鹅公岩城轨专用桥边跨钢箱梁顶推施工整体受力分析

董国桢，郭辉

（1.中国铁建投资集团有限公司，北京100855；2.中国铁道科学研究院铁道建筑研究所，北京100081；3.高速铁路轨道技术国家重点实验室，北京100081）

鹅公岩城轨专用桥边跨钢箱梁顶推施工整体受力分析

董国桢1，郭辉2，3

（1.中国铁建投资集团有限公司，北京100855；2.中国铁道科学研究院铁道建筑研究所，北京100081；3.高速铁路轨道技术国家重点实验室，北京100081）

鹅公岩轨道专用桥主桥为双塔自锚式悬索桥，主跨600 m，边跨钢箱梁采用步履式顶推施工方法。以该桥西岸钢箱梁顶推施工为例，将顶推全过程划分为55个施工工况，对不同施工工况下主梁应力、变形规律等进行分析。结果表明：顶推施工全过程主梁最大应力值为121.7 MPa，位于钢箱梁与钢导梁的连接部位；顶推全过程主梁最大下挠量为96 mm，最大上挠量为54 mm，均位于钢导梁前端；临时墩顶各顶推器支反力随施工工况不断变化，且不同位置顶推器支反力的变化不同。

钢箱梁；步履式顶推施工；组合应力；挠度；临时墩支反力；有限元分析

近年来钢梁顶推施工在国内发展较快，在各类桥型如连续梁桥、拱桥、斜拉桥、悬索桥等施工中均得到应用［1-5］。其中，自锚式悬索桥因其“先梁后缆”的施工特点以及通航或跨线等要求，主梁架设多采用顶推施工，典型桥梁如湘江三汊矶大桥、佛山平胜大桥、杭州江东大桥、福州鼓山大桥、桃花峪黄河大桥等。

钢箱梁顶推施工是结构体系（边界约束、结构单元等）不断变化的动态过程，为确保施工安全，必须对顶推施工全过程开展详细受力分析，包括结构整体受力分析、钢箱梁局部受力分析及稳定性分析、临时墩受力分析等，以保证结构满足强度、刚度、稳定性等要求，并对关键部位进行设计和施工优化。国外采用理论分析、数值模拟、模型试验等方法对箱梁顶推施工过程力学特性、参数影响等进行了详细研究［6-7］。目前国内对钢箱梁顶推施工的研究则主要集中在顶推施工关键技术、顶推分析方法和数值模拟、钢导梁优化设计、临时墩布置等方面［8］，但对顶推全过程钢箱梁受力变形规律、临时墩顶支反力变化特征等问题的研究尚不深入。

本文以鹅公岩轨道专用桥边跨钢箱梁步履式顶推施工为工程背景，分析顶推施工全过程钢箱梁的应力、变形规律，同时得到临时墩顶支反力在施工全过程中的变化特征。

图1　鹅公岩轨道专用桥主桥立面布置（尺寸单位：cm；高程单位：m）

1　工程概况

鹅公岩轨道专用桥连接重庆九龙坡区和南岸区，位于鹅公岩公路悬索桥上游70 m，是轨道环线跨越长江的重要控制性节点工程。

全桥设计总长1 650.5 m，其中主桥跨径布置（50 +210+600+210+50）m，为双塔五跨钢箱梁自锚式悬索桥，主桥立面布置见图1［9］。主塔采用混凝土门式结构，设置上、中、下3道横梁，东、西塔高分别为163.9，157.9 m；钢箱梁高4.5 m，梁宽22 m，标准节段最大质量为408.6 t。主桥垂跨比为1/10，边中跨比为0.35，主梁宽跨比为1/27.3，主梁高跨比为1/133.3，塔梁高跨比为1/9。

