王海军， 刘红钊， 王子山， 邹　宇， 魏　华

(沈阳工业大学 建筑与土木工程学院， 沈阳 110870)

开口钢箱梁的顶推工法*

王海军， 刘红钊， 王子山， 邹宇， 魏华

(沈阳工业大学 建筑与土木工程学院， 沈阳 110870)

针对传统的钢箱梁顶推施工中因箱体自重过大而导致局部屈曲的问题，提出了无顶板的开口钢箱梁顶推施工方案.基于ABAQUS软件分析了开口钢箱梁模型在顶推过程中的应力和应变，对跨中处梁段的弯曲失稳情况进行了后屈曲分析.结果表明，开口梁顶推过程中的应力和应变均在材料的允许范围以内，结构的稳定性能够得到保证；开口梁的顶推工法能够减小钢箱梁顶推过程中箱体的自重，通过调节支承的高度可以很好地解决最大悬臂段由于起拱现象导致的支承所受应力过大的问题.

开口钢箱梁； 模型建立； 施工过程； 顶推工法； 受力分析； 变形分析； 局部屈曲； 有限元分析

随着经济和交通的快速发展，出现了越来越多的钢箱梁桥.面对施工、交通和环境的要求，设计者和建造者更加关心施工的成本、效率以及安全性.顶推施工是一种经济安全的施工方法[1-3]，其设备可以重复使用，降低了施工成本；箱梁节段在预制场使用永久模板或者在工厂制作，然后再在预拼场进行拼装，大大地提高了产品质量；与其他施工方法相比，顶推施工方法高空作业少、施工过程安全；顶推施工的另一个优点是施工时不必阻断施工场地下方的交通，并且可以减小对施工场地的环境影响，因此顶推施工在现代桥梁的施工中得到了广泛应用.但是由于钢箱梁的自重过大，顶推过程中出现大悬臂阶段，如若处理不当，则会出现屈曲失稳[4-5]，对整个工程造成巨大的经济损失，也有可能造成人员伤亡.作为对钢箱梁顶推工法的改进措施，本文提出了开口钢箱梁顶推工法.对开口钢箱梁顶推过程中各阶段进行了探讨，运用有限元软件ABAQUS分析了各工段中梁体的应力、应变以及可能出现的屈曲失稳情况[6-8]，为开口钢箱梁顶推工法的研究提供参考.

1　改进的顶推工法

在传统的钢箱梁顶推施工中，箱体通常包含顶板一起建造顶推，巨大的顶板自重给施工带来了如下困难.

1) 带顶板时全桥的巨大自重要求顶推设备具备更高的性能，因此会增加施工的投入成本，同时对顶推过程的精度要求更高；

2) 带顶板的桥梁顶推增加了顶推的安全风险，要求临时墩等具有更高的承载能力，更大的抗弯刚度，临时墩的施工投入也将大大增加，延长了施工工期；

3) 由于临时墩的基础承载能力无法和永久墩相比，在大自重的梁体作用下，不均匀沉降的可能性增加，梁体的受力很可能恶化，甚至对梁体造成损坏；

4) 大自重的梁体在落梁时也面临困难.

针对上述情况提出了一种新的钢箱梁顶推施工方法，顶推施工时的箱体不包含顶板，顶推完成后，再进行顶板的施工，达到降低顶推施工时结构

自重的目的.

探讨开口梁采用步履式顶推的可行性[9]，需要分析顶推过程中最不利位置的梁体应力分布和挠度变化等情况来检验.以沈阳后丁香一号桥为例进行建模分析，桥长137m，由三跨组成(38m+61m+38m)，导梁长25m，选用Q345钢材.开口梁段与有顶板梁段模型分别如图1、2所示，图3为顶推示意图(单位：m).当开口模型顶推到最大跨跨中时，上部承受负弯矩而受拉，开口时上部缺少足够的抗弯构件，可能致使其在负弯矩作用下发生损坏，对这种情况将使用混合单元进行分析.

