王海軍， 劉紅釗， 王子山， 鄒　宇， 魏　華

(沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院， 沈陽(yáng) 110870)

開口鋼箱梁的頂推工法*

王海軍， 劉紅釗， 王子山， 鄒宇， 魏華

(沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院， 沈陽(yáng) 110870)

針對(duì)傳統(tǒng)的鋼箱梁頂推施工中因箱體自重過大而導(dǎo)致局部屈曲的問題，提出了無(wú)頂板的開口鋼箱梁頂推施工方案.基于ABAQUS軟件分析了開口鋼箱梁模型在頂推過程中的應(yīng)力和應(yīng)變，對(duì)跨中處梁段的彎曲失穩(wěn)情況進(jìn)行了后屈曲分析.結(jié)果表明，開口梁頂推過程中的應(yīng)力和應(yīng)變均在材料的允許范圍以內(nèi)，結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性能夠得到保證；開口梁的頂推工法能夠減小鋼箱梁頂推過程中箱體的自重，通過調(diào)節(jié)支承的高度可以很好地解決最大懸臂段由于起拱現(xiàn)象導(dǎo)致的支承所受應(yīng)力過大的問題.

開口鋼箱梁； 模型建立； 施工過程； 頂推工法； 受力分析； 變形分析； 局部屈曲； 有限元分析

隨著經(jīng)濟(jì)和交通的快速發(fā)展，出現(xiàn)了越來(lái)越多的鋼箱梁橋.面對(duì)施工、交通和環(huán)境的要求，設(shè)計(jì)者和建造者更加關(guān)心施工的成本、效率以及安全性.頂推施工是一種經(jīng)濟(jì)安全的施工方法[1-3]，其設(shè)備可以重復(fù)使用，降低了施工成本；箱梁節(jié)段在預(yù)制場(chǎng)使用永久模板或者在工廠制作，然后再在預(yù)拼場(chǎng)進(jìn)行拼裝，大大地提高了產(chǎn)品質(zhì)量；與其他施工方法相比，頂推施工方法高空作業(yè)少、施工過程安全；頂推施工的另一個(gè)優(yōu)點(diǎn)是施工時(shí)不必阻斷施工場(chǎng)地下方的交通，并且可以減小對(duì)施工場(chǎng)地的環(huán)境影響，因此頂推施工在現(xiàn)代橋梁的施工中得到了廣泛應(yīng)用.但是由于鋼箱梁的自重過大，頂推過程中出現(xiàn)大懸臂階段，如若處理不當(dāng)，則會(huì)出現(xiàn)屈曲失穩(wěn)[4-5]，對(duì)整個(gè)工程造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失，也有可能造成人員傷亡.作為對(duì)鋼箱梁頂推工法的改進(jìn)措施，本文提出了開口鋼箱梁頂推工法.對(duì)開口鋼箱梁頂推過程中各階段進(jìn)行了探討，運(yùn)用有限元軟件ABAQUS分析了各工段中梁體的應(yīng)力、應(yīng)變以及可能出現(xiàn)的屈曲失穩(wěn)情況[6-8]，為開口鋼箱梁頂推工法的研究提供參考.

1　改進(jìn)的頂推工法

在傳統(tǒng)的鋼箱梁頂推施工中，箱體通常包含頂板一起建造頂推，巨大的頂板自重給施工帶來(lái)了如下困難.

1) 帶頂板時(shí)全橋的巨大自重要求頂推設(shè)備具備更高的性能，因此會(huì)增加施工的投入成本，同時(shí)對(duì)頂推過程的精度要求更高；

2) 帶頂板的橋梁頂推增加了頂推的安全風(fēng)險(xiǎn)，要求臨時(shí)墩等具有更高的承載能力，更大的抗彎剛度，臨時(shí)墩的施工投入也將大大增加，延長(zhǎng)了施工工期；

3) 由于臨時(shí)墩的基礎(chǔ)承載能力無(wú)法和永久墩相比，在大自重的梁體作用下，不均勻沉降的可能性增加，梁體的受力很可能惡化，甚至對(duì)梁體造成損壞；

4) 大自重的梁體在落梁時(shí)也面臨困難.

