空間雙向折線鋼桁梁頂推施工過程受力分析

楊部廷

(中鐵十二局集團建筑安裝工程有限公司 山西太原 030024)

1 引言

隨著交通運輸業(yè)的不斷發(fā)展，新建橋梁不可避免地跨越既有線路，對施工技術提出了新的要求，特別是對于跨運營鐵路的橋梁，其施工與控制難度更大[1-4]。鋼桁架天橋頂推是一種較優(yōu)的跨線施工方法，但在施工過程中常遇到施工空間狹小、頂推距離長、頂推跨徑大、天窗時間短等問題，對此，國內外學者進行了幾方面的研究:Fontan等[5]提出了一種導梁優(yōu)化設計的方法，通過與常規(guī)工藝比較，得出傳統(tǒng)的導梁設計方法沒有充分的理論基礎，事實證明應用數值優(yōu)化可以改進導梁設計；Jung等[6]以IIsum橋為工程背景，通過對高跨比、鋼導梁長度的優(yōu)化、施工階段的詳細分析等，驗證了頂推施工的安全性；Granata等[7]使用以“傳統(tǒng)矩陣法”為基礎的程序對直線連續(xù)梁和曲線連續(xù)梁進行分析，結果表明不論直橋還是彎橋，導梁長度與最大頂推跨徑的比值為0.6時最合理，導梁重量的變化對頂推施工懸臂階段的彎矩和扭矩影響顯著；姚志立等[8]通過有限元分析探究了頂推過程中滑道高程差對主梁受力的影響，得出毫米級的滑道高差都將導致應力劇烈變化；杜玉林等[9]研究了某跨密集鐵路的小半徑頂推鋼箱梁主要施工技術方案及關鍵施工設施，對頂推梁段劃分、線形控制等提出了相應的控制措施；夏學軍[10]以桃花峪黃河大橋主橋頂推架設為案例，從改善臨時墩受力方面、增加臨時墩整體性、實現遠距離頂推控制要求等方面進行了分析與研究；趙人達等[11]對梁體頂推施工過程的受力分析、局部受力分析及改善措施、頂推法施工控制等研究成果進行了系統(tǒng)總結；孟令強[12]采用數值計算和現場測試相結合的方法，對多跨長聯拱形鋼桁梁橋進行頂推拖拉施工全過程監(jiān)控技術研究。

綜上所述，大多研究通過數值模擬為橋梁頂推施工提供理論依據，對指導施工有一定的價值。然而，由于空間變軸線桁架橋獨有的“彎扭耦合”效應給頂推施工法帶來困擾，使頂推過程中主梁受力難以明確，尚未得到充分考慮，因此，本文結合莆田站頂推鋼桁梁天橋工程，基于有限元軟件對空間變軸線鋼桁梁橋頂推過程進行受力分析，并結合現場實測數據，探究橋梁橫向偏位引起的斜度在頂推階段對主梁應力的影響。空間變軸線鋼桁梁橋屬于一種新型橋梁結構形式，研究此類型橋梁在頂推施工過程中的受力變化規(guī)律，對保證橋梁結構施工安全及成橋后橋梁狀態(tài)具有重要作用。

2 工程概況及重難點分析

2.1 工程概況

莆田站新建天橋位于新建站房候車廳和既有站房候車廳之間，便于兩座站房之間的旅客聯系和客運組織。天橋采用鋼結構形式，共劃分為4跨及部分懸挑結構，如圖1所示，跨度分別為13.027 m＋34.39 m＋29.6 m＋31.753 m＋3.55 m，總長度112.370 m。鋼柱采用P800×20的鋼管柱，柱頂最高安裝標高為＋7.986 m，天橋自身由2榀平面桁架組成，間距6.9 m，自身高度3.81 m，通過滑動支座支撐于鋼柱頂部，天橋桿件主要規(guī)格400 mm×400 mm×25 mm、620 mm×400 mm×25 mm以及400 mm×350 mm×20 mm的焊接箱形截面，材質均為Q355B。

2.2 重難點分析

莆田站頂推天橋的重難點是跨越既有高鐵線路鋼桁架天橋的頂推施工。因為天橋在平、立面都存在彎折線形，頂推時會產生水平力及受力偏心，容易導致支墩失穩(wěn)；且鋼桁架梁頂推過程第一段懸臂端跨度長，最長跨度42 m，協(xié)同導梁段共計長度57 m，為跨營業(yè)線施工，頂推過程下部為接觸網，可控距離短；另外本工程天橋頂推為帶屋面頂推，屋面系統(tǒng)為金屬屋面系統(tǒng)，頂推過程中下撓深度對屋面材料張拉有嚴苛的要求。

3 空間雙向折線鋼桁梁頂推受力分析

鋼桁架天橋屬于桿系結構，其構件主要是拉、壓桿件，受拉時可靠性高，受壓時可靠性低，極容易發(fā)生失穩(wěn)破壞，進而導致整個桁架破壞或坍塌。而在頂推施工中，各個桿件的受力狀態(tài)與工作階段的受力狀態(tài)大有不同，一些原本受拉的桿件變成受壓桿件，如桁架下弦桿等，在頂推施工過程中存在較大的安全風險。特別是要跨越運行營業(yè)線進行頂推施工，必須確保下方鐵路線的安全和正常運行，其頂推施工安全將尤為重要。為此，必須進行莆田站新建鋼桁架天橋頂推工程的受力分析和研究。

