王海軍， 劉紅釗， 王子山， 鄒　宇， 魏　華

(沈陽工業(yè)大學 建筑與土木工程學院， 沈陽 110870)

開口鋼箱梁的頂推工法*

王海軍， 劉紅釗， 王子山， 鄒宇， 魏華

(沈陽工業(yè)大學 建筑與土木工程學院， 沈陽 110870)

針對傳統(tǒng)的鋼箱梁頂推施工中因箱體自重過大而導致局部屈曲的問題，提出了無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力和應變，對跨中處梁段的彎曲失穩(wěn)情況進行了后屈曲分析.結果表明，開口梁頂推過程中的應力和應變均在材料的允許范圍以內(nèi)，結構的穩(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)象導致的支承所受應力過大的問題.

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)濟和交通的快速發(fā)展，出現(xiàn)了越來越多的鋼箱梁橋.面對施工、交通和環(huán)境的要求，設計者和建造者更加關心施工的成本、效率以及安全性.頂推施工是一種經(jīng)濟安全的施工方法[1-3]，其設備可以重復使用，降低了施工成本；箱梁節(jié)段在預制場使用永久模板或者在工廠制作，然后再在預拼場進行拼裝，大大地提高了產(chǎn)品質量；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；頂推施工的另一個優(yōu)點是施工時不必阻斷施工場地下方的交通，并且可以減小對施工場地的環(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，則會出現(xiàn)屈曲失穩(wěn)[4-5]，對整個工程造成巨大的經(jīng)濟損失，也有可能造成人員傷亡.作為對鋼箱梁頂推工法的改進措施，本文提出了開口鋼箱梁頂推工法.對開口鋼箱梁頂推過程中各階段進行了探討，運用有限元軟件ABAQUS分析了各工段中梁體的應力、應變以及可能出現(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了如下困難.

1) 帶頂板時全橋的巨大自重要求頂推設備具備更高的性能，因此會增加施工的投入成本，同時對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險，要求臨時墩等具有更高的承載能力，更大的抗彎剛度，臨時墩的施工投入也將大大增加，延長了施工工期；

3) 由于臨時墩的基礎承載能力無法和永久墩相比，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，甚至對梁體造成損壞；

4) 大自重的梁體在落梁時也面臨困難.

針對上述情況提出了一種新的鋼箱梁頂推施工方法，頂推施工時的箱體不包含頂板，頂推完成后，再進行頂板的施工，達到降低頂推施工時結構

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力分布和撓度變化等情況來檢驗.以沈陽后丁香一號橋為例進行建模分析，橋長137m，由三跨組成(38m+61m+38m)，導梁長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).當開口模型頂推到最大跨跨中時，上部承受負彎矩而受拉，開口時上部缺少足夠的抗彎構件，可能致使其在負彎矩作用下發(fā)生損壞，對這種情況將使用混合單元進行分析.

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的劃分示意圖[10].使用平面單元S4R進行梁段和導梁建模，模型如圖5所示，梁段橫截面如圖6所示(單位：m).梁體后端及導梁前端采取參考點耦合約束，不論參考點設置何處，通過這種約束方式，梁體在彎曲時都不會影響中性軸的偏移.梁段后端參考點約束繞Y、Z軸轉動以及X、Z軸平動，導梁前端參考點約束繞Y、Z軸轉動以及X軸平動，重力方向為Y軸方向，因此，Y軸方向均不約束在梁體下部設置墊塊.為了真實模擬步履式頂推的過程，模型采取墊塊移動、梁不動的方法來模擬梁體前進，使用墊塊來模擬步履式頂推設備，墊塊長2.15m，寬0.5m，使用剛體約束，對其參考點施加水平位移荷載即實現(xiàn)墊塊移動，在模擬頂推過程中，墊塊與梁底設置接觸.

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41m(7m+9×3m+7m)，在該工況梁體向前頂推31m的過程中，當頂推到13.89m時出現(xiàn)了最大Mises應力，最大值為173.1MPa，尚在材料的屈服強度范圍內(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，導梁前端位移如圖8所示.頂推前期，導梁前端并未搭在L2-1號墊塊上，處于懸臂狀態(tài)，因此出現(xiàn)了一段下降段，導梁搭上L2-1號墊塊之后，由于導梁前端為一弧形斜面，在頂推力作用下，導梁前端豎向位移開始上升，頂推繼續(xù)進行.由于中部梁體的下?lián)鲜箤Я呵岸寺N起，所以導梁的前端豎向位移出現(xiàn)正值，在經(jīng)過L2-2號墊塊后，導梁前端再次成為懸臂狀態(tài)，導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，梁體及導梁依然處于彈性狀態(tài)，導梁下?lián)先允强苫謴偷膹椥宰冃?

圖7　頂推工況一最大Mises應力

圖8　頂推工況一導梁前端豎向位移

頂推工況二：在工況一完成后，將增加3段梁體，總長達到68m，頂推距離為18m.頂推過程中，懸臂段不斷增長，最大Mises應力出現(xiàn)在頂推14.85m時的L2-2號支承墊塊上，如圖9所示.最大支承反力出現(xiàn)在該階段頂推完成時，最大值為2 727kN，也出現(xiàn)在L2-2號支承墊塊處.最大Mises應力沒有和最大支承反力同時出現(xiàn)，原因是最大支承反力出現(xiàn)時，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，所以即使在受支承反力小的地方，由于抵抗能力弱，高應力也有可能出現(xiàn)，從而導致結構破壞.導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，左邊導梁豎向位移甚至達到-0.2m，從計算的應力結果來看，結構仍處于彈性狀態(tài)，發(fā)生的下?lián)献冃稳匀皇菑椥宰冃?，結構處于安全狀態(tài).

