocurre en el borde de cada estructura de la escultura. El desplazamiento máximo es de aproximadamente 0,05 mm, el cual se sitúa en la parte superior de la escultura. La tensión máxima es de aproximadamente 0,3 MPa, que se encuentra en la parte superior de la estructura de la escultura B*1. El momento máximo es de aproximadamente 1,2 kN·m, que también se encuentra en la parte superior de la estructura de la escultura B*1.

En la Sección II, los resultados del cálculo muestran que la velocidad máxima del flujo de aire es de aproximadamente 26 m/s, ubicada en la parte superior de la escultura. El desplazamiento máximo es de aproximadamente 0,05 mm, ocurriendo en las partes media y superior de la estructura escultórica. La tensión máxima es de aproximadamente 0,7 MPa, ubicada en la parte superior de la estructura de la escultura. El momento máximo es de aproximadamente 1,1 kN·m, ubicado en el lado de barlovento sobre la estructura de la escultura. Los resultados del cálculo se ilustran en la Fig. 17.

Resultados del cálculo de la escultura B en condiciones de funcionamiento II.

A diferencia de la condición de trabajo I, debido a que la dirección del viento es perpendicular a la cara frontal de la estructura de la escultura, el flujo del viento se ve obstaculizado por un área mayor cuando el espacio entre los componentes de la escultura es pequeño. Por lo tanto, independientemente de la sección I o la sección II, la velocidad del viento dentro del espacio debajo de la escultura se ve severamente obstaculizada y reducida a cerca de 0 m/s. En comparación con la condición I, el valor de tensión de las esculturas A aumenta significativamente, mientras que la deformación de las esculturas B se reduce significativamente. La razón principal es que la influencia del cambio de dirección del viento en las esculturas A es mayor, mientras que el tamaño más pequeño de las esculturas B debilita la influencia del cambio de dirección del viento. Según el mecanismo de interacción fluido-estructura, cuando la carga del viento actúa sobre la superficie sólida, cuanto más disminuya la velocidad del viento, mayor será la fuerza interna del sólido. Por lo tanto, incluso bajo las condiciones extremas estipuladas, la construcción del grupo de estructura escultórica irregular descrito en este artículo no muestra ninguna tendencia discernible hacia el derrumbe. A la luz de estas circunstancias, tanto la estructura del puente como las estructuras escultóricas pueden garantizar un nivel de seguridad razonable.

Para verificar la precisión de los resultados de la simulación numérica CFD, se realizó un análisis comparativo con los resultados del cálculo teórico obtenidos en la sección “Cálculo de la carga de viento teórica”. Según los cálculos teóricos, la presión del viento que actúa sobre A*2 es de aproximadamente 0,38 MPa. El resultado de este cálculo representa el valor de la tensión en la superficie de la estructura cuando la carga del viento se aplica al frente de la escultura. En los resultados del cálculo CFD (sección “Resultado del cálculo de la escultura A”), el valor correspondiente es aproximadamente 0,43 MPa. La diferencia entre los dos valores es de aproximadamente el 11%. Teniendo en cuenta las simplificaciones realizadas en los cálculos, los resultados de los cálculos de los dos son básicamente consistentes.

Para analizar y comparar las respuestas de la fuerza interna de dos direcciones diferentes del viento en estructuras de escultura típicas, se seleccionaron las estructuras más grandes de la escultura A y la escultura B, es decir, la estructura de la escultura A*1 y la estructura de la escultura B*1, en cuanto a desplazamiento, tensión, y análisis de momentos bajo las dos diferentes condiciones de trabajo. Cabe señalar que se observaron las fuerzas internas en las líneas de contorno exteriores de las estructuras de las dos esculturas en la sección II, en lugar de en toda la sección. Esto conduce a ligeras diferencias en el análisis numérico de los esfuerzos internos en comparación con el análisis anterior de toda la sección.