本桥位于长江航道，水深流急且通航要求较高，钢箱梁全部采用顶推施工难以实施，故提出采用斜拉扣挂法施工钢箱梁，即在主塔上横梁位置安装临时扣塔、在扣塔不同高度处张拉临时斜拉索架设钢箱梁的施工方法。同时，考虑到西塔边跨钢箱梁施工需跨越既有成渝铁路，故边跨钢箱梁采用顶推施工，中跨钢箱梁采用单悬臂施工，边跨合龙后继续单悬臂吊装余下钢箱梁节段、张拉临时斜拉索，最后进行中跨合龙段施工。斜拉成桥后，安装主索鞍、散索套，架设猫道、主缆，进行索夹、吊索等施工并拆除临时斜拉索，进行斜拉-悬索体系转换，最终形成自锚式悬索桥结构［10］。本桥施工过程非常复杂，国内外尚无先例，且主跨跨度也刷新了自锚式悬索桥的世界记录，施工难度很大。本文仅以西岸边跨钢箱梁顶推施工为例，对顶推施工全过程进行受力分析。

2　钢箱梁步履式顶推施工

鹅公岩轨道专用桥边跨钢箱梁采用步履式顶推施工，西岸边跨顶推施工总体布置见图2。西岸顶推梁段包括钢-混结合段（GH1，GH2）、钢箱梁节段（WS11～WS1，WT0，WM1～WM4）共18个梁段，钢箱梁总长238.12 m，总质量6 198 t。考虑到顶推需跨越成渝铁路和九滨路，故西岸顶推设置4组临时墩支架，自西向东依次为临时墩1～4，最大顶推跨径为60 m，临时墩、连接系均采用钢管结构（φ1 020×12 mm，φ500× 8 mm，φ425×6 mm）。钢管节点通过焊接连接，钢管材质为Q235B。临时墩顶设置分配梁传递上部荷载。顶推装置和临时墩编号及相对位置参见图2，自东向西依次为顶推器1～顶推器7。各相邻顶推器间的中心距离见表1。

图2　西岸边跨钢箱梁顶推施工总体布置

表1　各相邻顶推器间的中心距离

钢导梁全长39.5 m，质量174.6 t，纵桥向分为6个节段，横桥向分为左右两肢，分别与钢箱梁外侧腹板连接。导梁相邻节段之间及导梁与钢箱梁之间均采用高强螺栓连接。导梁采用变高度工字形断面，梁高1.50～4.45 m，梁宽1.2 m，顶板分别采用24，34 mm厚钢板，腹板采用20 mm厚钢板。导梁、导梁2肢间连接系分别采用Q345钢、Q235钢。钢箱梁节段吊装采用450 t步履式架梁吊机，架梁吊机锚固在已安装箱梁的梁面上，钢箱梁顶推时，吊机随主梁向边跨方向移动，顶推一个梁段后，将钢箱梁搁置在临时墩顶的抄垫上，架梁吊机再沿梁面走行至原起吊位置，进行下一梁段的吊装。步履式顶推基本步骤：在待顶推钢箱梁底部安装顶推设备→顶升钢箱梁节段→顶升设备带动节段纵移一个活塞行程→节段下降至垫梁→纵移油缸回位行程，完成一个行程移运。以此为一个循环，经多次循环，实现钢箱梁的移运就位。顶推施工开始时，钢箱梁起步段（钢导梁、钢-混结合段、WS11和WS10梁段）在主塔临时墩4处采用拖拉滑移法施工，梁段通过滑块支承在临时墩顶滑道梁上，采用100 t连续千斤顶配合钢绞线拖拉滑块，使导梁和钢箱梁向边跨方向滑移一个梁段距离，直至将起步段施工完毕。后续梁段则采用步履式顶推施工。

3　顶推施工分析

对西岸钢箱梁顶推施工全过程进行整体受力有限元分析。钢导梁和钢箱梁均采用空间梁单元模拟，共划分255个节点，156个单元。整体模型中，钢导梁采用简化后的双工字形截面模拟。考虑质量和刚度等效，首先建立钢导梁的精细化分析模型，得到钢导梁尾端固结、自由悬臂条件下的变形，由此得出简化截面的等效刚度。顶推器约束按支点弹性支承考虑。