图1　开口梁段

图2　有顶板梁段

图3　顶推示意图

2　有限元分析模型

图4为基于ABAQUS建模模拟顶推工况时的划分示意图[10].使用平面单元S4R进行梁段和导梁建模，模型如图5所示，梁段横截面如图6所示(单位：m).梁体后端及导梁前端采取参考点耦合约束，不论参考点设置何处，通过这种约束方式，梁体在弯曲时都不会影响中性轴的偏移.梁段后端参考点约束绕Y、Z轴转动以及X、Z轴平动，导梁前端参考点约束绕Y、Z轴转动以及X轴平动，重力方向为Y轴方向，因此，Y轴方向均不约束在梁体下部设置垫块.为了真实模拟步履式顶推的过程，模型采取垫块移动、梁不动的方法来模拟梁体前进，使用垫块来模拟步履式顶推设备，垫块长2.15m，宽0.5m，使用刚体约束，对其参考点施加水平位移荷载即实现垫块移动，在模拟顶推过程中，垫块与梁底设置接触.

图4　顶推工况的划分

图5　有限元模型

图6　梁段横截面

3　顶推过程中的受力分析

3.1顶推工况分析

顶推工况一：在拼装区焊接组装前5段梁体，总长41m(7m+9×3m+7m)，在该工况梁体向前顶推31m的过程中，当顶推到13.89m时出现了最大Mises应力，最大值为173.1MPa，尚在材料的屈服强度范围内，如图7所示.在这期间，最大支承反力(本文的支承反力指同一支承处左右两块支承垫块上的反力之和)发生在L1垫块上，最大值为2 006kN，导梁前端位移如图8所示.顶推前期，导梁前端并未搭在L2-1号垫块上，处于悬臂状态，因此出现了一段下降段，导梁搭上L2-1号垫块之后，由于导梁前端为一弧形斜面，在顶推力作用下，导梁前端竖向位移开始上升，顶推继续进行.由于中部梁体的下挠使导梁前端翘起，所以导梁的前端竖向位移出现正值，在经过L2-2号垫块后，导梁前端再次成为悬臂状态，导致该顶推阶段最后又出现了竖向向下的位移.这一阶段最大竖向位移为0.048m，梁体及导梁依然处于弹性状态，导梁下挠仍是可恢复的弹性变形.

图7　顶推工况一最大Mises应力

图8　顶推工况一导梁前端竖向位移

顶推工况二：在工况一完成后，将增加3段梁体，总长达到68m，顶推距离为18m.顶推过程中，悬臂段不断增长，最大Mises应力出现在顶推14.85m时的L2-2号支承垫块上，如图9所示.最大支承反力出现在该阶段顶推完成时，最大值为2 727kN，也出现在L2-2号支承垫块处.最大Mises应力没有和最大支承反力同时出现，原因是最大支承反力出现时，箱体支承处紧靠一块横隔板，该区域的抵抗能力由于横隔板的存在得到加强，所以即使在受支承反力小的地方，由于抵抗能力弱，高应力也有可能出现，从而导致结构破坏.导梁前端的竖向位移随着悬臂段的不断增大而增大，如图10所示，左边导梁竖向位移甚至达到-0.2m，从计算的应力结果来看，结构仍处于弹性状态，发生的下挠变形仍然是弹性变形，结构处于安全状态.