針對(duì)上述情況提出了一種新的鋼箱梁頂推施工方法，頂推施工時(shí)的箱體不包含頂板，頂推完成后，再進(jìn)行頂板的施工，達(dá)到降低頂推施工時(shí)結(jié)構(gòu)

自重的目的.

探討開口梁采用步履式頂推的可行性[9]，需要分析頂推過程中最不利位置的梁體應(yīng)力分布和撓度變化等情況來(lái)檢驗(yàn).以沈陽(yáng)后丁香一號(hào)橋?yàn)槔M(jìn)行建模分析，橋長(zhǎng)137m，由三跨組成(38m+61m+38m)，導(dǎo)梁長(zhǎng)25m，選用Q345鋼材.開口梁段與有頂板梁段模型分別如圖1、2所示，圖3為頂推示意圖(單位：m).當(dāng)開口模型頂推到最大跨跨中時(shí)，上部承受負(fù)彎矩而受拉，開口時(shí)上部缺少足夠的抗彎構(gòu)件，可能致使其在負(fù)彎矩作用下發(fā)生損壞，對(duì)這種情況將使用混合單元進(jìn)行分析.

圖1　開口梁段

圖2　有頂板梁段

圖3　頂推示意圖

2　有限元分析模型

圖4為基于ABAQUS建模模擬頂推工況時(shí)的劃分示意圖[10].使用平面單元S4R進(jìn)行梁段和導(dǎo)梁建模，模型如圖5所示，梁段橫截面如圖6所示(單位：m).梁體后端及導(dǎo)梁前端采取參考點(diǎn)耦合約束，不論參考點(diǎn)設(shè)置何處，通過這種約束方式，梁體在彎曲時(shí)都不會(huì)影響中性軸的偏移.梁段后端參考點(diǎn)約束繞Y、Z軸轉(zhuǎn)動(dòng)以及X、Z軸平動(dòng)，導(dǎo)梁前端參考點(diǎn)約束繞Y、Z軸轉(zhuǎn)動(dòng)以及X軸平動(dòng)，重力方向?yàn)閅軸方向，因此，Y軸方向均不約束在梁體下部設(shè)置墊塊.為了真實(shí)模擬步履式頂推的過程，模型采取墊塊移動(dòng)、梁不動(dòng)的方法來(lái)模擬梁體前進(jìn)，使用墊塊來(lái)模擬步履式頂推設(shè)備，墊塊長(zhǎng)2.15m，寬0.5m，使用剛體約束，對(duì)其參考點(diǎn)施加水平位移荷載即實(shí)現(xiàn)墊塊移動(dòng)，在模擬頂推過程中，墊塊與梁底設(shè)置接觸.

圖4　頂推工況的劃分

圖5　有限元模型

圖6　梁段橫截面

3　頂推過程中的受力分析

3.1頂推工況分析

頂推工況一：在拼裝區(qū)焊接組裝前5段梁體，總長(zhǎng)41m(7m+9×3m+7m)，在該工況梁體向前頂推31m的過程中，當(dāng)頂推到13.89m時(shí)出現(xiàn)了最大Mises應(yīng)力，最大值為173.1MPa，尚在材料的屈服強(qiáng)度范圍內(nèi)，如圖7所示.在這期間，最大支承反力(本文的支承反力指同一支承處左右兩塊支承墊塊上的反力之和)發(fā)生在L1墊塊上，最大值為2 006kN，導(dǎo)梁前端位移如圖8所示.頂推前期，導(dǎo)梁前端并未搭在L2-1號(hào)墊塊上，處于懸臂狀態(tài)，因此出現(xiàn)了一段下降段，導(dǎo)梁搭上L2-1號(hào)墊塊之后，由于導(dǎo)梁前端為一弧形斜面，在頂推力作用下，導(dǎo)梁前端豎向位移開始上升，頂推繼續(xù)進(jìn)行.由于中部梁體的下?lián)鲜箤?dǎo)梁前端翹起，所以導(dǎo)梁的前端豎向位移出現(xiàn)正值，在經(jīng)過L2-2號(hào)墊塊后，導(dǎo)梁前端再次成為懸臂狀態(tài)，導(dǎo)致該頂推階段最后又出現(xiàn)了豎向向下的位移.這一階段最大豎向位移為0.048m，梁體及導(dǎo)梁依然處于彈性狀態(tài)，導(dǎo)梁下?lián)先允强苫謴?fù)的彈性變形.