将西岸钢箱梁顶推全过程分为55个施工工况。每个钢箱梁节段顶推施工包括：钢梁起吊阶段→钢梁焊接完毕、开始顶推阶段→顶推结束阶段，同时考虑钢梁最大悬臂状态的施工工况。由于工况较多，建模计算前应绘制每一阶段的计算简图，明确每一工况的钢箱梁节段、边界、荷载等情况。

3.1导梁-主梁应力和变形规律

西岸边跨顶推全过程导梁-主梁的应力和位移变化曲线见图3。由图3（a）可知，导梁-主梁组合应力最大值对应的最大拉应力σt，max为121.7 MPa，出现在顶推WS10到位时导梁与主梁连接处，这是因为其靠近顶推器1，2间的跨中部位，且导梁截面小于主梁。在以下3个阶段：①顶推器向前顶推WS2节段到位；②吊机前移、起吊WS1节段；③WS1节段拼装完毕、开始顶推，导梁-主梁由顶推器1～5支承，最大拉应力σt，max达到90 MPa左右，因为其恰好位于顶推器4，5之间，且接近跨中。对于其他工况，导梁-主梁最大拉应力σt，max基本在60 MPa以内。导梁-主梁最大压应力σc，max均在-60 MPa以内。说明导梁-主梁的组合拉、压应力均处于较低水平。

由图3（b）可知，西边跨顶推施工全过程导梁-主梁竖向位移最大值ymax为54.4 mm（上挠），挠跨比为1/394，与最大拉应力121.7 MPa对应工况一致，位于导梁最前端。竖向位移最小值ymin为-96.4 mm（下挠），该工况对应WS7节段顶推至导梁端悬臂最大长度53 m，挠跨比为1/550。该阶段导梁完全悬出，钢-混结合段（11.72 m）也在悬臂之外，故引起的导梁前端下挠量最大。顶推施工全过程中各工况的位移和应力变化特征相似，各峰值位置具有较好的一致性。

3.2临时墩支反力变化特征

施工过程中滑块及抄垫竖向支反力见表2。顶推开始阶段采用拖拉滑移法施工，导梁-主梁重量主要由滑块承担，滑块编号自西向东依次为1～3。由表2可知，工况1中滑块3支反力最大，这是因为其主要承担钢-混结合段重量。工况2中滑块2支反力最大，因为钢-混结合段已滑移至滑块2，3之间，主要由滑块2承担吊机自重。工况3中滑块3支反力明显大于滑块1和滑块2，因为滑块3除承担钢-混结合段重量外，还需承担起吊WS11节段时吊机前支点向下的反力。工况4中滑块3支反力最大，因其主要承担钢-混结合段和WS11节段重量。工况5中抄垫1支反力最大，因其主要承担WS11节段重量和吊机自重。工况6中抄垫1支反力最大，这是因为其主要承担WS11重量和吊机前支点向下的反力。此时滑块2，3处于脱空状态，是由吊机后支点的上拔力引起的。

