場地受限條件簡支鋼箱梁不等跨頂推對策及受力分析

左雁， 彭云涌， 萬小龍

(中建五局土木工程有限公司， 湖南 長沙 410004)

國內(nèi)外關(guān)于頂推法施工鋼箱梁結(jié)構(gòu)及其局部應力分析已日趨成熟。隨著城市路網(wǎng)的完善，在跨越既有路線的改擴建工程中，施工與設計均將受到諸多限制，常規(guī)邊中跨比控制在0.67～0.78的頂推方法難以滿足線下、線上既有交通運營要求。該文以長沙縣板倉路跨線橋(擴建)——1×38 m簡支鋼箱梁不等跨頂推施工為研究對象，開展對場地受限條件下不等跨鋼箱梁頂推受力分析，以供類似施工參考。

1 施工概況

依托工程采用鋼箱梁，梁高(內(nèi)高)1.6 m，單箱四室斷面，梁寬15.99 m，懸臂1.5 m，底寬12.99 m，頂板厚16 mm，腹板厚16、20 mm，底板(跨中)厚24 mm，在支點附近減薄至20 mm，頂板加勁肋采用U肋，底板采用一字球扁鋼加勁板，橫隔板間距2.5 m，厚12 mm(支點處24 mm)。

頂推施工過程中不得阻斷下行長永高速公路和接線處板倉路、東升路的通行，不得在下行長永高速公路中央分隔帶搭設臨時墩，無法采用支架法、也無法吊裝，故擬定如下方案：

(1) 受接線道路承載力及運輸、起吊條件限制，1×38 m鋼箱梁縱向分為鋼梁-A(長度9.50 m)、鋼梁-B(長度19.0 m)、鋼梁-C(長度9.50 m)3段拼裝，每一節(jié)段橫向又分為3個節(jié)段，最大運輸重量為74 t。

(2) 拼裝場地位于板倉路、東升路的填土路基側(cè)，受既有十字路口凈寬、填土承載力(≤100 kPa)限制，無法設置大噸位頂推設備和獨立基礎。為此，在鋼箱梁分段長度基礎上，進一步加密拼裝場臨時墩作為胎架。臨時墩1～臨時墩5～0#橋臺支點間距為5×7.0 m等跨布置，臨時墩1～臨時墩5共計5個橫向設置2個支點。

(3) 滑道1、滑道2布置在箱梁豎向加勁肋處，并在箱梁底板位置布置加勁板，加勁板上底寬200 mm，下底寬300 mm，高600 mm，厚度t=16 mm，縱向間距為375 mm，經(jīng)計算分析能滿足局部受力。圖1所示永久支座為3個，臨時滑道為2個，臺帽寬度僅1.2 m，滑道高程高于臺背頂，無法直接在支座墊石頂面布置頂推設備。故在長永高速公路上布置臨時墩6，安放步履式千斤頂。0#橋臺～臨時墩6間距為6.5 m。

圖1 鋼箱梁頂推施工布置示意圖(單位：cm)

(4) 拼裝場地(29 m)受限，鋼箱梁(38 m)、導梁(16.5 m)無法一次拼裝到位。為此，鋼梁-A與鋼梁-B先焊接并安裝鋼導梁，利用臨時墩6進行頂推，待空出鋼梁-C拼裝位置后，暫停頂推并拼接鋼梁-C，之后繼續(xù)頂推直至成橋，總的頂推距離為52.0 m。

(5) 為便于落梁，在長永高速公路另一側(cè)布置臨時墩7，臨時墩7、臨時墩6關(guān)于中央分隔帶對稱布置，臨時墩6～臨時墩7間跨度為24.5 m，與相鄰跨之比為6.5/24.5=0.265，為極小邊主跨比。臨時墩6～臨時墩7共計2個橫向設置2個支點。

(6) 為節(jié)省成本，導梁利用附近工程原有鋼導梁，導梁根部高度比鋼箱梁高0.8 m，導梁為工字形鋼板梁結(jié)構(gòu)，工字形橫向中心距6.99 m，導梁長度16.5 m，導梁長與頂推主跨比為16.5/24.5=0.673。導梁縱向分為兩段，均為8.25 m(梁高2.4 m漸變至1.6 m變截面段和梁高1.6 m等截面段)。工字鋼上、下翼緣寬度600 mm，厚度24 mm；腹板厚20 mm，設置有12 mm橫向加勁肋和16 mm縱向加勁肋，導梁最大截面處與主梁剛度比為In/I=0.0483 1/0.464 4=0.104。

基于上述思路，該工程于2020年6月12日07:00開始頂推，截至16：40共計頂推長度17 m，現(xiàn)場軸線及標高經(jīng)復核無誤后，在鋼箱梁上預壓8塊路基箱(1.5 t/塊)，防止傾覆，并完成當日頂推；2020年6月13日07：30繼續(xù)完成剩余鋼梁頂推，至15:30順利落梁。

2 頂推有限元分析

2.1 整體頂推建模

1×38 m鋼箱梁上跨長永高速公路頂推施工分析采用Midas/Civil 2019建立空間桿系模型，均采用空間梁單元。全橋共計單元326個，節(jié)點296個。建模時近似考慮為直線頂推。

邊界條件：根據(jù)每個工況N排支點情況，設置N-1排豎向約束(只受壓彈簧)，設置1排橫向約束與縱向約束，其支撐剛度由臨時墩模型反算。同時，為建模方便，鋼箱梁下約束合并為1個(提取反力結(jié)果需除以2)，鋼導梁下約束則分開為2個。