图9　顶推工况二最大Mises应力

图10　顶推工况二导梁前端竖向位移

顶推工况三：在工况二完成后，顶推的梁段增加到10段，总长度达86m，顶推行程为27m，顶推施工中的最大悬臂状态也在该阶段出现，当导梁到达L3-1号支承垫块时，悬臂状态为全桥最不利状态，最大的支承反力以及最大的Mises应力也在此时出现.结构最大悬臂状态在顶推到10.54m时出现，此时导梁即将到达L3-1号支承，L2-2号支承垫块上的支承反力达到3 563kN，如图11所示.此时材料的Mises应力超过了材料的屈服强度，结构出现塑性变形.进一步分析其原因发现，此时与L2-2号垫块相邻的L2-1号垫块上的支承力始终为0，这是由于悬臂段导致梁体起拱，进而导致支承垫块L2-1与梁体脱空，L2-1与梁底的距离达到22mm，L2-2支承处的反力过大导致屈曲，如图12所示.为了避免这种情况的发生，采取对L2-1号支承增加垫块的方法，垫高L2-1表面，让L2-1和L2-2共同承担上面的荷载.针对上述情况，分析L2-1号支承垫高时的情况，结果如图13、14所示，使用位移荷载使L2-1号垫块升高30mm，由支承反力和应力的变化图像可以看出，L2-2号垫块支承力和最大应力都有所下降，降低到材料容许应力以下.同时L2-1号垫块支承力和最大应力都有所升高.根据计算数据发现，当L2-1号垫块升高23mm时，L2-2及L2-1处的应力几乎相等，只有240MPa，此时材料处于弹性状态，因此可以采用升高L2-1号垫块的方法来解决顶推过程中此时的最不利状态.在此最不利状态之后，由于导梁已经搭在L3-1号垫块上，此时即使不升高L2-1号垫块，梁体上的应力仍然处于材料的弹性范围以内，导梁的下挠变形仍然为梁体可恢复的弹性变形.

图11　垫块L2-1及L2-2在最大悬臂状态时的支承反力

图12　梁体的起拱导致的局部屈曲

顶推工况四：在此工况中，增加3个梁段，梁段总数达到13段，梁体总长达到111m，顶推距离为21m，在顶推过程中观察梁体应力和支承力的变化，发现当顶推到9.01m时，最大Mises应力在L2-2垫块处的梁体上出现，最大值为239MPa，

图13　L2-1向上移动时支承反力的变化

图14　L2-1向上移动时应力的变化

如图15所示.同时最大支承力也出现在L2-2支承垫块上，最大值为2 491kN，整个工况中梁体应力满足弹性要求.在此顶推过程中导梁一直处于悬臂状态，导梁前端的竖向位移随着顶推的进行不断增加，导梁虽然在此顶推过程结束时到达L3-1号垫块上，但由于导梁前部为一弧形，此时导梁与垫块仍然没有接触上，此刻导梁最大竖向位移为-0.031m，如图16所示.由于中跨的下挠导梁竖向位移出现了正值，使导梁前端翘起，在导梁的悬臂长度增加到一定值时，导梁的竖向位移重新变成负值.

图15　顶推工况四最大Mises应力

当梁体到达L3-1号垫块时，部分梁体横跨中间最大跨径，最大正弯矩将在最大跨径中部产生，由于梁体上部无顶板，在大弯矩的作用下容易导致梁体发生失稳屈曲，甚至导致全局破坏，因此需要对这种情况进行专门的分析.

图16　顶推工况四中导梁前端的竖向位移

顶推工况五：在该工况中，梁段增加到16段，梁体长度为桥梁总长，达137m，在该工况中需要顶推27.55m，在该顶推过程中观察梁体应力和支承力的变化情况，发现当顶推16.5m时，垫块L3-1处出现最大应力，最大值为202MPa，如图17所示.由应力云图可以看出，与L3-1相临的L3-2号垫块处应力很小，这种情况说明大量的支承力由L3-1支承，该应力值仍处在材料弹性应力容许范围内，结构处于安全状态，在顶推结束时，垫块上出现最大支承力，最大值为2 527kN.在顶推前期，导梁及部分梁体处于悬臂状态，导梁前端发生一段向下的竖向位移，随着顶推继续进行，导梁随后到达L4号垫块，导梁被重新顶起.由于L3-2与L4垫块之间的梁体中部发生下挠，致使导梁前端翘起，导梁前端竖向位移出现正值，顶推继续进行，导梁悬臂长度也在不断增加，当长度达到一定时，导梁前端位移将再次出现负值，如图18所示.

