夏伟杰，谢 炜，陈友生，黄赓宇

（1.宁波市城市基础设施建设开发有限公司，浙江 宁波315010；2.同济大学 土木工程学院，上海市200092；3.四川路桥华东建设有限责任公司，四川 成都610200；4.四川公路桥梁建设集团有限公司，四川 成都610041）

0 引 言

顶推施工法是桥梁施工中常用的和重要的施工方法之一，其具有作业面小、对桥下交通和通航影响小以及不需要大型起重设备等优点。目前，针对混凝土桥的顶推施工[1-4]，已经总结出了比较完善的受力计算的方法。近些年来，随着钢材产量的大幅提升以及施工技术的发展，顶推法不再局限于混凝土桥，而是广泛运用于大跨度钢梁桥的施工。如法国Millau 大桥[5]，国内的杭州九堡大桥[6]和淮南孔李淮河大桥[7]。

和混凝土桥顶推施工不同，钢箱梁顶推施工中局部应力问题比较突出。目前，国内外众多学者对钢箱梁顶推局部受力进行了研究。Granath[8]发现顶推时支承反力的分布是不均匀的。李新华[9]、李建军[10]对钢箱梁关键结构参数进行了分析，提出了改善其局部受力特性的措施。邹宇[11]提出了使用混凝土进行局部加强的方案，满足顶推施工的需求，是比较经济可行。李传习[12]、黄国红[13]分析了横向偏移量对钢箱局部受力的影响。

以上研究主要集中在顶推施工过程的钢箱局部受力情况，关于钢箱局部稳定性的报道较少。宁波新典桥是由大跨度提篮式钢拱肋与分离式钢箱系梁形成的钢拱桥，其跨径为213 m。受到通航要求的限制，此桥采用梁拱整体顶推的施工方案。顶推法施工的钢拱桥主梁板件的受力与成桥状态下的受力有较大的不同，在较大的支承反力作用下，结构极易出现局部屈曲或者钢材屈服的现象，因此对其进行局部受力性能计算是必要的。本文以宁波新典桥为工程背景，通过有限元计算得到了整体顶推施工中钢系梁的局部受力情况和板件的局部稳定性能，成果可为同类型工程的施工提供参考。

1 背景工程

新典桥位于浙江省宁波市中心城区，主桥采用下承式简支系杆拱桥，钢箱系梁与钢箱拱肋固结的结构体系，跨径为213 m。主桥拱肋矢高46 m，矢跨比1/4.63，拱轴线为1.7 次抛物线。两片拱肋向内倾斜16.928°，形成提篮状，如图1 所示。

图1 新典桥主桥效果图

拱肋采用六边形钢箱截面，拱肋高度由拱顶处3.5 m 线性渐变到拱脚处5 m，拱肋宽度为3.0 m，拱肋的壁板厚度根据受力情况采用变厚度设置。钢系梁布置于桥面两侧，分别与两片拱肋对齐，采用单箱单室断面，跨中区域截面尺寸为2.5 m（宽）×2.0 m（高），拱脚区域截面尺寸为5.35 m（宽）×3.0 m（高）。钢箱的钢板厚度由两端向跨中逐渐减小，如图2 所示。跨中区域系梁内部有规律地设置横隔板、横向以及纵向加劲肋，如图3（a）所示，其中横隔板间距为1.5 m，横向加劲肋间距为0.5 m。拱脚区域系梁内部隔板众多，方向各异，构造复杂，如图3（b）所示。桥面系由纵梁、横梁和带U 形加劲肋的钢桥面板构成。纵横梁均采用工字形截面。横梁焊接在两条系梁间，纵梁焊接在横梁上形成梁格。横梁间距3.0 m，纵梁间距8.1 m，全桥设置3 道纵梁。该桥上部主体结构，即主梁和主拱均采用Q345qD 钢材。

图2 1/2 系梁立面图（单位：m）

图3 系梁内部构造图

受到通航要求的限制，此桥采用梁拱整体顶推的施工方案。首先在东岸支架上拼装钢梁，再在钢梁上搭设主拱安装临时支架，再采用龙门吊在临时支架上拼接拱肋节段，形成梁拱固结体系，最后采用多点步履式自平衡顶推系统将拱桥整体逐步顶推过江，如图4 所示。

