跨高速鋼箱梁牽拉快速施工受力分析及監測研究

陳棟亮,商懷帥,*,張秀振,劉 浩,楊加興

(1.青島理工大學 土木工程學院,青島 266525;2.山東東方路橋建設有限公司,臨沂 276000;3. 中交一航局第二工程有限公司,青島 266071)

隨著改革開放的持續推進,交通基礎設施的日益完善,人們所處環境的二維交通逐漸難以滿足當今社會龐大車流量的需求,因此交通從二維XY平面向三維XYZ立體結構轉變的趨勢已經勢不可擋[1]。隨著我國大跨度橋梁、新型橋梁、跨海大橋的發展,橋梁建設不可避免地需要跨越鐵路、高速公路和城市軌道交通等既有交通來進行施工,從而衍生出了較高的施工技術難題,因此橋梁的跨既有交通建設日益成為當今橋梁建設研究的主體。

經過長時間的發展,中國橋梁建設形成了一套相對完善的施工工藝,足以應對各類橋梁的架設,包括橋梁轉體施工[2]、掛籃懸臂施工[3]、吊裝施工[4]以及牽拉施工[5]等多種施工工藝。橋梁轉體施工在我國興起于1977年的四川遂寧橋梁建設[6],隨著施工工藝的進一步發展,橋梁轉體施工以其方便靈活的施工方式在我國有著良好的發展,但是其轉體施工合攏階段存在難以控制的因素,故不適用于本項工程。橋梁掛籃懸臂施工是從橋兩側對稱進行橋梁澆筑的一項較為完善的施工工藝,可以運用預應力以較好地抵抗支座負彎矩的產生,但其施工時間長且造價較高,故不被本工程所采用。橋梁吊裝施工以其施工便捷、施工速度快、施工所需空間小而聞名,但吊裝施工受吊裝設備的影響嚴重,吊裝本工程橋梁較為困難。牽拉施工正式起源于1963年委內瑞拉建成的卡羅河橋[7],其以施工便捷、工期短、造價低及施工不受環境所限制等優點更為符合本工程所需,但橋體在牽拉過程中會產生危險施工階段即最大懸臂階段,故須對牽拉施工全過程進行施工監測以保證牽拉安全進行。

我國的橋梁牽拉施工已歷經40余年發展,自20世紀70年代末狄家河鐵路橋[8]的問世,經1990年山西平順曲線橋[9]的發展,至1991年錢塘江二橋[10]的預應力混凝土剛構橋的誕生,至1993年的劉家溝大橋[11]的連續牽拉施工,直至2005年主體為鋼箱梁的哈爾濱尚志大橋[12]問世標志著我國橋梁牽拉技術的成熟。此后中國迎來了橋梁牽拉施工的蓬勃發展,其中包括以斜交牽拉施工方式建成的佛山平勝大橋[13],以及較為經典的北京通惠河匝道[14]的單箱單室鋼箱梁牽拉施工,還有以分段組裝、逐級牽拉進行施工的2008年杭州九堡大橋[15]憑借其復雜的梁-鋼拱組合結構體系聞名于世。綜上所述,中國橋梁建設已取得一定成就,但類似大跨度、橋型復雜、自重大的橋梁仍為少數,對本工程的城市基礎建設的中小型橋梁有一定的參考意義但仍需進一步深化研究。

1 工程概況

本文所依托沾臨高速跨青銀高速橋梁位于淄博市張店區,橋梁全長663 m,采用左右幅分離布置,右幅橋寬20.5 m,橋梁自YP10墩行至YP12墩共跨越兩段青銀高速公路(圖1)。為減小橋梁施工對橋下交通的影響,選擇牽拉施工跨越既存青銀高速,牽拉橋梁主體采用兩跨等高簡支多箱單室分離式鋼箱梁,梁高1.6 m,牽拉跨越距離58 m,設置導梁長度9.7 m,牽拉方式為單點牽拉[16]。

圖1 鋼箱梁牽拉

2 牽拉監測方案

由于鋼箱梁在整體牽拉施工過程中,鋼箱梁受力系統隨著邊界條件即滑道作用位置的變化而不斷改變,致使鋼箱梁內部應力變化復雜。施工過程各個階段均可能引起結構的內力及變形導致偏離原設計狀態,因此需建立牽拉全過程監測方案以確保鋼箱梁牽拉的安全。