图3　西岸边跨顶推全过程导梁-主梁应力和位移变化曲线

表2　滑块及抄垫竖向支反力kN

工况6之后的工况为WS10节段拼装完毕→拆除滑块→安装步履式顶推器。自此顶推器开始承受主梁重量，且顶推器数量将随不同施工阶段发生变化。限于篇幅，本文仅给出各阶段支反力变化过程，见图4。可知，各顶推器最大支反力均在18 000 kN以内，且各自具有不同的变化特征。顶推器1位于临时墩4时，支反力呈折线形变化，最大支反力接近16 000 kN，最小支反力在6 000 kN左右。顶推器2位于主塔横梁位置时，最大支反力接近18 000 kN，在所有顶推器中为最大值，在顶推开始阶段很小，逐渐增大至12 000 kN后，其值稳定在12 000～18 000 kN，呈折线形变化。顶推器3，4均位于临时墩3上，顶推器3最大支反力出现在吊机前移、起吊WS1节段这一工况，最大值为10 635 kN；顶推器4最大支反力出现在顶推器向前顶推WS3到位这一工况，最大值为14 438 kN。主要因为在该工况导梁首次到达顶推器5，而顶推器4支反力达到最大值时，顶推器3为最小值，此时临时墩3处于偏载状态。同时，顶推器3，4支反力在最小、最大值附近存在突变，这主要与导梁-主梁的支承和悬臂状态有关。顶推器5，6分别位于临时墩2、临时墩1上，支反力呈阶梯形变化，且顶推器6支反力明显偏小。顶推器7支反力变化特征与顶推器5，6相似，最大支反力为6 576 kN，出现在最后阶段，即顶推器向前顶推WM4到位。

图4　西岸边跨顶推全过程顶推器支反力变化过程

4　结论

1）鹅公岩轨道专用桥西岸边跨顶推过程中导梁-主梁最大组合应力和最大位移出现了3个典型的峰值，最大组合拉应力为121.7 MPa，且压应力均在60 MPa以内；最大上挠量54 mm，挠跨比为1/394，最大下挠量96.4 mm，挠跨比为1/550。导梁-主梁的组合拉、压应力均处于较低水平，且挠跨比满足设计和施工要求。

2）临时墩顶各滑块、抄垫和顶推器的支反力的变化不同。拖拉滑移法施工阶段，抄垫出现最大支反力13 661 kN。顶推器1，2支反力呈折线形变化；顶推器3，4支反力明显突变，存在较大差别，由此可能造成临时墩3的偏载效应，检算临时墩时需考虑顶推器支反力大小不等造成的偏载；顶推器5，6，7的支反力则呈阶梯形变化，且顶推器6，7的支反力较小。

3）钢箱梁顶推施工是结构质量、荷载和边界不断变化的复杂过程，除开展施工全过程整体受力检算外，还须进行临时墩及基础受力检算、导梁-主梁倾覆稳定性检算、钢箱梁腹板局部承压稳定性检算、临时墩顶支点与钢箱梁接触部位的局部受力检算等，以保证结构整体和局部受力的安全。

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Global Mechanical Analysis of Steel Box Girder at Side Span of Urban Rail Transit Egongyan Bridge by Incremental Launching Method

DONG Guozhen1，GUO Hui2，3
（1.China Railway Construction Investment Group Corporation Limited，Beijing 100855，China；2.Railway Engineering Research Institute，China Academy of Railway Sciences，Beijing 100081，China；3.State Key Laboratory for Track Technology of High-speed Railway，Beijing 100081，China）

Egongyan urban rail transit bridge is a two-pylon self-anchored suspension bridge with main span of 600 m.T he steel box girder at side span was erected by hydraulic-walking incremental launching method.T aking the incremental launching construction of box girders at west side as the research object，the whole construction was divided into 55 cases to analysis the stress and deflection law of the main girder.T he results showed that the maximum stress of the main girder during the whole process was 121.7 M Pa.It located at the connection of box girder and the launching nose.T he maximum deflection and up-flexion were 96 mm and 54 mm，respectively.Both values were located at the front end of the launching nose.T he reaction of supports at temporary piers varied with the launching cases，different variation characteristics were observed at different locations.

Steel boxgirder；Hydraulic-walking incremental launching method；Combined stress；Deflection；Reaction of support at temporary pier；Finite element analysis

U445.462

ADOI：10.3969/j.issn.1003-1995.2016.09.07

1003-1995（2016）09-0026-05

（责任审编郑冰）

2016-04-25；

2016-07-13

董国桢（1977—），男，高级工程师，硕士。