高速公路砼箱梁步履式顶推过程受力与横向偏位测试

(中铁十六局集团 第二工程有限公司，天津 300162)

1 概述

在我国各种桥型中，由于桥梁的顶推技术具有成本核算经济实惠、高效优良和所占地面积较小等众多优势，被广泛的运用在桥梁施工作业中[1]。而在国内，对于这类桥梁的施工作业技术通常采用的是拖拉式多点连续顶推技术，其工艺成熟、设备简单、施工成本低，在该方法中桥梁箱梁中的位移等均是采用牵引的方式进行作业，对桥梁自身的桥墩或者临时墩的顶部均会产生较大的一个水平作用力，并且还会致使各个支撑点的受力不均匀，从而导致桥梁墩部产生开裂现象。而拖拉法在桥梁进行横向限位装置的设定的时候，难度比较大，这需要对箱梁的结构具有较高要求，需局部加强对箱梁结构的处理，使成本和施工工序问题得到增加[2-4]。步履式多点连续顶推技术属于一项先进的顶推技术，能克服拖拉法的缺点[6]。相比于跨支架悬吊臂进行施工等施工作业方式而言，顶推施工作业对于桥梁的往来交通等影响较小，因而在高速公路等设施设备中被广泛使用[7-9]。

相比于步履式顶推施工技术而言，使用工具千斤顶把整体桥梁主体进行架构，再进行水平方向移动，最后对桥梁主体撤除千斤顶装置，完成移动。桥梁顶推通过顶、推、降、缩步骤的循环完成。箱梁在进行顶推过程中，会产生一定的位移误差，误差主要集中体现在理论的和实际的移动中产生相应的偏差。导致产生步履式顶推梁出现位移偏差的因素包括多点顶推水平千斤顶出力不同步、不均匀，桥梁中线和多点顶推合力作用线不完全重合等。顶推横向偏位过大，会导致梁体失稳、偏离顶推线路、滑移困难、受力不平衡从而导致局部受力过大等状况[10]。基于以上问题，本文以河北某高速公路桥梁工程为研究对象，对其砼箱梁步履式顶推过程受力进行了研究，并对其横向偏位进行了测试。

2 工程概况

本工程为河北某高速公路桥梁工程，该桥A匝道连续梁小箱梁采用顶推施工。A匝道3号桥顶推施工过程，在其85.5 m处为顶推。梁截面采用腹板调整横坡，属于单箱双室型式，箱梁梁高为2.12～2.25 m；底板宽为705 cm，厚为28.5 cm；顶板宽为1 045 cm，厚为28.5 cm；箱梁的腹板厚度为45.5 cm，主体梁体所使用的混凝土结构材料为耐久性混凝土C50。在本文的研究项目中所选用的主桥梁为单箱双室截面，在该梁底的下方安装了相应的千斤顶以作支撑，最大程度地保障了桥梁整体结构受力均衡。图1为顶推布置示意图。

图1 顶推布置示意图Figure 1 Schematic diagram of pushing arrangement

3 顶推过程受力分析

桥梁的箱梁在进行推顶时，整个受力分析比较困难，预应力混凝土结构也比较复杂。与钢梁相比，抗拉强度低的混凝土结构，其顶推过程需严格对拉压应力状态进行控制。本研究通过ANSYS软件对箱梁节段受力进行模拟，从而对梁体局部应力分布情况进行后续的研究分析，重点是以顶推过程中会受到最大反力墩进行研究，从而对横向支点的相对高度进行调整，对于实际推顶过程中千斤顶升起时产生的应力情况进行仿真模拟实验，最后得到在极限状态之下的横向支点等最大高度限值，从而对项目工程的实际施工作业进行指导。在顶推施工全过程中，分析获得各墩支反力变化情况。其中2号墩具有最大支反力，为8481.2 kN。所以，选用2号墩位的前后各8.5 m一共17.5 m长度的桥梁作为模拟施工实验的对象，通过ANSYS进行三维局部分析模拟。表1为梁体节段端部受力模型加载汇总表，图2为顶推过程中各墩支反力变化示意图，图3为Midas/Civil模拟。

表1 梁体节段端部受力模型加载汇总Table 1 Loading model of end member of beam segment截面位置弯矩M/(kN·m)剪力Q/kN轴力FN/kN前(-9 m)-3 887.15-2 291.45-30 272.97后(-9 m)6 968.58-2 633.5130 272.97

图2 顶推过程中各墩支反力变化示意图Figure 2 Schematic diagram of reaction force of pier support during pushing process