图4 整体顶推示意图

2 计算分析方法

新典桥主桥进行顶推施工时，支承设置在钢系梁的腹板下。在顶推施工过程中，所有支承位置不变，梁体前移，与顶推支承接触的梁段不断发生变化。当钢系梁的薄弱部位通过顶推支承时，较大的支反力极易导致该部位出现局部屈曲或者钢材屈服，因此有必要对其进行局部受力分析。

为研究整体顶推过程中钢系梁的局部受力情况和板件的局部稳定性能，建立钢系梁局部的板壳有限元模型，详细模拟与顶推支承接触的梁段中的内部结构。为全面分析顶推过程中钢系梁局部受力情况，本文分别建立了跨中区域以及拱脚区域钢系梁局部有限元模型进行计算。

跨中区域钢系梁局部模型纵桥向的长度为9 m，该长度范围内包含7 道横隔板。拱脚区域钢系梁局部模型纵桥向长度为11.2 m+9 m，其中11.2 m 段为5.35 m×3.0 m 箱型截面，9 m 段为渐变段，箱型截面尺寸由5.35 m×3.0 m 变为2.5 m×2.0 m。钢系梁的顶底板、腹板、横隔板以及加劲肋均采用SHELL93单元模拟。建立的局部板壳模型如图5 所示，其中X方向为纵桥向，Y 方向为横桥向，Z 方向为截面高度方向。局部模型的约束情况为：限制两端顶板相关节点的的三个方向平动自由度Ux、Uy、Uz。与两端固结的边界条件相比，底部板件变形更大，受力更不利，更符合实际情况，得到的计算结果更可靠。有限元计算时考虑两项荷载：结构自重以及支承反力。根据整体顶推过程的计算结果可知，顶推过程中墩顶最大支反力为12 800 kN。考虑到钢系梁每片腹板下有垫块与其底板接触，将两侧腹板下的支承反力近似按1∶1 分配，并以均布荷载的形式作用在底板上。

图5 系梁局部板壳模型

3 局部静力分析

3.1 跨中区域局部静力分析

在顶推过程中，支承位置在不断改变。钢箱梁受力的情况分为支承反力作用在两相邻横隔板之间和横隔板正下方两种情况。图6 为跨中区域钢系梁底平面示意图，其中工况一对应于支承位置在横隔板正下方，工况二对应于支承位置在两相邻横隔板之间。

图6 支承位置示意图（单位：mm）

在较大的支反力作用下，腹板竖向应力水平较高。工况一腹板竖向应力分布如图7 所示，中心2.4 m范围内从下到上应力逐渐减小，该区域应力范围大约为80～140 MPa，其余部分应力水平较低。这主要是因为在此工况下，腹板中心直接承受竖直向上的支反力。

图7 工况一腹板竖向应力分布图（单位：MP a）

当支承反力对称作用在横隔板两侧时，钢系梁主要板件的Mises 应力如图8 所示。从图8（a）中可以看出：钢系梁底板的Mises 应力大致沿纵桥向呈对称分布。与顶推支承直接接触的钢箱底板的应力较大，大约为150～225 MPa，并以此为中心向四周扩散。如图8（b）所示，腹板的Mises 应力分布情况可分为两个区域。区域一为中心2.4 m 范围内的腹板，即与支承直接接触的部分，应力不超过182 MPa，从四周向上侧中心逐渐减小；区域二为去除中心2.4 m 范围的腹板，该区域应力范围大约在130～234 MPa 之间，腹板上的橙色部分呈现出倒“八”字形，这表明荷载大致是由中心向两端约束传递。如图8（c）所示，横隔板两侧在支承反力的作用范围内，直接参与受力，其应力水平较高。横隔板的最大应力为243 MPa，出现在角点上，这主要是应力集中造成的。图9 展示了不同视角下与顶推支承直接接触的钢箱Mises 应力分布，从图中可以看出，在工况一下，结构受力是比较安全的。

图8 工况一主要板件的Mis e s 应力分布图（单位：MP a）

图9 工况一支承区域内结构的Mis e s 应力分布图（单位：MP a）

当支承反力作用在两个相邻横隔板之间时，钢系梁节段的Mises 应力如图10 所示，最大应力出现在腹板上，为252 MPa。从图11 可以看出，与工况一相比，横隔板的应力水平有所降低。总的来说，在工况二下，结构仍有较高的安全储备。