圖7　頂推工況一最大Mises應(yīng)力

圖8　頂推工況一導(dǎo)梁前端豎向位移

頂推工況二：在工況一完成后，將增加3段梁體，總長(zhǎng)達(dá)到68m，頂推距離為18m.頂推過程中，懸臂段不斷增長(zhǎng)，最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)在頂推14.85m時(shí)的L2-2號(hào)支承墊塊上，如圖9所示.最大支承反力出現(xiàn)在該階段頂推完成時(shí)，最大值為2 727kN，也出現(xiàn)在L2-2號(hào)支承墊塊處.最大Mises應(yīng)力沒有和最大支承反力同時(shí)出現(xiàn)，原因是最大支承反力出現(xiàn)時(shí)，箱體支承處緊靠一塊橫隔板，該區(qū)域的抵抗能力由于橫隔板的存在得到加強(qiáng)，所以即使在受支承反力小的地方，由于抵抗能力弱，高應(yīng)力也有可能出現(xiàn)，從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞.導(dǎo)梁前端的豎向位移隨著懸臂段的不斷增大而增大，如圖10所示，左邊導(dǎo)梁豎向位移甚至達(dá)到-0.2m，從計(jì)算的應(yīng)力結(jié)果來(lái)看，結(jié)構(gòu)仍處于彈性狀態(tài)，發(fā)生的下?lián)献冃稳匀皇菑椥宰冃危Y(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài).

圖9　頂推工況二最大Mises應(yīng)力

圖10　頂推工況二導(dǎo)梁前端豎向位移

頂推工況三：在工況二完成后，頂推的梁段增加到10段，總長(zhǎng)度達(dá)86m，頂推行程為27m，頂推施工中的最大懸臂狀態(tài)也在該階段出現(xiàn)，當(dāng)導(dǎo)梁到達(dá)L3-1號(hào)支承墊塊時(shí)，懸臂狀態(tài)為全橋最不利狀態(tài)，最大的支承反力以及最大的Mises應(yīng)力也在此時(shí)出現(xiàn).結(jié)構(gòu)最大懸臂狀態(tài)在頂推到10.54m時(shí)出現(xiàn)，此時(shí)導(dǎo)梁即將到達(dá)L3-1號(hào)支承，L2-2號(hào)支承墊塊上的支承反力達(dá)到3 563kN，如圖11所示.此時(shí)材料的Mises應(yīng)力超過了材料的屈服強(qiáng)度，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)塑性變形.進(jìn)一步分析其原因發(fā)現(xiàn)，此時(shí)與L2-2號(hào)墊塊相鄰的L2-1號(hào)墊塊上的支承力始終為0，這是由于懸臂段導(dǎo)致梁體起拱，進(jìn)而導(dǎo)致支承墊塊L2-1與梁體脫空，L2-1與梁底的距離達(dá)到22mm，L2-2支承處的反力過大導(dǎo)致屈曲，如圖12所示.為了避免這種情況的發(fā)生，采取對(duì)L2-1號(hào)支承增加墊塊的方法，墊高L2-1表面，讓L2-1和L2-2共同承擔(dān)上面的荷載.針對(duì)上述情況，分析L2-1號(hào)支承墊高時(shí)的情況，結(jié)果如圖13、14所示，使用位移荷載使L2-1號(hào)墊塊升高30mm，由支承反力和應(yīng)力的變化圖像可以看出，L2-2號(hào)墊塊支承力和最大應(yīng)力都有所下降，降低到材料容許應(yīng)力以下.同時(shí)L2-1號(hào)墊塊支承力和最大應(yīng)力都有所升高.根據(jù)計(jì)算數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)L2-1號(hào)墊塊升高23mm時(shí)，L2-2及L2-1處的應(yīng)力幾乎相等，只有240MPa，此時(shí)材料處于彈性狀態(tài)，因此可以采用升高L2-1號(hào)墊塊的方法來(lái)解決頂推過程中此時(shí)的最不利狀態(tài).在此最不利狀態(tài)之后，由于導(dǎo)梁已經(jīng)搭在L3-1號(hào)墊塊上，此時(shí)即使不升高L2-1號(hào)墊塊，梁體上的應(yīng)力仍然處于材料的彈性范圍以內(nèi)，導(dǎo)梁的下?lián)献冃稳匀粸榱后w可恢復(fù)的彈性變形.

