步履式頂推分體寬幅鋼箱梁橫向偏位局部應(yīng)力分析

黃國(guó)紅，吳 波，朱利明，王 璇

(1.南京市公共工程建設(shè)中心，江蘇 南京 210009；2.南京工業(yè)大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院，江蘇 南京 210009)

0 引 言

近年來，步履式頂推施工法在中國(guó)得到迅速發(fā)展，該方法具有對(duì)橋下干擾小、安全、經(jīng)濟(jì)等特點(diǎn)，因而廣泛運(yùn)用于跨越鐵路、公路、河流等橋梁施工中。在頂推施工中，由于千斤頂摩阻力的變化，導(dǎo)致水平千斤頂出力不均勻、不同步，進(jìn)而主梁容易發(fā)生橫向偏位。橫向偏位過大，將導(dǎo)致主梁偏離頂推路線、受力不平衡而導(dǎo)致局部受力過大等狀況，《公路橋涵施工技術(shù)規(guī)范》對(duì)鋼箱梁頂推施工過程中軸線偏位控制閾值為10 mm，過小的控制值會(huì)導(dǎo)致糾偏頻率的增加，延長(zhǎng)施工工期，增加施工成本。因此分析橫向偏位對(duì)鋼箱梁局部應(yīng)力的影響以及合理的糾偏控制閾值顯得十分重要。

目前，國(guó)內(nèi)眾多學(xué)者對(duì)鋼箱梁頂推施工橫向偏位進(jìn)行了研究，主要集中在窄橋的偏位測(cè)試、統(tǒng)計(jì)分析、糾偏對(duì)策、偏位閾值等方面的研究。而針對(duì)分體寬幅橫向四支點(diǎn)鋼箱梁橫向偏位的局部受力特性研究缺乏。因此，本研究以南京龍翔西立交建設(shè)工程為背景，基于通用有限元軟件ABAQUS建立最大懸臂工況下“殼-實(shí)-接觸”混合有限模型，分析橫向偏位對(duì)分體寬幅鋼箱梁應(yīng)力、支反力的影響，揭示了其受力特點(diǎn)，明確了典型不利偏位方式，并對(duì)接觸反力進(jìn)行了分析，提出了頂推施工橫向偏位控制閾值建議，其結(jié)果可用于指導(dǎo)設(shè)計(jì)和施工，并為分體寬幅鋼箱梁步履式頂推工程提供參考。

1 工程背景

南京龍翔西立交建設(shè)工程，其上部結(jié)構(gòu)采用簡(jiǎn)支鋼箱梁，跨徑60 m，在兩端過渡墩處均與現(xiàn)澆預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁相接。鋼箱梁采用步履式頂推施工，頂推距離為(6.7+39+60)m。橋面總寬38.5 m，左右對(duì)稱，橋面設(shè)雙向2%橫坡，采用雙箱斷面，每個(gè)箱體三個(gè)箱室，主梁高度2.6 m，單個(gè)箱體底板寬度12.625 m，兩個(gè)箱體間隔5.5 m。根據(jù)鋼箱梁分體寬幅的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，在主梁梁底設(shè)置橫向四支點(diǎn)步履式頂推設(shè)備，每套頂推設(shè)備采用單個(gè)豎向千斤頂和水平千斤頂，豎向千斤頂直徑為320 mm，水平千斤頂直徑為140 mm，在步履式千斤頂上布設(shè)鋼墊塊和墊塊，墊塊長(zhǎng)0.6 m，寬0.6 m，高0.1 m，步履式頂推設(shè)備中軸線與中腹板對(duì)齊，縱向頂推步距為0.6 m，M09墩步履式頂推設(shè)備編號(hào)為1#～4#，M10墩步履式頂推設(shè)備編號(hào)為5#～8#。頂推施工橫向偏位糾偏時(shí)，不對(duì)主梁軸線進(jìn)行調(diào)整，僅移動(dòng)步履式頂推設(shè)備，使其中線與中腹板對(duì)齊來實(shí)現(xiàn)相對(duì)糾偏。

2 結(jié)構(gòu)有限元分析

2.1 “殼-實(shí)體-接觸”混合有限元模型

本文選取60 m鋼箱梁段，采用大型通用軟件ABAQUS建立最大懸臂工況下“殼-實(shí)體-接觸”混合有限元模型，如圖1、圖2所示。鋼箱梁段采用殼單元S4R、S3R，墊塊采用實(shí)體單元C3 d8R。主梁模型網(wǎng)格尺寸為0.2 m，墊塊模型網(wǎng)格尺寸細(xì)化為0.1 m。鋼箱梁的密度均為7 850 kg/m3，彈性模量E取206 GPa，泊松比μ取0.3；墊塊彈性模量E取1.42 GPa。