图3 Midas/Civil模拟Figure 3 Midas/civil simulation

4 局部分析

采用SOLID65单元对混凝土进行模拟，并进行局部受力情况的分析研究，使用《混凝土结构设计规范》(GB50010-2010)，通过对桥梁混凝土材料进行非线性分析，使用ANSYS软件中的KINH多向随动对本构建模型进行相应的强化工作，最后实现对混凝土构建的仿真模拟实验。在进行实际顶推时，通过在千斤顶和梁底间使用橡胶垫块，使横向3个支撑点受力平均得到保证，这样就可使梁底具有平衡均匀的接触应力。在ANSYS软件中进行的局部受力模型分析中，通过TARGE171和CONTA172单元的配合，分析两者间的非线性接触效应。在进行局部受力分析研究的时候，梁段两端主要是从节点耦合进行出发，通过施加力边界条件，采用内力计算来进行整体分析。通过对横向支撑的相对高差值进行不断调整，实现对顶推过程中的千斤顶支点横向不平整进行模拟。在进行各工况下梁体达到应力极限状态或某一支点脱空的分析时，可以允许最高差限值作为横向支撑。通过改变单点高程的变量因素，从而达到对整个桥梁横向支撑进行模拟分析研究。在本文的研究中主要是通过对于该工况支座中的5种支撑不平衡状态进行研究，表2表现的是在这5种工况下的支撑点的高差阀值。

表2 工况状态表Table 2 Condition tablemm工况支座1支座1支座1工况支座1支座1支座1工况1000工况406.10工况25.900工况50-5.20工况3-10.200

4.1 工况1的梁体受力特性

在本文的研究中，将选用距离支撑中心线约3.05 m的桥梁桥段作为研究对象，工况1所展示的各项条件作为横向支撑的最佳理想状态，表3为工况1局部应力计算分析结果表。

表3 局部应力计算分析结果Table 3 Local stress calculation and analysis results局部应力最大拉应力/MPa最大压应力/MPa拉应力出现位置纵向1.67811.746中间顶板上缘横向2.0154.277左腹板下缘梗腋处

由表3知，对于混凝土C50梁段各应力值，抗压强度值控制在50 MPa范围内，轴向抗拉强度值控制在5 MPa，受力达到要求。左支撑支反力为2605.12 kN，中支撑支反力为3287.21 kN，右支撑支反力为2686.02 kN，中支撑反力反而比两侧的支撑反力要大得多，最主要的原因是该梁体的主体结构中横向存在着相应的坡度，从而导致左右两侧的支反力具有一定的差异情况。因而梁体在理想顶推过程中为安全状态。

4.2 工况2的梁体受力特性

工况2的条件具有的受力特性为左侧支撑比其他的支撑要高出0～6.0 mm左右，在左侧的支撑进行顶升的时候，中支撑反力减小较快，左支撑和右支撑反力会逐步加大，一旦顶升高度达到6.0 mm的时候，就会由于中支撑不足从而导致脱空，出现脱空现象后的梁体主要是由左支撑和右支撑全部承担，左右侧支撑反力非常接近，右支撑最大接触应力增加到8.03 MPa，中支撑接触应力减小为0 MPa，左支撑最大接触应力增加到10.75 MPa，各支撑接触应力不均匀性较明显。图4为横向支撑支反力和相对高差变化图。

图4 横向支撑支反力和相对高差变化图(工况2)Figure 4 Variation of lateral support reaction and relative height difference(uorking condition 2)

图5为箱梁包络应力和相对高差变化图，由图5知，梁体节段最大拉应力为6.05 MPa，最大压应力为16.02 MPa，这说明梁体受力不均衡从而导致出现裂缝，由于混凝土正不断地产生裂缝，因而对于施工作业具有很大的影响，所以需要对受力分布情况进行重新规划，在顶升过程中，增加拉应力可起到一定的控制作用，在工况2下，箱梁承载力并

图5 箱梁包络应力和相对高差变化图(工况2)Figure 5 Variation of envelope stress and relative height difference of box girders(uorking condition 2)

未丧失，因不断扩展的梁体局部开裂，同时又因中间支座出现脱空，因而造成梁体出现受力不合理，从而使支撑结构受力不均匀，在工况2下要避免此顶推过程。

4.3 工况3的梁体受力特性

工况3的条件为左支撑要比其它支撑低0～10 mm，在左支撑降低时，中支撑反力增加迅速，左支撑和右支撑支反力逐渐减小。当左支撑降低到10 mm时，左支撑出现脱空现象，中支撑反力为8100.21 kN，右支撑反力为500.12 kN。中支撑在此过程中的最大接触应力增至8.87 MPa，左支撑接触应力减小为0 MPa，右支撑最大接触应力增大到1.46 MPa，各支撑接触应力不均匀性较明显。图6为横向支撑支反力和相对高差变化图。

图6 横向支撑支反力和相对高差变化图(工况3)Figure 6 Variation of lateral support reaction and relative height difference(uorking condition 3)

