鋼一混凝土組合箱梁橋頂推施工導梁長度設置研究

中圖分類號：U445.462文獻標識碼：A DOl：10.13282/j.cnki.wccst.2025.01.052

文章編號：1673-4874（2025）01-0176-05

0 引言

隨著高速公路的大量修建和鋼結構橋梁技術的不斷發(fā)展，鋼一混凝土組合箱梁橋在山區(qū)高速公路高墩大跨徑橋梁中的應用越來越廣泛[。針對這類橋型，在施工高度較大的條件下，若采用傳統的吊裝或支架施工方法，勢必大幅延長施工周期，提高工程造價，而頂推法施工則能較好地克服上述缺點，是鋼一混凝土組合箱梁橋最為理想的施工方法[2-3]，但針對山區(qū)高墩鋼-混組合橋梁頂推施工中關于導梁設置的研究則較少[4]。

基于此，本文以賀州至巴馬高速公路（來賓至都安段）下耕高架特大橋為研究對象，采用經典解析方法對鋼主梁及導梁受力進行分析，得出頂推過程中最不利荷載工況，采用MidasCivil有限元軟件建立模型，對橋梁頂推施工過程中支反力、主梁內力及變形進行仿真分析，以確定適宜的導梁長度，研究成果可應用于高墩大跨山區(qū)頂推法橋梁的施工。

1基于解析法的導梁及主梁受力分析

1.1主梁的計算模型

本研究基于經典解析方法建立簡化解析模型，對頂推過程中最不利荷載工況的鋼主梁及導梁受力進行分析，確定支反力與鋼主梁、導梁的內力關系式，為后續(xù)有限元分析計算提供依據。如圖1所示，對“導梁一主梁”進行受力分析，設主梁跨度為 ，荷載集度為 ，彎曲剛度為 ，導梁長度為 ，導梁荷載集度為 ，彎曲剛度為 。設 X 為主梁前端伸出量，當 X=0 時，主梁前端在支點 B 處，則 α=0 當 時，即導梁前端即將移動至支點 A 處。為簡化計算，模型作以下假定：導梁與主梁之間采用剛性連接形成整體；導梁及主梁具有理想化構件，容重和剛度均勻分布；C點之后主梁（圖1中C點左側梁體）為無窮連續(xù)等跨梁；忽略支座沉降等引起的次內力。

當 時，結構所處的狀態(tài)稱為第一階段，隨著主梁懸臂長度的不斷增加，支點B的反力和負彎矩值不斷增大，直至主梁達到最大懸臂狀態(tài)；當 ，結構所處的狀態(tài)稱為第二階段，此時主梁結束懸臂長度，導梁不斷在A點上滑動前進，支點A的反力值和支點A處梁體彎矩不斷增大，由于A點處提供的卸載作用，B點處的支反力和支點B處梁體彎矩不斷減小。

1.2主梁一導梁第一階段受力分析

第一階段為梁端從支點B處伸出至主梁，處于最大懸臂狀態(tài)，此階段受力如圖1所示。當 X=0，α=0 時，B點的負彎矩值由導梁懸臂引起，其計算方法如式（1）所示：

開始頂推后，主梁不斷向前行進，B點的負彎矩值由懸臂主梁和導梁共同引起，其計算方法如式（2）所示；C點的負彎矩值表達式如式（3）所示；B點的支反力表達式如式（4）所示。

1.3主梁一導梁的第二階段受力分析

頂推第二階段為導梁端已超出A點，并在支點A處滑動，此階段受力如圖2所示。由于A點提供的支反力，使梁體存在卸載作用，在B點形成正彎矩，因此B點處梁體的負彎矩值不斷減小，此時可計算出B點的負彎矩值如式 所示。

由上述 可得 的表達式如下：

將式（2）代入式（9），可得 與 之間的關系，如式（10）所示：

式中： ——在支點A的支反力作用下，梁體在B點截面處的負彎矩值； —頂推的第二階段 時，A點的支反力。

由上述可知，導梁可以有效降低 和 的值，因此在設置導梁時，應盡量減小導梁的自重且設置合理的長度，使主梁懸臂長度減小。另外，導梁需有剛度要求，以保證導梁懸臂變形時能順利上墩，避免 值隨著主梁懸臂長度的逐漸增大而增大。