圖1 “殼-實(shí)體-接觸”混合有限元模型

圖2 墊塊布置圖

2.2 邊界條件的模擬

在ABAQUS“殼-實(shí)體-接觸”混合有限元模型中，主梁兩端各建立一個(gè)參考點(diǎn)，參考點(diǎn)與主梁梁端節(jié)點(diǎn)采用“耦合”約束的方式連接在一起，如圖3所示。鋼箱梁與墊塊的相互作用(未考慮頂推設(shè)備構(gòu)造細(xì)節(jié))，接觸類型采用面-面離散方式進(jìn)行約束，法向“硬接觸”，切向無摩擦，以剛度較大的鋼箱梁底板接觸面作為主面，墊塊頂面作為從面，如圖4所示；墊塊底面固結(jié)，忽略步履式頂推設(shè)備構(gòu)造及鋼墊塊。該模型采用直角坐標(biāo)系，X軸為橫橋向，Y軸為豎橋向，Z軸為縱橋向，主梁前端參考點(diǎn)約束X方向的平動(dòng)，Y、Z方向的轉(zhuǎn)動(dòng)，主梁后端參考點(diǎn)約束X、Z方向的平動(dòng)，Y、Z方向的轉(zhuǎn)動(dòng)。

圖3 “耦合”約束放大圖

圖4 面-面接觸局部放大圖

2.3 計(jì)算荷載

通過Midas/Civil有限元軟件整體模型，計(jì)算最大懸臂工況下主梁兩截面彎矩和剪力，將彎矩和剪力對(duì)應(yīng)加載至Abaqus局部模型主梁前、后參考約束點(diǎn)上；重力加速度取9.8 m/s2。

3 橫向偏位對(duì)鋼箱梁受力的影響

3.1 未偏移時(shí)鋼箱梁受力分析

(1)鋼箱梁整體受力分析

鋼箱梁內(nèi)部等效應(yīng)力云圖(消隱頂板及頂板U肋)如圖5所示，從應(yīng)力云圖可以看出鋼箱梁大部分區(qū)域等效應(yīng)力較小，頂推設(shè)備與鋼箱梁支承接觸區(qū)域等效應(yīng)力較大，且在M09墩頂推設(shè)備與鋼箱梁接觸區(qū)域附近出現(xiàn)最大值。

圖5 鋼箱梁內(nèi)部等效應(yīng)力云圖/MPa

橫向各頂推設(shè)備內(nèi)外側(cè)支反力及分配比例見表1，鋼箱梁結(jié)構(gòu)對(duì)稱，因此橫向四支點(diǎn)支反力呈對(duì)稱狀態(tài)，內(nèi)側(cè)頂推設(shè)備支反力明顯大于外側(cè)頂推設(shè)備支反力，M09墩頂推設(shè)備內(nèi)外側(cè)支反力比值為1.25∶1，M10墩頂推設(shè)備內(nèi)外側(cè)支反力比值為1.06∶1。

表1 橫向各頂推設(shè)備內(nèi)外側(cè)支反力及分配比例

(2)鋼箱梁局部應(yīng)力分析

支承區(qū)域處，鋼箱梁局部最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在底板、中腹板及滑道加勁三者交界區(qū)域處，表2列出鋼箱梁主要構(gòu)件最大等效應(yīng)力值，構(gòu)件最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在中腹板，其最大等效應(yīng)力值為197.2 MPa，滿足Q345鋼材基本容許應(yīng)力210 MPa。

表2 鋼箱梁主要構(gòu)件最大等效應(yīng)力表

中腹板與底板交界處在墊塊支承區(qū)域縱向應(yīng)力分布如圖6所示，從圖中可以看出，距懸臂端墊塊前端等效應(yīng)力大于墊塊后端，這是由鋼箱梁轉(zhuǎn)角位移所致；距懸臂端墊塊中部應(yīng)力呈不均勻分布狀態(tài)，且2#(3#)，1#(4#)頂推設(shè)備接觸區(qū)域中部應(yīng)力峰值大于懸臂端應(yīng)力，這是因?yàn)殇撓淞旱装逯螀^(qū)域內(nèi)存在滑道加勁，滑道加勁與底板、中腹板共同作用，使得支承區(qū)域處受力變得復(fù)雜。

圖6 中腹板與底板交界處縱向應(yīng)力分布圖

3.2 橫向偏位方式分析

在步履式頂推施工中，由于頂推力合力的作用線與主梁的中線和主梁的重心線不能夠完全重合，將導(dǎo)致主梁發(fā)生偏位。對(duì)于多點(diǎn)頂推，當(dāng)水平頂推力之和大于摩擦力和上坡阻力綜合系數(shù)之和時(shí)，梁體才能夠向前移動(dòng)，用下述數(shù)學(xué)表達(dá)式表示：

