鋼箱梁步履式頂推施工力學行為分析

陳 鵬, 劉 月, 李 璇, 高猛鐳, 王 偉

(1.中建路橋集團有限公司,河北 石家莊 050001;2.石家莊鐵道大學土木工程學院,河北 石家莊 050043)

頂推技術因其施工所需空間小、操作安全性高等優勢被廣泛應用于橋梁施工,尤其是鋼箱梁橋頂推施工居多[1],例如滬杭甬錢塘江新建大橋鋼桁梁采用“步履機+滑塊”方式,從兩岸向跨中方向進行多點同步頂推[2];杭州江東大橋主橋采用頂推法就位[3];濟南鳳凰路黃河大橋采用雙向分段頂推施工方法[4]等。頂推施工技術的發展提高了橋梁施工速度,在我國基礎設施建設中發揮著越來越重要的作用。

常見的頂推法有步履式和拖拉式,其中,步履式頂推法具有頂升、平移、橫向糾偏等多種功能,能夠有效保證各個施工節段的協調性與同步性。例如,甘肅省羅家溝大橋、沈陽繞城高速公路橋梁、螺洲大橋等均利用步履式頂推施工工藝。鋼箱梁頂推施工過程中,導梁是常見的標準設備。設置導梁起到承擔構件荷載、傳遞推力、限制偏移、引鋼箱梁就位的作用,對頂推施工順利實施及安全保障起到至關重要的作用[5-9]。

本文結合某斜拉-異形拱混合結構橋梁,按照施工工序要求,采用分節段拼裝后通過步履式頂推施工方法進行安裝施工,借助有限元分析軟件MIDAS/Civil模擬鋼箱梁頂推施工全過程,分析導梁及鋼箱梁在頂推過程中的受力情況,確保鋼箱梁順利施工,并為類似大跨徑鋼箱梁的頂推施工提供借鑒。

1 工程概況

1.1 工程簡介

船廠跨江橋梁項目工程,位于廣東省江門市江海區及蓬江區。路線全長約780 m,根據規劃設計要點,道路規劃寬度為30 m,主路道路等級為城市次干路,雙向四車道,設計速度為40 km/h,輔路道路等級為城市支路,設計速度為30 km/h,路面采用瀝青混凝土路面。本項目包含一座跨越江門河的橋梁,橋梁總長為421.0 m,主橋為(52+76+46)m斜拉橋和異形拱橋協作體系鋼箱梁橋,位于4#～7#橋墩之間,其中主跨76 m,鋼箱梁總質量約2 569 t,材質為Q345qc。主橋鋼拱肋、橋塔分別通過吊桿及斜拉索與主梁連接,全橋共設有3對吊桿、4對斜拉索。目前鋼箱梁頂推工作已經完成。橋梁總體布置見圖1(其中實線代表施工已完成部分)。鋼箱梁頂推完成效果見圖2。

圖1 全橋總體布置(單位:cm)

1.2 鋼箱梁構造

主梁采用單箱四室鋼箱梁斷面,主跨設置有人行道段的鋼箱總寬26.5 m,其中頂寬26.5 m、底寬15.5 m,采用等高2.8 m,箱梁頂為2%橫坡,沿鋼箱梁縱向每 3.0 m設一道橫隔板和橫肋板。主橋邊跨不設置人行道段鋼箱梁頂底寬度均為15.5 m。鋼箱梁斷面如圖3所示。

圖2 鋼箱梁頂推完成效果

圖3 鋼箱梁斷面(單位:mm)

鋼箱梁頂板鋼板厚度在跨中為16 mm,在支點附近加厚至25 mm;底板鋼板厚度在跨中為16 mm,在支點附近加厚至28 mm;腹板鋼板厚度在跨中為16 mm,支點附近加厚至20 mm。頂底板加勁肋采用U形加勁肋,箱室內頂底板每間隔0.6 m左右設置一道U形加勁肋,底板每間隔0.415 m左右設置一道T型加勁肋;橫隔板鋼板厚度為16 mm,均設置人孔。箱梁懸臂板腹板厚度為16 mm,翼板厚度為16 mm。

2 頂推施工工藝

2.1 頂推設備及布置

鋼箱梁采用頂推施工。在施工過程中選用SWD-600三維步履式千斤頂(頂升承載能力為6 300 kN,行程為0.24 m;平移方向承載能力為1 000 kN,行程為0.6 m;側向糾偏承載能力為1 000 kN,行程為0.15 m)。鋼梁頂推共布置14套步履式頂推設備,其中5號、6號墩上各布置2套,其余布置在鋼管樁頂端平臺上,各布置2套,見圖4。