2導梁長度的設置

在頂推施工過程中，由于支承位置的不斷改變，各截面的正負彎矩交替循環(huán)，主梁施工全過程狀態(tài)與成橋狀態(tài)有著完全不同的受力情況。頂推施工中最不利工況為主梁結構的最大懸臂狀態(tài)。在頂推施工過程中，橋梁自重引起的負彎矩尤為顯著，為減小主梁的自重效應，應設置自重較小的導梁，設置一定的導梁長度以縮短主梁結構最大懸臂長度。結合已知實際工程經驗，導梁長度一般取 為頂推橋梁的最大跨徑），剛度取主梁剛度的 。對導梁長度的設置可分為以下4步進行：

（1）確定連續(xù)梁的橫聯設計，保證頂推施工過程中主梁的橫向穩(wěn)定性。

（2）初步選擇設計導梁的截面尺寸、長度與材料。

（3）采用試算法確定導梁長度，一般取全橋跨徑的0.5倍作為導梁長度初始計算值。由于頂推中導梁即將上墩時，主梁結構處于最大懸臂狀態(tài)，主梁內力值、變形值均較大。因此，利用MidasCivil軟件對頂推過程中結構最不利工況進行仿真模擬，分析判斷結構的安全儲備能否滿足施工要求。

（4）若步驟（3）中的導梁長度試算結果能滿足要求，則認為該導梁長度合理；若步驟（3）中的結果不滿足，則增大或減小導梁長度重新進行計算，重新驗算各計算值直至滿足施工要求。導梁設置步驟如圖3所示。

3工程應用

廣西賀州至巴馬高速公路全長約480km，其中來賓至都安高速公路段路線起訖樁號為 727，主線全長 .40.9k m ，共設5座橋梁。下耕高架特大橋全長 3.3k m ，沿紅水河而建，預制鋼箱梁共計620片。鋼箱梁截面形式采用雙槽形開口薄壁鋼箱截面形式，鋼材采用Q345qD，梁高2.828m，組合鋼箱梁橋面采用混凝土橋面板，橋面板厚度從 cm呈線性變化，鋼箱梁腹板中心距為 。橋上橫坡由墊石調整，鋼箱底板寬 ，采用 26m m 厚鋼板，底板加勁肋采用 186m m× 16mm鋼板；腹板采用 14m m 厚鋼板，腹板加勁肋采用156 m m×14mm 鋼板，承托混凝土橋面板的上頂板采用 鋼板；全橋每隔 5m 設置1道箱內橫撐和箱間橫聯。組合鋼箱截面如圖4所示。

鋼箱梁采用工廠分段、分片制造，梁段之間采用高強螺栓連接或焊接成整體。在大橋 橋臺側路基上設置拼裝場地，場地長度為 ，與路基26m同寬，內設拼裝頂推平臺、節(jié)段存放區(qū)、龍門吊等施工機具。梁段預拼好后采用2臺龍門吊機起吊至臺座上進行拼裝，拼裝一定長度后，采用步履式多點頂推設備頂進施工。鋼箱梁拼裝場地布置如圖5所示。

在進行單幅頂推施工時，在路基預制拼裝場地、每個永久墩墩頂蓋梁、輔助墩施工平臺布置頂推設備，共15組，每組設有2套步履式千斤頂，靜動摩阻系數為 步履式頂推設備整機技術參數如表1所示。該橋最大跨徑為 ，在主梁前端設置導梁，導梁長度取值分別考慮為 0.5L，0.6L，0.7L ，導梁結構如圖6所示。

導梁采用工字形、變截面鋼板鋼導梁，腹板厚度為 ，上下翼緣采用 厚鋼板焊接而成。導梁與主梁連接處高度為 ，與主梁同高，到導梁前端逐漸過渡成1.15m高，導梁與主梁之間采用高強螺栓連接成整體，導梁橫向聯系采用鋼圓管焊接組成桁架結構，鋼圓管尺寸為 及 。為保證全橋整體頂推向前，在第一、二、三聯主梁伸縮縫處采用高強螺栓整體剛性連接。

4頂推施工有限元模型的建立

鋼一混凝土組合箱梁頂推施工的建模計算方法有兩種，分別為梁動墩不動模型和墩動梁不動模型。在梁動墩不動模型中，各支承處空間坐標值固定不變，不斷添加單元模擬主梁行進過程，在后處理中便于提取支反力值；墩動梁不動模型則是主梁空間坐標值固定不變，改變支承處的坐標及邊界條件。以3跨連續(xù)梁為例，兩種計算模型的模擬過程如圖7所示，圖中未考慮導梁的施工過程。