图7为箱梁包络应力和相对高差变化图，由图7知，在左支撑较低4 mm时，梁段局部最大压应力为13.84 MPa，最大拉应力为5.63 MPa，梁体局部此时有裂缝出现，裂缝随着左边支撑下降到10 mm时，有混凝土单元由于受力不均匀从而导致裂缝出现，不得不停止施工工作，梁体和中支撑之间所受到的应力分布情况应当随着施工进程中受力的变化而进行重新划分，当梁体的局部应力分布情况趋向于稳定的时候，混凝土最大的压应力为19.32 MPa，最大拉应力为5.11 MPa，这说明梁体此时使用性能受到的影响比较严重。因而，工况3要避免此顶推过程，边支撑相对高差尽量保证在-6～6 mm范围内，这样各支撑均参与受力，从而使过大拉应力造成的梁体开裂得到控制。

图7 箱梁包络应力和相对高差变化图(工况3)Figure 7 Variation of envelope stress and relative height difference of box girders(uorking condition 3)

4.4 工况4梁体受力特性

工况4的条件为中支撑比两边支撑高出0～6 mm，在中支撑顶升时，左支撑和右支撑反力会出现下降趋势，从而极易导致中支撑反力明显增加，当顶推上升到6 mm的时候，梁体的两侧支撑都会出现脱空，中支撑承担梁体全部的竖向荷载，反力此时为8600.57 kN。两边支撑接触应力在此过程中减小到0 MPa，中支撑最大接触应力增大到7.51 MPa。当梁体的中支撑高差限制为2 mm的时候，梁体局部所收到的最大拉应力为5.13 MPa，微小裂缝可能在梁体局部已出现，但梁体承载能力受其影响不大；在中间支撑顶升为6 mm时，梁体主体所受到的应力将会集中地体现在混凝土出现裂缝的区域中，对此整个梁体的受力情况需要重新进行划分，直到梁体两侧均出现脱空现象时才结束，梁体最大拉应力为4.13 MPa，最大压应力为18.40 MPa，梁体此时多处发生开裂，严重影响受力性能，顶推过程存在施工风险。

4.5 工况5梁体受力特性

工况5的条件为中支撑比两边支撑低0～6 mm，在中间支撑下降时，中支撑反力减小迅速，左支撑和右支撑反力增加平缓，当下降到4 mm时，中支撑有脱空现象发生，两边支撑全部承担梁体竖向荷载，两者支撑反力比较接近。中支撑接触应力在此过程中减小为0 MPa，左支撑和右支撑最大接触应力增大到3.76 MPa，各支撑接触应力不均匀性比较明显。梁段最大拉应力随中支撑降低，其值约为5.01 MPa，这说明有混凝土开裂不断退出受力，梁体受到的最大拉应力是在中支撑出现脱空现象，逐渐上升到14.65 MPa ，混凝土抗压强度值比较小，在这个时候而所受到的最大拉应力为5.17 MPa，不利于部分单元受力，因而梁体应力集中现象要避免。

5 箱梁步履式顶推横向偏位测试

5.1 横向偏位实测方法

横向偏位监测点不能仅仅只是从梁体前后端进行检测观察，对于每个千斤顶所在位置横向均要监测。本研究对横向偏位监测系统进行了设计，这样对每个临时墩位置的横向偏位监测比较方便，图8为横向偏位测试体系示意图。在临时墩上进行基准线A的设置，开始顶推前在基准线A所在位置进行箱梁腹板边缘的放置。通过百分表和钢弦进行测量，表达式见式(1)。

d2=Δ/cosα

(1)

式中:钢弦与水平面的夹角用α表示；百分表读数用Δ表示；通过式(2)计算箱梁横向总偏移量d。

d=d1+d2

(2)

图8 横向偏位测试体系示意图Figure 8 Schematic diagram of lateral deviation test system

5.2 横向偏位统计结果

本工程桥梁分为左幅和右幅，全部要进行步履式顶推施工作业。根据实验测试结果显示，在进行顶推的时候，箱梁横向偏移量比较接近。图9为每次顶推循环箱梁横向偏移量的概率密度函数图像。图9显示的是，在单次循环过程中，箱梁发生横向偏移量呈现正态分布情况。

图9 单次顶推循环横向偏移量概率密度函数Figure 9 Probability density function of lateral offset for single push cycle

6 结论

以河北某高速公路桥梁工程为研究对象，对其砼箱梁步履式顶推过程受力进行了研究，并对其横向偏位进行了测试，得出如下结论。

a.该混凝土箱梁可以间接的看作是一个连续的梁体系，当其在顶推过程中所受到的力不一致的时候，就会导致支撑高程不平衡、各个支撑反力存在着相应的差异情况、桥梁主体产生横向的扭转，从而导致顶推出现不同步，严重的影响了项目工程施工过程中的安全。横向支撑不平衡会严重的导致作用在箱梁局部的应力过于集中，从而产生极大的拉应力，致使箱梁出现裂痕。

b.在进行混凝土箱梁横向多点顶推时，应局部分析产生的横向支撑，确定横向不平容许范围，保证结构安全可靠。

c.在每次顶推循环时，箱梁横向偏移量比较接近；在单次循环中，箱梁横向偏移量基本为正态分布特征。