∑Fi>∑RiUi+∑RiK

(1)

式中:Fi為第i橋墩千斤頂所施加的水平力；Ri為第i橋墩支點(diǎn)處瞬時(shí)支反力;Ui為第i橋墩支點(diǎn)處相應(yīng)最大靜摩擦系數(shù);K為上坡阻力綜合系數(shù)。

主梁橫向偏位的方式主要有整體橫向平動(dòng)偏位和以兩支墩中心為旋轉(zhuǎn)中心進(jìn)行偏位。為確定不利偏位方式的影響，以平動(dòng)偏位和旋轉(zhuǎn)偏位106.5 mm(墊塊側(cè)邊偏位至底板U肋處)時(shí)作為控制工況進(jìn)行研究。

從不同偏位方式下主梁撓度、反力表3可以看出，平動(dòng)偏位和旋轉(zhuǎn)偏位對(duì)主梁前端最大撓度無顯著影響，不同的偏位方式導(dǎo)致主梁豎向荷載在支點(diǎn)處重新分配，其中旋轉(zhuǎn)偏位支反力最大值大于平動(dòng)偏位。

表3 不同偏位方式下主梁撓度、反力表

從不同偏位方式下主梁主要構(gòu)件最大等效應(yīng)力圖7可以看出，底板和橫隔板最大等效應(yīng)力在平動(dòng)偏位方式下大于旋轉(zhuǎn)偏位，而遠(yuǎn)離支承處的頂板在不同偏位方式下對(duì)其應(yīng)力影響較小，底板U肋、腹板和滑道加勁最大等效應(yīng)力值在旋轉(zhuǎn)偏位方式下大于平動(dòng)偏位，底板U肋和腹板最大等效應(yīng)力較大，超過Q345鋼材基本容許應(yīng)力值210 MPa。

圖7 不同偏位方式下主要構(gòu)件最大等效應(yīng)力圖

考慮支反力最大值和構(gòu)件最大等效應(yīng)力值，明確旋轉(zhuǎn)偏位為典型不利橫向偏位方式。

3.3 橫向偏位時(shí)鋼箱梁局部應(yīng)力分析

鋼箱梁偏位方式采用旋轉(zhuǎn)偏位，通過“墩動(dòng)梁不動(dòng)”進(jìn)行模擬，具體實(shí)現(xiàn)時(shí)采用頂推設(shè)備與主梁的相對(duì)移動(dòng)實(shí)現(xiàn)。分別分析橫向偏移“10、20、30、40、50、60、70、80、106.5 mm”(墊塊側(cè)邊偏移至U肋)時(shí)鋼箱梁局部受力狀況。

主梁發(fā)生旋轉(zhuǎn)偏位時(shí)，主梁主要構(gòu)件最大等效應(yīng)力如圖8所示，分析可知：

圖8 主要構(gòu)件最大等效應(yīng)力值

(1)隨著橫向偏位距離的增長(zhǎng)，墊塊逐漸偏離腹板，此時(shí)腹板最大等效應(yīng)力值增長(zhǎng)較為緩慢，可見橫向偏位對(duì)腹板的影響有限；當(dāng)墊塊逐漸靠近底板U肋時(shí)，底板U肋受其自身厚度和結(jié)構(gòu)形式等因素，底板U肋最大等效應(yīng)力增長(zhǎng)顯著，可見橫向偏位對(duì)底板U肋的影響較大；遠(yuǎn)離支承區(qū)域處其余主梁主要構(gòu)件最大等效應(yīng)力無顯著變化趨勢(shì)。

(2)當(dāng)橫向偏位達(dá)到30 mm時(shí)，底板U肋最大等效應(yīng)力超過中腹板；當(dāng)橫向偏位距離達(dá)到50 mm時(shí)，此時(shí)底板U肋最大等效應(yīng)力達(dá)到215 MPa，超過Q345鋼材基本容許應(yīng)力210 MPa。

橫向偏位發(fā)生時(shí)，各步履頂支反力如圖書館9、圖10所示，綜合圖8分析可得：

(1)橫向偏位的增長(zhǎng)，導(dǎo)致主梁在橫向上產(chǎn)生偏心受壓，使得各支點(diǎn)反力在橫向上重新分配；縱橋向，橫向偏位對(duì)主梁M09墩(1#～4#步履頂)支反力總和、M10墩(5#～8#)支反力總和無顯著影響。