3.1 鋼桁梁頂推施工方案

根據天橋結構特點，新建天橋采用“廠內分段制作＋現場分單元拼裝＋數控液壓同步頂推”的整體施工思路。根據構件重量及運輸能力合理劃分構件分段，構件制作完成后運輸至現場。現場采用25 t汽車吊及50 t汽車吊進行天橋桁架拼裝，在新建站房側設置組拼平臺和3條頂推軌道，三條軌道之間間距為6.1 m、2.1 m，拼裝側兩條頂推軌道的長度為55.00 m，另一條軌道長度37.00 m，每條頂推軌道上布置1組頂推點，每組頂推點配置1臺YS-DT-50型液壓頂推器，共計3臺。頂推軌道采用直線型，為保證天橋一直采用直線型頂推施工，利用型鋼構造牛腿結構適應頂推標高要求。主桁架拼裝成單元體后和導梁連接，然后利用“數控液壓同步頂推技術”、“整體累積頂推”的施工工藝將鋼桁架頂推與既有站房連接。頂推施工時，當導梁頂推至臨時墩處臨時工裝時，利用導向裝置將其導入該處的頂推工裝上，使其繼續(xù)頂推，直至整個天橋到設計安裝位置。

新建天橋頂推施工流程如圖2所示。

圖2 頂推流程

工序一:新建天橋導梁(長15.5 m)及第1次頂推單元(包含導梁和第一次拼裝段)在組拼胎架上分段組拼完成、驗收，第1次頂推單元主結構拼裝長度42 m，并進行試頂推2 m，頂推重量170 t。

工序二:第1次頂推完成后新建天橋第2次頂推單元(包含導梁、第一次拼裝段和第二次拼裝段)在組拼胎架上進行組拼，拼裝長度25.54 m，總拼裝長度67.54 m，組拼后頂推總重量267 t。

工序三:第2次頂推后新建天橋第3次頂推單元(包含導梁、第一次拼裝段、第二次拼裝段和第三次拼裝段)在組拼胎架上進行組拼，拼裝長度24.6 m，總拼裝長度92.14 m，組拼后頂推總重量359 t。

工序四:第3次頂推后新建天橋第4次頂推單元(包含導梁、第一次拼裝段、第二次拼裝段、第三次拼裝段和第四次拼裝段)在組拼胎架上進行組拼，拼裝長度10.8 m，總拼裝長度102.94 m，組拼后頂推總重量407 t。

工序五:新建天橋第4次頂推單元頂推到位后拆除局部導梁。

工序六:新建天橋第5個天窗點頂推到位后拆除剩余導梁。

工序七:新建天橋第6個天窗點頂推施工，并進行天橋姿態(tài)調整，頂推至圖2g中位置。

工序八:天窗點拆除頂推施工滑靴，安裝新建天橋固定支座并進行天橋卸載施工。

3.2 有限元數值模擬

采用墩動梁不動的思路建立鋼桁梁有限元模型，導梁和鋼桁梁均采用梁單元模擬，全橋共劃分節(jié)點572個，單元965個，主要計算模型見圖3。

圖3 有限元模型示意

考慮到橋梁結構的受力情況變化，將鋼桁梁橋的頂推施工劃分為5個施工階段，每個施工階段按照1 m一個工況進行模擬。

(1)第一施工階段鋼桁梁橋第一次頂推單元頂推27.5 m，鋼桁梁橋的前導梁前端落位B臨時墩，第一個頂推天窗點總用時4 h；

(2)第二施工階段鋼桁梁橋第二次頂推單元頂推29.5 m，導梁前端落位C臨時墩，第二個頂推天窗點總用時4 h，累積頂推57 m；

(3)第三施工階段鋼桁梁橋第三次頂推單元頂推26 m，鋼桁梁橋的導梁前端頂推至基本站臺上的臨時墩，第三個頂推天窗點總用時4 h，累積頂推83 m；

(4)第四施工階段鋼桁梁橋第四次頂推單元首先頂推6.5 m，頂推到位后拆除局部導梁，接著頂推8.60 m，頂推到位后拆除剩余部分導梁，最后頂推9 m，鋼桁梁橋前端頂推至設計橋位，總共頂推24.1 m，第四階段總用時9 h，累積頂推107.1 m；

(5)第五施工階段頂推設備拆除、落梁施工及落梁設備拆除。

3.3 模擬計算與現場監(jiān)測對比分析

鋼桁梁在設計時使用了多種假設和參量，而實際現場施工狀況復雜多變，兩者之間存在誤差，計算出來的結果和實際施工達到的受力狀態(tài)并不完全相符，因此有必要實時對鋼桁梁的控制截面進行應力監(jiān)測，從而為施工提供指導。本文通過頂推仿真分析模擬計算，在最不利工況下擬選取4個應力測試截面，如圖4所示，每個斷面對稱布置4個應力測點，上弦桿2個，下弦桿2個，全橋共計16個測點。