圖11　墊塊L2-1及L2-2在最大懸臂狀態(tài)時(shí)的支承反力

圖12　梁體的起拱導(dǎo)致的局部屈曲

頂推工況四：在此工況中，增加3個(gè)梁段，梁段總數(shù)達(dá)到13段，梁體總長(zhǎng)達(dá)到111m，頂推距離為21m，在頂推過程中觀察梁體應(yīng)力和支承力的變化，發(fā)現(xiàn)當(dāng)頂推到9.01m時(shí)，最大Mises應(yīng)力在L2-2墊塊處的梁體上出現(xiàn)，最大值為239MPa，

圖13　L2-1向上移動(dòng)時(shí)支承反力的變化

圖14　L2-1向上移動(dòng)時(shí)應(yīng)力的變化

如圖15所示.同時(shí)最大支承力也出現(xiàn)在L2-2支承墊塊上，最大值為2 491kN，整個(gè)工況中梁體應(yīng)力滿足彈性要求.在此頂推過程中導(dǎo)梁一直處于懸臂狀態(tài)，導(dǎo)梁前端的豎向位移隨著頂推的進(jìn)行不斷增加，導(dǎo)梁雖然在此頂推過程結(jié)束時(shí)到達(dá)L3-1號(hào)墊塊上，但由于導(dǎo)梁前部為一弧形，此時(shí)導(dǎo)梁與墊塊仍然沒有接觸上，此刻導(dǎo)梁最大豎向位移為-0.031m，如圖16所示.由于中跨的下?lián)蠈?dǎo)梁豎向位移出現(xiàn)了正值，使導(dǎo)梁前端翹起，在導(dǎo)梁的懸臂長(zhǎng)度增加到一定值時(shí)，導(dǎo)梁的豎向位移重新變成負(fù)值.

圖15　頂推工況四最大Mises應(yīng)力

當(dāng)梁體到達(dá)L3-1號(hào)墊塊時(shí)，部分梁體橫跨中間最大跨徑，最大正彎矩將在最大跨徑中部產(chǎn)生，由于梁體上部無(wú)頂板，在大彎矩的作用下容易導(dǎo)致梁體發(fā)生失穩(wěn)屈曲，甚至導(dǎo)致全局破壞，因此需要對(duì)這種情況進(jìn)行專門的分析.