2.2 導梁設計

本項目采用單向多點頂推施工方法,在4#～5#跨間進行節段拼裝,然后通過步履式千斤頂頂推到位。為減少頂推過程中鋼梁前端懸臂負彎矩,在鋼梁前端安裝一30.5 m長的導梁配合鋼梁頂推施工。鋼導梁采用焊接工字鋼形式,梁高2.75 m,腹板厚度20 mm;頂板和底板寬度500 mm,板厚20 mm;縱橋向每隔1.5 m采用豎向加勁板,板厚12 mm;距離頂板375 mm 和底板1 274 mm設置水平加勁板,寬度200 mm,板厚12 mm;為了滿足頂推施工支承要求,底板每隔300 mm設置局部豎向加勁板,板厚16 mm。

圖4 頂推設備布置平面(單位:mm)

3 有限元模型及頂推工況

3.1 建立有限元模型

根據本工程的結構特點,采用MIDAS/Civil建立鋼箱梁和導梁的有限元模型。鋼箱梁的頂板、底板和腹板采用板單元模擬;鋼箱梁的U肋、板肋、T肋及導梁采用梁單元模擬。有限元模型中,護欄、工地連接結構等作為分布質量加載到各節點、單元上;導梁等桿件內部的筋板只考慮其質量;板件之間的焊縫及螺栓連接,以及導梁與鋼箱梁之間均采用共節點方式模擬。在頂推的不同階段,在相應墩頂的頂推支點設置橫向約束(x向)和豎向約束(y向),尾部頂推支點設置順橋向約束(z向)。有限元模型如圖5所示。

圖5 鋼箱梁及導梁計算模型

主要計算荷載包括:①恒載,包括主梁自重和導梁自重。②活載,主要考慮風荷載作用,按《公路橋梁抗風設計規范》(JTG/T D60-01-2004)計算取值,橫橋向正常工作狀態下取1 152 N/m,非工作狀態下取8 064 N/m;風向上(下)吹時,正常工作狀態下取10 900 N/m,非工作狀態下取76 300 N/m。每個工況考慮兩種荷載組合形式,即標準組合和基本組合,其中,標準組合=恒載+活載,計算結果用來評價剛度指標;基本組合=1.35恒載+1.5活載,計算結果用來評價結構強度及穩定性指標。

3.2 頂推施工流程及計算工況

依據設計圖紙及運輸條件、安裝方案等要求,主梁長度方向共劃分為17個節段,橫向共劃分6個塊體(含兩個挑臂塊體)。主梁共分為六輪次拼裝及五輪次頂推,每完成一輪次拼裝并頂推至一定位置后再進行下一輪次的拼裝與頂推。根據頂推施工流程,頂推計算工況如圖6所示。

(1)工況1:節段Z1～Z3拼裝完成,頂推行走距離 15.612 m,頂推質量403 t。考慮風荷載。

(2)工況2:節段Z4～Z6拼裝完成,頂推行走距離 14.988 m(總計30.6 m),頂推質量894 t。考慮風荷載。

(3)工況3:節段Z7拼裝完成,頂推行走距離 13.5 m(總計44.1 m),頂推質量1 078 t。前端達到最大懸臂,考慮風荷載。

(4)工況4:節段Z8拼裝完成,頂推行走距離 39.3 m(總計83.4 m),頂推質量1 324 t,導梁和鋼箱梁連接部位達到6#頂推支架設備處,考慮風荷載。

(5)工況5:節段Z9～Z12拼裝完成,頂推行走距離 47.161 m(總計130.7 m),頂推質量1 971 t,頂推到位后拆除掉導梁,全橋進行落梁,考慮風荷載。

(6)工況6:節段Z13～Z17拼裝完成,拆除龍門吊機及岸上拼裝支架。

4 仿真分析結果

4.1 頂推過程中鋼箱梁和導梁的應力及變形

計算各種頂推工況下鋼箱梁和導梁的應力及變形,以工況2為例,應力和變形云圖見圖7。

圖6 頂推狀態

圖7 工況2下的整體結構應力及豎直位移云圖

鋼箱梁在頂推過程中,結構反復承受正負彎矩,且在頂推前進過程中,鋼箱梁和導梁的最大應力、最大變形及其對應的截面位置也在不斷變化,提取各頂推工況中鋼箱梁和導梁的最大應力及豎向最大位移,并以每前進5 m為基準(根據頂推節段進行調整),進行相應節段應力及變形的極值分析,繪制全程應力包絡圖及變形包絡圖(如圖8～圖11所示),可以得到頂推全程鋼箱梁及導梁最不利截面以及對應頂推位置,分析結果見表1。其中應力以受拉為正,受壓為負;位移以上拱為正,下撓為負。

由表1可知頂推過程中鋼箱梁和導梁各工況下最大應力及豎向位移在不斷變化,結合圖8～圖11可知,當頂推里程分別為10、30、45、50、90 m時,鋼箱梁應力出現極值,分別對應3#、4#、鋼箱梁前端、2#及6#頂推支墩處鋼箱梁截面;當頂推里程分別為10、20、45、50、105 m時,鋼箱梁下撓出現極值,均對應鋼箱梁與導梁連接處位置。當頂推里程分別為5、30、45、60 m時,導梁前端應力出現極值,在頂推至105 m時,距離導梁根部5 m處出現極值;當頂推里程分別為15、30、45、50、105 m時,導梁前端下撓出現極值。