2.1 整體建模分析計算

本文主要采用憑借前處理建模簡單、計算迅速、結果誤差小等優點而聞名的Midas Civil[17]進行整體模型建立。沾臨高速跨青銀高速牽拉梁段采用梁格法建模,整體模型建立采用1004個節點,1359個單元,材料采用鋼材Q355d,采用節點彈性支承204個,其模型透視圖如圖2所示。

圖2 模型透視

本模型將整體牽拉施工過程劃分為18個施工階段,包括牽拉施工過程、牽拉過程中危險懸臂狀態,以及最大后懸臂狀態與導梁、箱梁上墩狀態等。通過此模型進行分析計算得出鋼箱梁在各施工階段的應力與變形理論值,以此作為鋼箱梁各施工階段的控制值,進行牽拉現場施工監測。

2.1.1 變形計算

主要選取鋼箱梁牽拉過程中導梁端部、鋼箱梁與導梁結合部位、鋼箱梁尾部分別進行計算分析,計算結果見表1。

表1 鋼箱梁牽拉過程變形理論值 mm

2.1.2 應力計算

應力分析主要針對最危險懸臂狀態以及后懸臂狀態所對應的關鍵截面進行研究分析,其中關鍵截面一為牽拉施工進行46.6 m,懸臂狀態26.9 m所對應的鋼箱梁主體;關鍵截面二為牽拉施工進行28.9 m,后懸臂狀態20.1 m所對應的鋼箱梁主體。

由表2可知,關鍵截面一在鋼箱梁行進46.6 m時各方面應力達到最值,上表面極限應力55.1 MPa,下表面極限應力-63.3 MPa;關鍵截面二在鋼箱梁行進26.9 m時各方面應力達到最值,上表面極限應力為48.8 MPa,下表面極限應力-54.1 MPa。由此可知,在鋼箱梁行進過程中關鍵截面應力均未超過Q355D根據《低合金高強度結構鋼》(GB/T 1591—2018)[19]所規定的許用應力[σ]=237 MPa,可保證鋼箱梁牽拉施工的順利進行。

表2 鋼箱梁牽拉過程關鍵截面應力變化理論值 MPa

2.2 鋼箱梁牽拉過程監測

2.2.1 變形監測

根據上文分析可知,鋼箱梁牽拉過程中危險變形主要發生于導梁端部位置,導梁的撓度變形直接影響鋼箱梁牽拉系統的順利上墩需求,因此本文將主要運用全站儀等相關儀器對導梁端部撓度變形進行現場監測以保證導梁以及鋼箱梁的順利上墩,確保導梁的撓度變化在規范允許范圍之內,以保證牽拉的順利施工。

2.2.2 應力監測

通過上文分析可知,鋼箱梁系統在整體牽拉施工過程中,鋼箱梁受力系統隨著邊界條件的變化而不斷改變,致使鋼箱梁內部應力變化復雜。本文主要針對兩次危險狀態選擇兩個關鍵截面即上文所提到的關鍵截面一(最大懸臂狀態)與關鍵截面二(最大后懸臂狀態),采取如圖3所示布設測點的方式進行對應截面的牽拉全過程的應力監測。

圖3 截面應力測點布置

3 牽拉施工監測結果分析

3.1 變形監測結果分析

由圖4可知:

1) 現場監測數據與模擬理論數據走向大體一致,但仍存在一定的差距,造成差距的原因可能有以下幾點:第一,由于施工原因的影響,導致臨時支架與永久支墩之間的高度存在一定的微小差值,導致鋼箱梁的變形以及導梁的變形在牽拉過程中發生一定的變化。第二,由于模擬過程采用保守策略進行模擬導致誤差的產生,造成理論模擬與現場采集數據出現了一定的誤差。

3.2 應力監測結果分析

最大懸臂狀態的關鍵截面一鋼箱梁表面應力變化如圖5、圖6所示。最大后懸臂狀態的關鍵截面二鋼箱梁表面應力變化如圖7、圖8所示。

由圖5—8可知:

1) 現場監測數據與理論數據走向大體一致,但仍存在著一定的差距,造成差距的原因可能有以下幾點:第一,由于施工原因的影響,導致支架絕對凈空值不等即不等高,導致鋼箱梁內部的應力體系在牽拉過程中發生一定的變化,造成理論模擬與現場采集數據出現了一定的誤差。第二,由于現場施工人員的操作水平不均,且儀器也有一定的機械誤差從而導致現場監測值與理論值之間的誤差。第三,由于模擬過程采用保守策略進行模擬導致誤差的產生。