圖16　頂推工況四中導(dǎo)梁前端的豎向位移

頂推工況五：在該工況中，梁段增加到16段，梁體長(zhǎng)度為橋梁總長(zhǎng)，達(dá)137m，在該工況中需要頂推27.55m，在該頂推過程中觀察梁體應(yīng)力和支承力的變化情況，發(fā)現(xiàn)當(dāng)頂推16.5m時(shí)，墊塊L3-1處出現(xiàn)最大應(yīng)力，最大值為202MPa，如圖17所示.由應(yīng)力云圖可以看出，與L3-1相臨的L3-2號(hào)墊塊處應(yīng)力很小，這種情況說明大量的支承力由L3-1支承，該應(yīng)力值仍處在材料彈性應(yīng)力容許范圍內(nèi)，結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài)，在頂推結(jié)束時(shí)，墊塊上出現(xiàn)最大支承力，最大值為2 527kN.在頂推前期，導(dǎo)梁及部分梁體處于懸臂狀態(tài)，導(dǎo)梁前端發(fā)生一段向下的豎向位移，隨著頂推繼續(xù)進(jìn)行，導(dǎo)梁隨后到達(dá)L4號(hào)墊塊，導(dǎo)梁被重新頂起.由于L3-2與L4墊塊之間的梁體中部發(fā)生下?lián)?，致使?dǎo)梁前端翹起，導(dǎo)梁前端豎向位移出現(xiàn)正值，頂推繼續(xù)進(jìn)行，導(dǎo)梁懸臂長(zhǎng)度也在不斷增加，當(dāng)長(zhǎng)度達(dá)到一定時(shí)，導(dǎo)梁前端位移將再次出現(xiàn)負(fù)值，如圖18所示.

圖17　頂推工況五中最大Mises應(yīng)力

3.2跨中彎曲分析

由頂推工況四分析可知，當(dāng)梁體跨越中間最大跨時(shí)，該跨中將承受最大正彎矩.開口頂推施工法取消了梁體的頂板，降低了截面抗彎剛度，最大跨跨中處可能出現(xiàn)失穩(wěn)現(xiàn)象，引起結(jié)構(gòu)損傷，因此有必要對(duì)此情況進(jìn)行單獨(dú)分析.

圖18　頂推工況五中導(dǎo)梁前端豎向位移

當(dāng)分析跨中局部的受力時(shí)可采用混合單元，即中部采用Shell單元，兩端采用梁?jiǎn)卧?，長(zhǎng)度均為14.5m.中間梁體由3段9m等長(zhǎng)的梁段組成，該梁段橫隔板間距在全橋梁段中為最大，腹板厚度在所有梁段中最小，為16mm，如果該梁段能滿足受力要求，則該頂推工法能滿足要求.使用Midas截面計(jì)算器算出梁?jiǎn)卧慕孛鎸傩?，該跨模型使用?jiǎn)支體系，實(shí)際頂推中，中間跨的正彎矩由于兩側(cè)跨所產(chǎn)生的負(fù)彎矩而大大降低，本文使用簡(jiǎn)支結(jié)構(gòu)更加偏于安全，模型如圖19所示.模型先進(jìn)行特征值分析，提取前十階特征值，如表1所示，取得特征值之后，加入缺陷因子進(jìn)入后屈曲分析，在后屈曲分析中鋼材加入了塑性參數(shù).

圖19　混合單元模型

模態(tài)特征值18.648028.810239.3442410.1060510.2020模態(tài)特征值610.604710.976811.263911.4871011.853

一階模態(tài)如圖20所示.各個(gè)國(guó)家所用規(guī)范不一，其中規(guī)定的缺陷的比例因子也不同，加拿大對(duì)焊接鋼箱梁的調(diào)查顯示，f/b<1/124，(翼緣：f/b≤1/113；腹板：f/b≤135)；德國(guó)在1980年的調(diào)查顯示，板的初始缺陷中，翼緣f/b≤1/127，對(duì)于腹板f/b≤106；歐洲規(guī)范規(guī)定板應(yīng)滿足f/b<1/250，其中，f為初始缺陷，b為板寬.根據(jù)歐洲規(guī)范算出的初始缺陷因子為0.012m；根據(jù)加拿大的調(diào)查結(jié)果，初始缺陷因子為0.024m；根據(jù)德國(guó)的調(diào)查結(jié)果，初始缺陷因子為0.025m.本文使用最大的初始缺陷0.025m，荷載為重力荷載，在進(jìn)行特征值分析時(shí)所加的重力荷載加速度為1m/s2，在后屈曲分析中重力荷載加速度為9.8m/s2，后屈曲分析得出的應(yīng)力云圖如圖21所示，其最大的Mises應(yīng)力為160MPa，尚在材料彈性范圍內(nèi)，結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài).結(jié)構(gòu)的最大變形為0.01m，如圖22所示.等效塑性應(yīng)變?yōu)?，如圖23所示，表示未發(fā)生永久的塑性變形，結(jié)構(gòu)變形為可恢復(fù)的彈性變形.

