步履式顶推分体宽幅钢箱梁横向偏位局部应力分析

2021-03-05黄国红朱利明

黑龙江交通科技 2021年2期

黄国红，吴波，朱利明，王璇

(1.南京市公共工程建设中心，江苏南京 210009；2.南京工业大学交通运输工程学院，江苏南京 210009)

0 引言

近年来，步履式顶推施工法在中国得到迅速发展，该方法具有对桥下干扰小、安全、经济等特点，因而广泛运用于跨越铁路、公路、河流等桥梁施工中。在顶推施工中，由于千斤顶摩阻力的变化，导致水平千斤顶出力不均匀、不同步，进而主梁容易发生横向偏位。横向偏位过大，将导致主梁偏离顶推路线、受力不平衡而导致局部受力过大等状况，《公路桥涵施工技术规范》对钢箱梁顶推施工过程中轴线偏位控制阈值为10 mm，过小的控制值会导致纠偏频率的增加，延长施工工期，增加施工成本。因此分析横向偏位对钢箱梁局部应力的影响以及合理的纠偏控制阈值显得十分重要。

目前，国内众多学者对钢箱梁顶推施工横向偏位进行了研究，主要集中在窄桥的偏位测试、统计分析、纠偏对策、偏位阈值等方面的研究。而针对分体宽幅横向四支点钢箱梁横向偏位的局部受力特性研究缺乏。因此，本研究以南京龙翔西立交建设工程为背景，基于通用有限元软件ABAQUS建立最大悬臂工况下“壳-实-接触”混合有限模型，分析横向偏位对分体宽幅钢箱梁应力、支反力的影响，揭示了其受力特点，明确了典型不利偏位方式，并对接触反力进行了分析，提出了顶推施工横向偏位控制阈值建议，其结果可用于指导设计和施工，并为分体宽幅钢箱梁步履式顶推工程提供参考。

1 工程背景

南京龙翔西立交建设工程，其上部结构采用简支钢箱梁，跨径60 m，在两端过渡墩处均与现浇预应力混凝土箱梁相接。钢箱梁采用步履式顶推施工，顶推距离为(6.7+39+60)m。桥面总宽38.5 m，左右对称，桥面设双向2%横坡，采用双箱断面，每个箱体三个箱室，主梁高度2.6 m，单个箱体底板宽度12.625 m，两个箱体间隔5.5 m。根据钢箱梁分体宽幅的结构特点，在主梁梁底设置横向四支点步履式顶推设备，每套顶推设备采用单个竖向千斤顶和水平千斤顶，竖向千斤顶直径为320 mm，水平千斤顶直径为140 mm，在步履式千斤顶上布设钢垫块和垫块，垫块长0.6 m，宽0.6 m，高0.1 m，步履式顶推设备中轴线与中腹板对齐，纵向顶推步距为0.6 m，M09墩步履式顶推设备编号为1#～4#，M10墩步履式顶推设备编号为5#～8#。顶推施工横向偏位纠偏时，不对主梁轴线进行调整，仅移动步履式顶推设备，使其中线与中腹板对齐来实现相对纠偏。

2 结构有限元分析

2.1 “壳-实体-接触”混合有限元模型

本文选取60 m钢箱梁段，采用大型通用软件ABAQUS建立最大悬臂工况下“壳-实体-接触”混合有限元模型，如图1、图2所示。钢箱梁段采用壳单元S4R、S3R，垫块采用实体单元C3 d8R。主梁模型网格尺寸为0.2 m，垫块模型网格尺寸细化为0.1 m。钢箱梁的密度均为7 850 kg/m3，弹性模量E取206 GPa，泊松比μ取0.3；垫块弹性模量E取1.42 GPa。

图1 “壳-实体-接触”混合有限元模型

图2 垫块布置图

2.2 边界条件的模拟

在ABAQUS“壳-实体-接触”混合有限元模型中，主梁两端各建立一个参考点，参考点与主梁梁端节点采用“耦合”约束的方式连接在一起，如图3所示。钢箱梁与垫块的相互作用(未考虑顶推设备构造细节)，接触类型采用面-面离散方式进行约束，法向“硬接触”，切向无摩擦，以刚度较大的钢箱梁底板接触面作为主面，垫块顶面作为从面，如图4所示；垫块底面固结，忽略步履式顶推设备构造及钢垫块。该模型采用直角坐标系，X轴为横桥向，Y轴为竖桥向，Z轴为纵桥向，主梁前端参考点约束X方向的平动，Y、Z方向的转动，主梁后端参考点约束X、Z方向的平动，Y、Z方向的转动。

图3 “耦合”约束放大图

图4 面-面接触局部放大图

2.3 计算荷载

通过Midas/Civil有限元软件整体模型，计算最大悬臂工况下主梁两截面弯矩和剪力，将弯矩和剪力对应加载至Abaqus局部模型主梁前、后参考约束点上；重力加速度取9.8 m/s2。

3 横向偏位对钢箱梁受力的影响

3.1 未偏移时钢箱梁受力分析

(1)钢箱梁整体受力分析

钢箱梁内部等效应力云图(消隐顶板及顶板U肋)如图5所示，从应力云图可以看出钢箱梁大部分区域等效应力较小，顶推设备与钢箱梁支承接触区域等效应力较大，且在M09墩顶推设备与钢箱梁接触区域附近出现最大值。