En la Fig. 18, se puede ver que para las dos direcciones diferentes del viento, excepto para el desplazamiento, los valores de tensión y momento flector de la estructura de la escultura A*1 en la condición de trabajo I son generalmente más pequeños que aquellos en la condición de operación II. En la condición de trabajo I, debido a que la dirección del viento es perpendicular al frente de la estructura, la distribución del desplazamiento muestra un patrón claro de ser más pequeña en la parte inferior y más grande en la parte superior. En la condición de trabajo II, el desplazamiento máximo ocurre en el centro de la estructura y los tamaños de desplazamiento en los lados de barlovento y sotavento son similares. En cuanto a la tensión, cuando la dirección del viento es frontal, el valor de la tensión en la parte inferior es significativamente mayor que el de la parte superior, lo que se debe al fuerte efecto de restricción y fijación de los cimientos de pilotes enterrados a poca profundidad en la estructura de la escultura, mientras que la parte superior es el extremo libre. Esta respuesta al estrés es consistente con la respuesta de desplazamiento. En la condición de trabajo II, la distribución de tensiones de la estructura de la escultura muestra un patrón oscilante y el valor de tensión en el lado de barlovento es mayor que en el lado de sotavento. La distribución del momento flector se ve muy afectada por la dirección del viento. En la condición de trabajo I, el momento es simétrico con respecto a la estructura de la escultura, lo que resulta en el signo opuesto del momento. En la condición de trabajo II, el momento en el lado de barlovento es generalmente mayor que en el lado de sotavento, y el valor máximo aparece en la parte superior del lado de barlovento.

Fuerzas internas de la estructura de la escultura A*1.

En contraste con la estructura de la escultura A*1, el desplazamiento, la tensión y el momento de la estructura de la escultura B*1 en la condición de trabajo I son todos mayores que los de la condición de trabajo II, como se muestra en la Fig. 19. En la condición de trabajo I, la estructura general El patrón de distribución de desplazamiento, tensión y momento es similar al de la estructura de la escultura A*1. En la condición de trabajo II, cuando la dirección del viento es lateral, la oscilación de la distribución de fuerza interna no es fuerte. Debido a su menor tamaño y a la influencia de otras estructuras escultóricas, la respuesta del momento es más débil bajo cargas de viento. Por lo tanto, se puede ver que el tamaño tiene un impacto significativo en las fuerzas internas de las estructuras de la escultura cuando se fija la dirección del viento.

Fuerzas internas de la estructura de la escultura B*1.

Al realizar cálculos y análisis sobre la construcción de la estructura de la escultura y su respuesta a las cargas de viento, se pueden sacar las siguientes conclusiones:

La construcción de las esculturas tiene un impacto menor en la seguridad de la estructura del puente. El desplazamiento horizontal máximo de la pila del puente es de aproximadamente 1,78 mm, que ocurre en el borde de la tapa doblada de la pila J24 cerca del costado de la escultura, y el desplazamiento vertical máximo es de aproximadamente 0,54 mm, que ocurre en el borde de la pila doblada. tapa del muelle J24 cerca del costado de la escultura.

Cuando la carga del viento se carga en la dirección de la línea de conexión vertical a mitad del tramo de la estructura de la escultura, la respuesta de deformación estructural de la escultura A en el lado de barlovento es mayor, excepto por el momento, que es una dirección desfavorable del viento. Cuando la carga del viento se carga en la dirección de la línea de conexión a mitad del tramo de la estructura de la escultura, la respuesta de deformación de la estructura de la escultura B es mayor que cuando la carga del viento se carga en la dirección de la conexión vertical a mitad del tramo. que es una dirección desfavorable del viento. Las esculturas son relativamente estables en ambas condiciones.

En la condición de trabajo I, el desplazamiento es menor en la parte inferior y mayor en la parte superior. La distribución de tensiones en el lado de barlovento es mayor que en el lado de sotavento en la condición de trabajo II. La distribución del momento flector se ve afectada por la dirección del viento, con momentos simétricos en la condición de trabajo I y momentos mayores en el lado de barlovento en la condición de trabajo II. El tamaño de las estructuras escultóricas también influye en sus fuerzas internas bajo direcciones fijas del viento.

Los conjuntos de datos utilizados y analizados durante el estudio actual están disponibles del autor correspondiente a solicitud razonable.

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Yan Wang

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Zheng Chen

Beijing Urban Construction Group Co., Ltd, Beijing, 100088, China

yi qi

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YW hizo contribuciones a la construcción y análisis del modelo y escribió el texto principal del manuscrito; ZC se centró en la supervisión y YQ preparó las simulaciones numéricas.

Correspondencia a Yan Wang o Zheng Chen.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Wang, Y., Chen, Z. & Qi, Y. Investigación sobre el impacto de la construcción de grupos de estructuras irregulares en los pilares de puentes de tránsito ferroviario y su respuesta a la carga del viento. Representante científico 13, 10469 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-37717-6

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Recibido: 14 de mayo de 2023

Aceptado: 26 de junio de 2023

Publicado: 28 de junio de 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-37717-6

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