圖20　一階模態(tài)

圖21　后屈曲分析中的最大Mises應(yīng)力

圖22　后屈曲中的變形

圖23　等效塑性應(yīng)變

4　結(jié)　論

本文通過對(duì)無(wú)頂板的開口鋼箱梁頂推施工過程模擬分析，得到以下結(jié)論：

1) 提出了開口鋼箱梁頂推施工方法.該方法能滿足頂推施工的要求，除了在頂推工況三中應(yīng)做特殊處理外，其他頂推過程中的變形和應(yīng)力均滿足要求.

2) 提出的調(diào)整相鄰支承墊塊高度的方法能有效解決起拱導(dǎo)致的屈曲問題.頂推過程中在最大懸臂處由于結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了起拱現(xiàn)象，使雙支承變?yōu)閱沃С校С械膽?yīng)力增加，超出了材料的彈性容許應(yīng)力.通過調(diào)整相鄰支承墊塊的高度得以有效解決，例如在頂推工況三中進(jìn)行支承墊塊高程調(diào)整有效地降低了最大應(yīng)力，確保結(jié)構(gòu)不被破壞.

3) 開口梁段在跨越中間最大跨時(shí)，中間部分的梁體能抵抗此時(shí)的最大正彎矩，結(jié)構(gòu)不會(huì)發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象，最大正彎矩產(chǎn)生的變形仍是彈性變形，結(jié)構(gòu)不會(huì)發(fā)生破壞.

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(責(zé)任編輯：鐘媛英文審校：尹淑英)

Incrementallaunchingconstructionmethodforopensteelboxgirder

WANGHai-jun,LIUHong-zhao,WANGZi-shan,ZOUYu,WEIHua

(SchoolofArchitectureandCivilEngineering,ShenyangUniversityofTechnology,Shenyang110870,China)

Inordertosolvethelocalbucklingproblemcausedbyexcessiveboxbodyweightintheincrementallaunchingconstructionprocessoftraditionalsteelboxgirder,anincrementallaunchingconstructionschemeforthetoplessopensteelboxgirderwasproposed.BasedonABAQUSsoftware,thestressandstrainofopensteelboxgirderduringtheincrementallaunchingprocesswereanalyzed,andthepostbucklinganalysisforthebendinginstabilitysituationofgirdersegmentinthemidspanwasperformed.Theresultsshowthatthestressandstrainofopengirderintheincrementallaunchingprocessarewithintheallowableranges,andthestabilityofthestructurecanbeguaranteed.Theincrementallaunchingconstructionmethodforopengirdercanreducetheboxbodyweightofsteelboxgirderintheincrementallaunchingprocess.Throughadjustingtheheightofthesupport,theproblemthatthesupportbearstoolargestressduetothearchingphenomenonoflargestcantileversegmentcanbewellsolved.

opensteelboxgirder;modelestablishment;constructionprogress;incrementallaunchingconstructionmethod;forceanalysis;deformationanalysis;localbuckling;finiteelement(FEM)analysis

2015-11-03.

沈陽(yáng)市科學(xué)技術(shù)計(jì)劃項(xiàng)目(F16-205-1-09).

王海軍(1972-)，男，河北河間人，教授，主要從事結(jié)構(gòu)工程等方面的研究.

10.7688/j.issn.1000-1646.2016.03.18

TM343

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1000-1646(2016)03-0337-07

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