(2)橫向偏位發(fā)生時(shí)，2#步履頂支反力一直處于較大值，當(dāng)橫向偏位距離為106.5 mm時(shí)，支反力數(shù)值達(dá)到3 407 KN，其中腹板、底板U肋最大等效應(yīng)力值也出現(xiàn)在2#步履頂支承附近，支承處鋼梁結(jié)構(gòu)的局部應(yīng)力集中的主要因素就是頂推設(shè)備支反力的大小，支反力數(shù)值的線性增長(zhǎng)加劇了主梁應(yīng)力集中現(xiàn)象。

(3)隨著橫向偏位距離的增長(zhǎng)，1#、2#、7#、8#步履頂呈線性增長(zhǎng)趨勢(shì)，3#、4#、5#、6#步履頂呈線性遞減趨勢(shì)，當(dāng)橫向偏位距離為80 mm時(shí)，5#、6#步履頂產(chǎn)生脫空現(xiàn)象。

3.4 橫向偏位時(shí)墊塊應(yīng)力分析

由圖9可以看出，隨著橫向偏位距離的增長(zhǎng)，支反力最大值發(fā)生在2#步履頂，本節(jié)通過對(duì)橫向偏位時(shí)墊塊應(yīng)力的分析，得到偏位為0、40、80、106.5 mm時(shí)墊塊應(yīng)力分布云圖，如圖11～圖14所示。

圖9 1#～4#步履頂支反力

圖10 5#～8#步履頂支反力

圖11 橫向偏位0 mm時(shí)墊塊應(yīng)力分布圖

圖12 橫向偏位40 mm時(shí)墊塊應(yīng)力分布圖

圖13 橫向偏位80 mm時(shí)墊塊應(yīng)力分布圖

圖14 橫向偏位106.5 mm時(shí)墊塊應(yīng)力分布圖

由圖11～圖14可以看出，鋼箱梁橫向偏位距離為0 mm時(shí)，墊塊應(yīng)力在頂推設(shè)備橫、縱橋向分布極均勻，且應(yīng)力集中分散較快；墊塊橫橋向中部應(yīng)力較大，是由于鋼箱梁構(gòu)造中，墊塊與底板支承接觸區(qū)域正上方存在一塊中腹板，底板的變形受到中腹板的限制；墊塊縱橋向前端應(yīng)力較大，是由于鋼箱梁轉(zhuǎn)角位移的存在。

隨著橫向偏位距離的增長(zhǎng)，頂推設(shè)備逐漸偏離中腹板，墊塊最大等效應(yīng)力有顯著增長(zhǎng)趨勢(shì)，且最大等效應(yīng)力隨著腹板的位置進(jìn)行移動(dòng)。

4 結(jié) 論

(1)鋼箱梁未偏移時(shí)，支承區(qū)域處鋼箱梁應(yīng)力計(jì)算結(jié)果滿足規(guī)范要求，且中腹板作為主要受力構(gòu)件，它的最大等效應(yīng)力高于其他構(gòu)件。

(2)綜合考慮最大支反力和構(gòu)件最大等效應(yīng)力值，明確了旋轉(zhuǎn)偏位為典型不利橫向偏位方式。

(3)鋼箱梁發(fā)生偏位時(shí)，頂推設(shè)備偏向支承區(qū)域底板U肋時(shí)，U肋最大等效應(yīng)力增長(zhǎng)較為明顯，遠(yuǎn)離支承區(qū)域處主梁其他構(gòu)件無顯著變化；橫向偏位導(dǎo)致步履頂最大支反力線性增長(zhǎng)，加劇了主梁局部應(yīng)力集中現(xiàn)象；當(dāng)橫向偏位過大時(shí)，步履頂部分支點(diǎn)將發(fā)生脫空現(xiàn)象。

(4)橫向偏位距離增長(zhǎng)時(shí)，墊塊最大等效應(yīng)力有顯著增長(zhǎng)趨勢(shì)，且最大等效應(yīng)力隨著腹板的位置進(jìn)行移動(dòng)。

(5)《公路橋涵施工技術(shù)規(guī)范》對(duì)鋼箱梁頂推施工軸線偏位控制閾值為10 mm，對(duì)分體寬幅鋼箱梁頂推施工具有一定程度的富余，考慮主梁主要構(gòu)件局部應(yīng)力限值及施工工期優(yōu)化，可將此值適當(dāng)放寬至40 mm。

(6)頂推施工過程產(chǎn)生橫向偏位時(shí)，不對(duì)主梁軸線進(jìn)行調(diào)整，而是通過移動(dòng)步履式頂推設(shè)備，使其中線與中腹板對(duì)齊來實(shí)現(xiàn)橫向偏位相對(duì)糾偏，這種工法將引起橋墩作用力也發(fā)生橫向移動(dòng)，使得橋墩受力處于異常狀態(tài)，限于篇幅原因，在以后工作中開展該方面研究。