2) 鋼箱梁關鍵截面的應力走勢與模擬數據總體走向一致,鋼箱梁截面的上表面與下表面的應力變化情況良好,但是在一定位置也存在一定的差距。關鍵截面一在牽拉過程中,現場監測數據的鋼箱梁的頂板極限應力為48.3 MPa,底板極限應力為-54.6 MPa,均出現在鋼箱梁的最大懸臂狀態;關鍵截面二在牽拉過程中,現場監測數據的鋼箱梁的頂板極限應力為42.5 MPa,底板極限應力為-47.7 MPa,均出現在鋼箱梁最大后懸臂狀態。兩截面的監測應力均相對于Q355D鋼材的許用應力有著較大的安全儲備,能夠保證鋼箱梁牽拉施工的安全進行。

4 局部分析計算

由于鋼箱梁內部結構錯綜復雜,在牽拉行進過程中內部應力分布較為繁瑣,僅僅運用Midas Civil以及現場監測不能直觀的觀察,不能準確地分析鋼箱梁主體內部各構件的受力特征,也不能夠保證內部構件的安全穩定。為了進一步保證鋼箱梁牽拉的平穩運行,本文運用Midas Fea采用混合單元法將最危險狀態所對應的關鍵截面一,以及相鄰兩跨橫隔板、三跨橫梁建立分析模型對鋼箱梁局部區域做更為細致的模擬分析。

本分析模型中鋼箱梁的主要分析部件包括頂板、底板、腹板、橫隔板和橫梁等,各部件的應力計算結果如圖9—13所示。

圖9 頂板應力云圖

圖10 底板應力云圖

圖11 橫隔板應力云圖

圖12 橫梁應力云圖

圖13 腹板應力云圖

由圖9—13可知,鋼箱梁頂板極限應力為24.92 MPa,有著較大的安全應力儲備,可保證頂板的安全穩定;鋼箱梁底板的極限應力為240.73 MPa,處于滑道剛性連接部位的邊緣位置,主要是由于滑道的聚四氟乙烯板采用剛性連接,并在聚四氟乙烯板的底部施加邊界約束,致使應力擴散過程中靠近聚四氟乙烯板邊緣位置產生一定的應力集中現象,而造成一定的應力失真,且所計算的極限應力值略大于許用應力值,但尚未超過5%,總體上底板的應力不超過規范限值;鋼箱梁橫隔板極限應力為50.22 MPa,處于橫隔板底部與底板連接位置,主要是由于滑道支座反力主要作用在底板位置,經由底板應力擴散至橫隔板截面,橫隔板底部與底板直接相接,導致此位置處應力最大;鋼箱梁橫梁極限應力為60.70 MPa,處于橫梁中間截面底部豎肋與底板相交位置,主要是由于滑道支座反力主要作用在底板位置,經由底板應力擴散至橫梁截面豎肋位置,橫梁中間截面豎肋位置與底板處直接相接,導致此位置處應力最大;鋼箱梁腹板極限應力為90.04 MPa,處于腹板底部與底板滑道截面連接位置,主要是由于滑道支座反力主要作用在底板位置,經由腹板進行應力擴散,腹板底部與底板應力最大處直接相接,導致此位置處應力最大。綜上所述,各構件極限應力值均未超過《低合金高強度結構鋼》(GB/T 1591—2018)[19]Q355D的許用應力[σ]=237 MPa,故滿足規范要求,可保證鋼箱梁在整體牽拉過程的安全穩定。

5 結論

理論模擬與實際監測的結果表明,實測值與理論值計算結果走向大體一致,表明有限元分析的準確性與現場操作的規范性。同時也體現鋼箱梁在牽拉施工過程中受力合理,均在材料許用應力范圍之內,導梁端部變形均在規范允許值之內,整體結構的剛度、強度、穩定性均得到滿足。對鋼箱梁關鍵截面進行局部分析,從計算結果可以看出鋼箱梁內部各構件受力均滿足要求。同時該高速主線橋鋼箱梁是一個典型的鋼箱梁牽拉施工過程,本文所進行的模擬與監測對以后鋼箱梁整體牽拉施工具有一定的參考意義。