图10 工况二支承区域内结构的Mis e s 应力分布图（单位：MP a）

图11 工况二横隔板的Mis e s 应力分布图（单位：MP a）

不同支承位置下的主要板件的最大Mises 应力汇总于表1，从表中可以看出，支承位置会影响钢箱梁的局部应力分布。当支承反力作用在横隔板正下方时，横隔板受力状态最不利，其局部应力水平较高；当支承反力作用在两个相邻横隔板之间时，横隔板不直接参与受力，此时钢箱腹板应力最大。从表中的数据中可知，顶推施工过程中，跨中区域钢系梁受力性能良好。

表1 不同支承位置下主要板件的最大Mis e s 应力 单位：MP a

3.2 拱脚区域局部静力分析

由于拱脚区域钢系梁内部的隔板众多，方向各异，构造复杂，顶推支承位置发生改变时，各板件受力情况也随之发生改变，很难总结出系统性的规律。本节选取了一种荷载工况进行详细介绍。图12 为拱脚区域11.2 m 梁段的底平面示意图，此工况对应的支承位置在图中所示横隔板的正下方。

图12 支承位置示意（单位：mm）

在此工况下，支承区域内板件的Mises 应力分布如图13 所示。从图中可以看出，腹板、横肋以及横隔板两侧应力较大，这说明这些板件为主要承力构件。结构最大Mises 应力为108 MPa，出现在横隔板上。横隔板上详细的Mises 应力分布如图14 所示，最大应力出现在与垫块接触的位置处。此外，与跨中区域的钢系梁节段相比，拱脚区域主要承力板件的厚度有所增加，因此拱脚区域应力水平更低，结构受力更安全。

图13 支承区域内结构的Mis e s 应力分布图（单位：MP a）

图14 横隔板的Mis e s 应力分布图（单位：MP a）

4 局部稳定分析

对于钢箱梁来讲，各板件为高强度的薄壁构件，局部稳定问题必须予以足够的重视。顶推过程钢箱梁局部稳定问题主要表现在支承点附近局部的稳定性。由于支承点局部作用复杂，腹板、横隔板等共同作用承担反力，很难准确地简化传力途径。因此建立精细局部模型对支承处局部屈曲状态进行仿真分析是十分必要的。

当支承反力对称作用在横隔板两侧时，跨中区域钢系梁前两阶模态的屈曲荷载系数分别为6.20 和6.35，对应的失稳模态如图15 所示，均为横隔板局部外凸。当支承反力作用在两相邻横隔板之间时，钢系梁前两阶模态的屈曲荷载系数分别为6.14 和6.18。与工况一不同，其失稳模态均为腹板产生波浪变形，如图16 所示。对比分析工况一和工况二可知，支承位置的改变会引起失稳模态的变化。

图15 工况一跨中区域钢系梁失稳模态

图16 工况二跨中区域钢系梁失稳模态

由于钢拱桥永久支座设置在拱脚处，故此区域板件厚度较厚，且隔板众多。通过有限元计算，拱脚区域钢系梁前两阶模态如图17 所示，对应的屈曲荷载系数分别为27.68 和30.80。这说明在整体顶推施工过程中，拱脚区域钢系梁很难发生局部失稳。

图17 拱脚区域钢系梁失稳模态

不同区域钢系梁节段前两阶模态的屈曲荷载系数汇总于表2。表中数据表明：（1）支承位置对结构屈曲荷载系数的影响并不大；（2）拱脚区域钢系梁的屈曲荷载系数比跨中区域大很多；（3）结构的局部稳定系数在6.14 以上，大于规范要求的稳定系数。

表2 钢系梁节段前两阶模态的屈曲荷载系数

5 结 论

本文以宁波新典桥主桥为工程背景，分别建立跨中区域和拱脚区域钢系梁局部板壳模型，对钢拱桥整体顶推施工过程中钢系梁的局部受力情况和板件的局部稳定性能进行计算分析，结果表明，在新典桥主桥整体顶推施工过程中：

（1）支承位置会影响钢箱梁的局部应力分布。当支承反力作用在横隔板正下方时，横隔板受力状态最不利；当支承反力作用在两个相邻横隔板之间时，横隔板不直接参与受力，此时钢箱腹板应力最大。

（2）支承位置对结构屈曲荷载系数的影响并不大，但支承位置的改变会引起失稳模态的变化。

（3）钢系梁腹板和横隔板的最大Mises 应力分别为252 MPa 和243 MPa，结构不会发生强度破坏。

（4）桥梁顶推过程中，钢箱系梁结构的局部稳定系数在6.14 以上。