图5 钢箱梁内部等效应力云图/MPa

横向各顶推设备内外侧支反力及分配比例见表1，钢箱梁结构对称，因此横向四支点支反力呈对称状态，内侧顶推设备支反力明显大于外侧顶推设备支反力，M09墩顶推设备内外侧支反力比值为1.25∶1，M10墩顶推设备内外侧支反力比值为1.06∶1。

表1 横向各顶推设备内外侧支反力及分配比例

(2)钢箱梁局部应力分析

支承区域处，钢箱梁局部最大等效应力出现在底板、中腹板及滑道加劲三者交界区域处，表2列出钢箱梁主要构件最大等效应力值，构件最大等效应力出现在中腹板，其最大等效应力值为197.2 MPa，满足Q345钢材基本容许应力210 MPa。

表2 钢箱梁主要构件最大等效应力表

中腹板与底板交界处在垫块支承区域纵向应力分布如图6所示，从图中可以看出，距悬臂端垫块前端等效应力大于垫块后端，这是由钢箱梁转角位移所致；距悬臂端垫块中部应力呈不均匀分布状态，且2#(3#)，1#(4#)顶推设备接触区域中部应力峰值大于悬臂端应力，这是因为钢箱梁底板支撑区域内存在滑道加劲，滑道加劲与底板、中腹板共同作用，使得支承区域处受力变得复杂。

图6 中腹板与底板交界处纵向应力分布图

3.2 横向偏位方式分析

在步履式顶推施工中，由于顶推力合力的作用线与主梁的中线和主梁的重心线不能够完全重合，将导致主梁发生偏位。对于多点顶推，当水平顶推力之和大于摩擦力和上坡阻力综合系数之和时，梁体才能够向前移动，用下述数学表达式表示：

∑Fi>∑RiUi+∑RiK

(1)

式中:Fi为第i桥墩千斤顶所施加的水平力；Ri为第i桥墩支点处瞬时支反力;Ui为第i桥墩支点处相应最大静摩擦系数;K为上坡阻力综合系数。

主梁横向偏位的方式主要有整体横向平动偏位和以两支墩中心为旋转中心进行偏位。为确定不利偏位方式的影响，以平动偏位和旋转偏位106.5 mm(垫块侧边偏位至底板U肋处)时作为控制工况进行研究。

从不同偏位方式下主梁挠度、反力表3可以看出，平动偏位和旋转偏位对主梁前端最大挠度无显著影响，不同的偏位方式导致主梁竖向荷载在支点处重新分配，其中旋转偏位支反力最大值大于平动偏位。

表3 不同偏位方式下主梁挠度、反力表

从不同偏位方式下主梁主要构件最大等效应力图7可以看出，底板和横隔板最大等效应力在平动偏位方式下大于旋转偏位，而远离支承处的顶板在不同偏位方式下对其应力影响较小，底板U肋、腹板和滑道加劲最大等效应力值在旋转偏位方式下大于平动偏位，底板U肋和腹板最大等效应力较大，超过Q345钢材基本容许应力值210 MPa。

图7 不同偏位方式下主要构件最大等效应力图

考虑支反力最大值和构件最大等效应力值，明确旋转偏位为典型不利横向偏位方式。

3.3 横向偏位时钢箱梁局部应力分析

钢箱梁偏位方式采用旋转偏位，通过“墩动梁不动”进行模拟，具体实现时采用顶推设备与主梁的相对移动实现。分别分析横向偏移“10、20、30、40、50、60、70、80、106.5 mm”(垫块侧边偏移至U肋)时钢箱梁局部受力状况。

主梁发生旋转偏位时，主梁主要构件最大等效应力如图8所示，分析可知：

图8 主要构件最大等效应力值

(1)随着横向偏位距离的增长，垫块逐渐偏离腹板，此时腹板最大等效应力值增长较为缓慢，可见横向偏位对腹板的影响有限；当垫块逐渐靠近底板U肋时，底板U肋受其自身厚度和结构形式等因素，底板U肋最大等效应力增长显著，可见横向偏位对底板U肋的影响较大；远离支承区域处其余主梁主要构件最大等效应力无显著变化趋势。

(2)当横向偏位达到30 mm时，底板U肋最大等效应力超过中腹板；当横向偏位距离达到50 mm时，此时底板U肋最大等效应力达到215 MPa，超过Q345钢材基本容许应力210 MPa。

横向偏位发生时，各步履顶支反力如图书馆9、图10所示，综合图8分析可得：

(1)横向偏位的增长，导致主梁在横向上产生偏心受压，使得各支点反力在横向上重新分配；纵桥向，横向偏位对主梁M09墩(1#～4#步履顶)支反力总和、M10墩(5#～8#)支反力总和无显著影响。

(2)横向偏位发生时，2#步履顶支反力一直处于较大值，当横向偏位距离为106.5 mm时，支反力数值达到3 407 KN，其中腹板、底板U肋最大等效应力值也出现在2#步履顶支承附近，支承处钢梁结构的局部应力集中的主要因素就是顶推设备支反力的大小，支反力数值的线性增长加剧了主梁应力集中现象。

(3)随着横向偏位距离的增长，1#、2#、7#、8#步履顶呈线性增长趋势，3#、4#、5#、6#步履顶呈线性递减趋势，当横向偏位距离为80 mm时，5#、6#步履顶产生脱空现象。