圖9　頂推工況二最大Mises應力

圖10　頂推工況二導梁前端豎向位移

頂推工況三：在工況二完成后，頂推的梁段增加到10段，總長度達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)，當導梁到達L3-1號支承墊塊時，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應力也在此時出現(xiàn).結構最大懸臂狀態(tài)在頂推到10.54m時出現(xiàn)，此時導梁即將到達L3-1號支承，L2-2號支承墊塊上的支承反力達到3 563kN，如圖11所示.此時材料的Mises應力超過了材料的屈服強度，結構出現(xiàn)塑性變形.進一步分析其原因發(fā)現(xiàn)，此時與L2-2號墊塊相鄰的L2-1號墊塊上的支承力始終為0，這是由于懸臂段導致梁體起拱，進而導致支承墊塊L2-1與梁體脫空，L2-1與梁底的距離達到22mm，L2-2支承處的反力過大導致屈曲，如圖12所示.為了避免這種情況的發(fā)生，采取對L2-1號支承增加墊塊的方法，墊高L2-1表面，讓L2-1和L2-2共同承擔上面的荷載.針對上述情況，分析L2-1號支承墊高時的情況，結果如圖13、14所示，使用位移荷載使L2-1號墊塊升高30mm，由支承反力和應力的變化圖像可以看出，L2-2號墊塊支承力和最大應力都有所下降，降低到材料容許應力以下.同時L2-1號墊塊支承力和最大應力都有所升高.根據(jù)計算數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，當L2-1號墊塊升高23mm時，L2-2及L2-1處的應力幾乎相等，只有240MPa，此時材料處于彈性狀態(tài)，因此可以采用升高L2-1號墊塊的方法來解決頂推過程中此時的最不利狀態(tài).在此最不利狀態(tài)之后，由于導梁已經(jīng)搭在L3-1號墊塊上，此時即使不升高L2-1號墊塊，梁體上的應力仍然處于材料的彈性范圍以內(nèi)，導梁的下?lián)献冃稳匀粸榱后w可恢復的彈性變形.

圖11　墊塊L2-1及L2-2在最大懸臂狀態(tài)時的支承反力

圖12　梁體的起拱導致的局部屈曲

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

圖13　L2-1向上移動時支承反力的變化

圖14　L2-1向上移動時應力的變化

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

圖15　頂推工況四最大Mises應力

當梁體到達L3-1號墊塊時，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，由于梁體上部無頂板，在大彎矩的作用下容易導致梁體發(fā)生失穩(wěn)屈曲，甚至導致全局破壞，因此需要對這種情況進行專門的分析.

圖16　頂推工況四中導梁前端的豎向位移

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

圖17　頂推工況五中最大Mises應力

3.2跨中彎曲分析

由頂推工況四分析可知，當梁體跨越中間最大跨時，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，引起結構損傷，因此有必要對此情況進行單獨分析.

圖18　頂推工況五中導梁前端豎向位移

當分析跨中局部的受力時可采用混合單元，即中部采用Shell單元，兩端采用梁單元，長度均為14.5m.中間梁體由3段9m等長的梁段組成，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截面計算器算出梁單元的截面屬性，該跨模型使用簡支體系，實際頂推中，中間跨的正彎矩由于兩側跨所產(chǎn)生的負彎矩而大大降低，本文使用簡支結構更加偏于安全，模型如圖19所示.模型先進行特征值分析，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.各個國家所用規(guī)范不一，其中規(guī)定的缺陷的比例因子也不同，加拿大對焊接鋼箱梁的調查顯示，f/b<1/124，(翼緣：f/b≤1/113；腹板：f/b≤135)；德國在1980年的調查顯示，板的初始缺陷中，翼緣f/b≤1/127，對于腹板f/b≤106；歐洲規(guī)范規(guī)定板應滿足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)加拿大的調查結果，初始缺陷因子為0.024m；根據(jù)德國的調查結果，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，在進行特征值分析時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力云圖如圖21所示，其最大的Mises應力為160MPa，尚在材料彈性范圍內(nèi)，結構處于安全狀態(tài).結構的最大變形為0.01m，如圖22所示.等效塑性應變?yōu)?，如圖23所示，表示未發(fā)生永久的塑性變形，結構變形為可恢復的彈性變形.

圖20　一階模態(tài)

圖21　后屈曲分析中的最大Mises應力

圖22　后屈曲中的變形

圖23　等效塑性應變

4　結　論

本文通過對無頂板的開口鋼箱梁頂推施工過程模擬分析，得到以下結論：

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做特殊處理外，其他頂推過程中的變形和應力均滿足要求.

2) 提出的調整相鄰支承墊塊高度的方法能有效解決起拱導致的屈曲問題.頂推過程中在最大懸臂處由于結構出現(xiàn)了起拱現(xiàn)象，使雙支承變?yōu)閱沃С校С械膽υ黾?，超出了材料的彈性容許應力.通過調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行支承墊塊高程調整有效地降低了最大應力，確保結構不被破壞.

3) 開口梁段在跨越中間最大跨時，中間部分的梁體能抵抗此時的最大正彎矩，結構不會發(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，結構不會發(fā)生破壞.

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(責任編輯：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.

沈陽市科學技術計劃項目(F16-205-1-09).

王海軍(1972-)，男，河北河間人，教授，主要從事結構工程等方面的研究.

10.7688/j.issn.1000-1646.2016.03.18

TM343

A

1000-1646(2016)03-0337-07

*本文已于2016-04-22 15∶41在中國知網(wǎng)優(yōu)先數(shù)字出版. 網(wǎng)絡出版地址：http：∥www.cnki.net/kcms/detail/21.1189.T.20160422.1541.002.html