圖8 鋼箱梁頂推全程應力包絡

圖10 鋼箱梁頂推全程變形包絡

圖11 導梁頂推全程變形包絡

表1 各工況下鋼箱梁和導梁的最大應力和豎直方向位移

由圖8～圖11可知,頂推過程中鋼箱梁最大拉、壓應力,均出現在工況4,此時頂推距離為50 m;上撓最大為2.3 mm,此時對應頂推距離131 m。頂推過程中,導梁最大拉、壓應力對應頂推距離65 m,導梁前端下撓最大對應頂推距離50 m;上撓最大對應頂推距離55 m,均出現在工況4。

本文工程項目鋼箱梁材料為Q345qc,其抗拉、抗壓、抗彎強度設計值f=275 MPa,鋼箱梁撓度取值范圍小于等于L/500=348 mm,外伸懸臂端撓度取值范圍小于等于L/350=497 mm。由以上計算結果可知:鋼箱梁整個頂推過程中的最大應力及變形均滿足要求;導梁在工況1～5最大應力及變形滿足要求,但在最大懸臂狀態下(工況3),為保證結構安全,需對結構進行加固,可在導梁端部及跨中加橫向約束進行加固。

4.2 頂推過程中各支點反力分析

根據鋼箱梁頂推施工流程,提取不同頂推階段各支點最大支反力,見表2。各頂推支墩支反力隨頂推運行距離變化分析結果見圖12(圖中L為頂推前進方向左側,R為頂推前進方向右側)。

表2 各工況下最大支反力匯總(含載荷系數) kN

圖12 1#～7#頂推支墩全程支反力變化

由表2及圖12可知,在整個頂推過程中,支座與梁底緊密接觸,無臨時墩位置支撐脫空現象,符合施工要求。

4.3 鋼箱梁和導梁局部穩定性分析

頂推過程中,在懸臂狀態下箱梁及導梁下翼緣受壓,上翼緣受拉,當頂推設備處于箱梁或導梁相鄰兩塊腹板豎向加勁肋之間時,腹板受力最危險。為了分析鋼箱梁在頂推時局部受力是否處于安全狀態,分別選取鋼箱梁和導梁在頂推支架最大支反力作用下作為其局部受力的最不利工況。

根據《鋼結構設計標準》(GB 50017-2017)第6.3.4條,同時配置橫向與縱向加勁肋的腹板,其局部穩定性按照下式計算:

(1)

式中:σ為所計算腹板區格內,由平均彎矩產生的腹板計算高度邊緣的彎曲壓應力,本文在有限元模型中直接取用;τ為所計算腹板區格內,由平均剪力V產生的腹板平均剪應力,τ=V/(hwtw),hw、tw分別為鋼箱梁或導梁腹板的高度和厚度;σc為腹板計算高度邊緣的局部壓應力,σc=F/Ae,其中Ae為腹板承壓面積;F為最大支反力,根據表2計算結果,對于鋼箱梁,在節段Z9～Z12頂推過程時出現最大反力F=4 281 kN;對于導梁,在頂推過程時出現的最大反力F=2 033 kN;σcr1、τcr1、σc,cr1分別為各種應力單獨作用下的臨界應力,按規范方法計算。

鋼箱梁和導梁局部穩定性計算結果見表3。由表3可知,鋼箱梁和導梁在頂推過程中局部穩定性均滿足要求,但為了增強安全性,在實際頂推施工過程中支點正上方可增設300 mm×500 mm×20 mm的短加勁肋。

表3 鋼箱梁和導梁局部穩定性計算結果

此外,導梁與鋼箱梁連接處易出現應力集中現象,故需驗證該連接處應力是否滿足規范要求。根據建立的有限元模型,在鋼箱梁進行第四輪次頂推過程中(工況4),當Z8節段第三次頂推5 m時,導梁根部與箱梁連接處的應力最大,此時對應的應力云圖如圖13所示。

圖13 導梁根部及箱梁頭部應力云圖

由圖13可知,節段Z8第三次頂推5 m時箱梁上頂板連接處最大應力為115 MPa< 275 MPa,滿足要求。

5 結論

(1)頂推過程中鋼箱梁及導梁的強度和變形均滿足設計及規范要求。

(2)頂推施工過程中,頂推支墩支反力最大為4 281 kN,對應頂推距離130.7 m。在整個頂推過程中,支座與梁底緊密接觸,無臨時墩位置支撐脫空現象,符合施工要求。各頂推支墩受力均滿足設計及規范要求。

(3)對鋼箱梁及導梁關鍵部位穩定性進行分析,選取鋼箱梁和導梁在頂推支架最大支反力作用下作為其局部受力的最不利工況。研究表明,鋼箱梁和導梁在頂推過程中局部穩定性均滿足要求,但在實際頂推施工過程中,鋼箱梁頂推位置的鋼腹板需增設短加勁肋。