圖4 應力測點位置示意

梁頂推施工時，主梁在自重、施工荷載、溫度等作用下，會產生應力，隨著頂推距離變化，應力大小和屬性(拉、壓)也會發(fā)生改變。實際施工時全橋各構件均進行監(jiān)控分析，由于每個測試截面測點對稱布置，故本文選取 1、4、5、8、9、12、13、16 號測點的監(jiān)測值與理論值進行對比分析，其中壓應力為負，拉應力為正，如圖5所示。

圖5 應力監(jiān)測結果

圖5c表明累積頂推第57～80 m時，9號和12號測點所在的測試截面由于一直在拼裝胎架上，故應力變化很小；累積頂推第81 m為第三跨最大懸臂時，該測試截面離開拼裝胎架，因此9號和12號測點應力發(fā)生突變；累積頂推第81～101.1 m時，該測試截面仍處于第一跨，故下弦桿為拉應力，上弦桿為壓應力；累積頂推第102.1～107.1 m時，該截面逐漸靠近B臨時墩，下弦桿為壓應力，上弦桿為拉應力，同時上弦桿拉應力逐漸增大，在累積頂推第105.1 m，下弦桿應力突然減小到-5.75 MPa，這是因為B臨時墩靠近折線處，而測試截面距折線處有1 m，由于折線的作用，下弦桿壓應力突然減小，累積頂推第106.1～107.1 m，B臨時墩已過折線處，逐漸靠近測試截面，故下弦桿壓應力逐漸增大。

分析結果表明:各測點應力實測值與理論值變化的趨勢相同，從而驗證了頂推過程中鋼桁梁采用數值分析方法進行計算的合理性，同時保證了莆田站新建天橋完成了頂推施工。個別工況出現理論值與實測值偏差較大:1號測點應力在累積頂推第53.656 m為第二跨最大懸臂時，理論值21 MPa，實測值15.418 MPa，誤差率為36%；在累積頂推第68 m時，5號測點應力理論值11.8 MPa，實測值18.168 MPa，誤差率為35%，8號測點應力理論值-64.6 MPa，實測值-48.069 MPa，誤差率為34%，這是由于在第68 m時，該測試截面落在B臨時墩上，而導梁根部處于C臨時墩上，在第三跨懸挑出了11 m，第一跨和第二跨之間只有B臨時墩支撐天橋；累積頂推第73 m時，12號測點截面在拼裝胎架上，應力理論值-2.31 MPa，實測值 -5.19 MPa，誤差率為55%。由圖中可以看出，個別工況誤差較大，但是測點應力最大值均未達到其容許應力的80%，頂推施工過程中鋼桁梁是安全的。

理論值與實測值相差較大的原因有施工過程中傳感器位置變動以及頂推施工過程中主梁可能出現偏位等，鑒于該橋是空間雙折線鋼桁梁，在頂推過程中主梁偏位對內力的影響目前研究較少，接下來主要探討頂推施工過程中偏位引起的斜度對主梁應力的影響。

3.4 空間雙折線鋼桁梁非對稱頂推影響分析

為分析非對稱頂推過程中對主梁應力的影響，假定橋梁頂推施工時有一定的偏位，以0°應力為基準，考慮不同斜度(1°～10°)自重作用下頂推過程的應力變化情況。由于天橋在平、立面都存在彎折線形，故本文選取折線段下弦桿的16號測點進行分析，如圖6所示。

圖6 16號測點應力變化

由圖6可以看出:16號測點的應力基本上隨著斜度的增大而增大。根據圖6可以擬合觀測應力與斜度關系的表達式:

根據公式可以總結出頂推過程中橋梁發(fā)生橫向偏位對主梁內力影響的規(guī)律:與0°時的測點應力相比，橋梁偏位斜度為10°時，應力增加為110%；當斜度為20°時，應力增加為147%；當斜度為30°時，應力增加為209%；當斜度為40°時，應力增加為298%。分析表明:隨著斜度的增加即天橋發(fā)生偏位，結構受力是非常不利的，因此需要采取措施防止天橋發(fā)生偏位，而根據應力比結果也可以推測頂推前進方向，從而達到控制施工風險的目的。

4 結束語

本文以莆田站新建天橋為工程背景，采用數值模擬和現場監(jiān)測的方法進行對比，研究了空間雙向折線鋼桁梁橋頂推施工的受力過程，得到以下結論:

(1)通過對比，顯示理論值與實測值變化趨勢較為一致，且鋼桁梁的最大應力皆在允許應力范圍之內，強度滿足要求，表明空間雙折線鋼桁架橋梁頂推施工方案是可行的，可為同類工程施工提供參照。

(2)通過探究非對稱頂推過程中偏位對鋼桁梁橋頂推的受力影響，總結出不同的傾角在頂推階段對主梁應力的影響規(guī)律，結合施工監(jiān)控，可控制非對稱頂推施工過程的風險。