計算工況：每頂推0.5 m為一個工況、包含最大懸臂、鋼導梁上下橋墩等。單個頂推工況按照一次落架。不同工況模擬，通過改變不同豎向約束(變形前)位置來實現(xiàn)?；谏鲜鏊悸罚㈨斖剖┕み^程有限元模型如圖2所示。

圖2 鋼箱梁超不等跨頂推計算有限元模型

2.2 支點反力結(jié)果

從圖1可知，臨時墩1～臨時墩5主要為拼裝場地胎架支點，臨時墩6、臨時墩7提供頂推力及落梁支點。臨時墩1～臨時墩5支點反力計算結(jié)果如圖3所示，臨時墩2最大反力下各支點反力分布情況如圖4所示。

圖3 鋼箱梁頂推過程中臨時墩1～臨時墩5支點反力變化

圖4 臨時墩2最大反力下支點反力分布情況(單位：kN)

從圖3、4可知：

(1) 臨時墩1最大反力541.5/2=270.75 kN，臨時墩2最大反力986.5/2=493.25 kN，臨時墩3最大反力960.4/2=480.2 kN，臨時墩4最大反力960.5/2=480.25 kN，臨時墩5最大反力值873.1/2=436.55 kN。臨時墩2～臨時墩5支點最大反力接近，為最大懸臂工況。

(2) 臨時墩1～5為2.5 m×2.5 m×0.5 m基礎+φ426 mm×10 mm鋼管支撐作為拼裝胎架，反力標準值為500 kN，其應力pk=500/(2.5×2.5)=80 kPa≤100 kPa，鋼管支撐應力：σ=1.35N/A=1.35×500/13.069=51.6 MPa ，地基承載力及鋼管支撐受力均滿足要求。

(3)臨時墩6、臨時墩7支點反力計算結(jié)果如圖5所示。臨時墩6最大反力工況下各支點反力分布情況如圖6所示。

圖6 臨時墩6最大反力下支點反力分布情況(單位：kN)

從圖5、6可知：臨時墩6最大反力1 671.5/2=835.75 kN，為最大懸臂工況，懸臂長度為24.5 m。由于跨度比為6.5/24.5=0.265倍，過大負彎矩產(chǎn)生上翹，使相鄰0#橋臺支點脫空。根據(jù)反力結(jié)果，臨時墩6、臨時墩7采用φ630 mm×8 mm四肢格構(gòu)柱(格構(gòu)柱中心距：2 m×2 m)+3.2 m×3.2 m×0.6 m擴大基礎，選用SLBLJ-450型步履式頂推4臺。

圖5 鋼箱梁頂推過程中臨時墩6、臨時墩7支點反力變化示意圖

0#橋臺、1#橋臺支點反力結(jié)果(落梁前)如圖7所示。0#橋臺最大反力工況下各支點反力分布情況如圖8所示，頂推到位且拆除導梁后支點反力如圖9所示，反力為零表示脫空。

圖7 鋼箱梁頂推過程中0#橋臺、1#橋臺 (落梁前)支點反力變化示意圖

圖8 0#橋臺最大反力(落梁前)下支點反力分布情況(單位：kN)

圖9 頂推就位拆除導梁后支點反力分布情況(單位：kN)

由圖7～9可知：落梁前，0#橋臺最大反力為534.2/2=267.1 kN，為0#橋臺支點后最大懸臂工況，為臨時墩6最大反力835.75 kN的0.32倍，將38 m跨拆為(6.5+24.5+6.5) m不等跨，最大支反力將由永久橋臺轉(zhuǎn)移至臨時墩，0#橋臺靠近臨時墩6、1#橋臺靠近臨時墩7，過程中多次出現(xiàn)支點脫空。頂推到位拆除導梁后，鋼梁自重全部由臨時墩6、7承擔。

2.3 應力及變形結(jié)果

應力及變形結(jié)果選取控制橫斷面：鋼箱梁跨中截面、鋼箱梁與導梁連接斷面、導梁前端截面。頂推過程關(guān)鍵截面下緣彎曲正應力/豎向變形結(jié)果見圖10，導梁尾端下緣彎曲應力最大工況下的結(jié)構(gòu)變形及受力情況見圖11，變形以上翹為正，下?lián)蠟樨摗?/p>

圖10 鋼箱梁頂推過程中關(guān)鍵截面下緣正應力/豎向變形示意圖

圖11 鋼箱梁頂推過程中導梁末端下緣最大正應力(單位：MPa)

從圖10、11可知：由于臨時墩6、臨時墩7置于橋臺內(nèi)側(cè)，原1×38 m鋼箱梁轉(zhuǎn)變?yōu)?6.5+24.5+6.5) m不等跨鋼箱梁，應力最大工況移到成橋時。導梁在最大懸臂工況達到最大下?lián)?9.8 mm。由于最大跨變形影響，導梁前端上翹而延遲在相鄰小跨支點處落梁，使得隨著頂推進行，導梁應力繼續(xù)增大，而后隨著頂推進行，應力逐步減少。

3 結(jié)論

對場地受限條件下不等跨鋼箱梁頂推施工進行受力分析，得到結(jié)論如下：

(1) 通過加密拼裝場地臨時墩，可減少其支點反力，解決場地地基承載能力不足；通過在永久橋臺內(nèi)側(cè)布置小跨徑臨時墩，可將橋臺處最大反力轉(zhuǎn)移至附近臨時墩，既方便落梁，又解決橋臺處不便布置頂推設備的限制，Midas/Civil論證該方案安全可靠。

(2) 受跨徑拆分引起不等跨比6.5/24.5=0.265極小，橋臺處滑道會多次脫空，落梁前導梁持續(xù)上翹，但Midas/Civil可模擬反力重分布工況，為臨時墩設計、鋼箱梁局部加勁提供參考。