图17　顶推工况五中最大Mises应力

3.2跨中弯曲分析

由顶推工况四分析可知，当梁体跨越中间最大跨时，该跨中将承受最大正弯矩.开口顶推施工法取消了梁体的顶板，降低了截面抗弯刚度，最大跨跨中处可能出现失稳现象，引起结构损伤，因此有必要对此情况进行单独分析.

图18　顶推工况五中导梁前端竖向位移

当分析跨中局部的受力时可采用混合单元，即中部采用Shell单元，两端采用梁单元，长度均为14.5m.中间梁体由3段9m等长的梁段组成，该梁段横隔板间距在全桥梁段中为最大，腹板厚度在所有梁段中最小，为16mm，如果该梁段能满足受力要求，则该顶推工法能满足要求.使用Midas截面计算器算出梁单元的截面属性，该跨模型使用简支体系，实际顶推中，中间跨的正弯矩由于两侧跨所产生的负弯矩而大大降低，本文使用简支结构更加偏于安全，模型如图19所示.模型先进行特征值分析，提取前十阶特征值，如表1所示，取得特征值之后，加入缺陷因子进入后屈曲分析，在后屈曲分析中钢材加入了塑性参数.

图19　混合单元模型

模态特征值18.648028.810239.3442410.1060510.2020模态特征值610.604710.976811.263911.4871011.853

一阶模态如图20所示.各个国家所用规范不一，其中规定的缺陷的比例因子也不同，加拿大对焊接钢箱梁的调查显示，f/b<1/124，(翼缘：f/b≤1/113；腹板：f/b≤135)；德国在1980年的调查显示，板的初始缺陷中，翼缘f/b≤1/127，对于腹板f/b≤106；欧洲规范规定板应满足f/b<1/250，其中，f为初始缺陷，b为板宽.根据欧洲规范算出的初始缺陷因子为0.012m；根据加拿大的调查结果，初始缺陷因子为0.024m；根据德国的调查结果，初始缺陷因子为0.025m.本文使用最大的初始缺陷0.025m，荷载为重力荷载，在进行特征值分析时所加的重力荷载加速度为1m/s2，在后屈曲分析中重力荷载加速度为9.8m/s2，后屈曲分析得出的应力云图如图21所示，其最大的Mises应力为160MPa，尚在材料弹性范围内，结构处于安全状态.结构的最大变形为0.01m，如图22所示.等效塑性应变为0，如图23所示，表示未发生永久的塑性变形，结构变形为可恢复的弹性变形.

图20　一阶模态

图21　后屈曲分析中的最大Mises应力

图22　后屈曲中的变形

图23　等效塑性应变

4　结　论

本文通过对无顶板的开口钢箱梁顶推施工过程模拟分析，得到以下结论：

1) 提出了开口钢箱梁顶推施工方法.该方法能满足顶推施工的要求，除了在顶推工况三中应做特殊处理外，其他顶推过程中的变形和应力均满足要求.

2) 提出的调整相邻支承垫块高度的方法能有效解决起拱导致的屈曲问题.顶推过程中在最大悬臂处由于结构出现了起拱现象，使双支承变为单支承，支承的应力增加，超出了材料的弹性容许应力.通过调整相邻支承垫块的高度得以有效解决，例如在顶推工况三中进行支承垫块高程调整有效地降低了最大应力，确保结构不被破坏.

3) 开口梁段在跨越中间最大跨时，中间部分的梁体能抵抗此时的最大正弯矩，结构不会发生失稳现象，最大正弯矩产生的变形仍是弹性变形，结构不会发生破坏.

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(责任编辑：钟媛英文审校：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.

沈阳市科学技术计划项目(F16-205-1-09).

王海军(1972-)，男，河北河间人，教授，主要从事结构工程等方面的研究.

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在中国知网优先数字出版. 网络出版地址：http：∥www.cnki.net/kcms/detail/21.1189.T.20160422.1541.002.html