綜合分析結構的受力特點及計算精度，研究確定采用墩動梁不動的計算方法模擬頂推施工過程。建模要點如下：鋼主梁、導梁等構件簡化為梁單元，箱間橫聯簡化為桁架單元；建模中不考慮鋼主梁的預拱度；導梁腹板挖空處在腹板中性軸位置，對導梁整體剛度的影響可忽略不計，只需減輕導梁容重代替挖空面積引起的變化；每個頂推工況一次形成，單獨進行建模計算；支承處采用一般支撐條件，通過查看支反力正負值判斷支承處是否脫空；計算工況的頂推增量值為每孔跨度值，工況劃分如表2所示，表中

5鋼一混凝土組合箱梁頂推模擬結果分析

5.1 支點反力

如圖8所示，以橋梁第2聯 （60+70+60） m為例，橋梁頂推的最大跨徑為 70m 。由圖8可知，Z5支點和Z6支點分別與Z4支點和Z5支點對稱，因此只需分析Z3支點和Z4支點反力即可，以Z3支點和Z4支點反力作為頂推施工的反力控制參數。由施工模擬得到不同頂推距離時Z3支點和Z4支點的反力如圖9所示。

由圖9可以看出，頂推過程中Z3支反力出現最大值在主梁長度為 0.5L 時，達到了177KN，對應的工況為CS1，即頂推至懸臂狀態(tài) ；Z4的支反力最大值出現在導梁長度為 0.6L 時，達到了228KN，對應的工況為CS2，即頂推至最大懸臂狀態(tài) ；當導梁長度為 0.7L 時，Z3、Z4的支反力均比導梁長度為 0.5L 時小，最大值為185kN，對應工況為CS2，即頂推至最大懸臂狀態(tài)70m。由此可以看出，0.7L長度的導梁可以減小支反力，主要是因為鋼主梁伸出的懸臂長度小，且導梁自重相比主梁自重小得多，在自重作用下對支點反力可以有效減小。

5.2 最大變形

選取每個工況作用下鋼一混凝土組合梁在未達到下一個支點上墩之前的最大懸臂狀態(tài)，計算鋼一混凝土組合梁和鋼導梁的最大變形，結果如圖10所示。

由圖10中可以看出，鋼一混凝土組合梁前端在頂推距離為35m時達到了最大位移，為 ，對應施工階段為CS2，主梁長度為 0.5L ，即主梁與Z5支點接觸之前的最大懸臂狀態(tài)；在主梁 -0.7L 長度下，鋼一混凝土組合梁前端最大變形位移為 ，對應施工階段為CS2。綜合對比，在最大懸臂狀態(tài)下， 0.7L，0.6L 主梁長度相比 0.5L 鋼主梁前端變形減小約為 63%.21% ，組合梁（主梁）通過設置一定長度的導梁可以有效減小組合梁前端變形位移量。在3種導梁長度下，導梁前端變形位移量變化規(guī)律一致，且相同工況導梁變形量數值相近，表明通過設置一定長度的導梁可以有效解決在頂推施工過程中鋼一混凝土組合梁的前端變形位移量，且不會明顯增加導梁自身前端變形量。

5.3彎矩

選取每個工況作用下鋼一混凝土組合梁在未達到下一個支點上墩之前的最大懸臂狀態(tài)，計算鋼一混凝土組合梁和鋼導梁的最大彎矩，結果如圖11所示。

由圖11中可以看出，鋼一混凝土組合梁在 0.5L 、0.6L 的主梁長度下，最大彎矩值并無太大差距，主要是因為鋼一混凝土組合梁伸出長度與主梁伸出長度的自重無較大差距；在 0.7L 的主梁長度下，鋼一混凝土組合梁最大彎矩值為 對應施工階段為C S2 ，相比于 0.5L 和 0.6L ，彎矩值分別減小了35. 8% 和37.5% ；在 0.5L，0.6L，0.7L 的導梁長度下，3個工況的導梁最大彎矩值均無變化，這是因為導梁全長都是在懸臂狀態(tài)下，其最大彎矩值主要產生在與鋼主梁剛性連接處，因此任意工況均保持定值。由此表明，相比 0.5L 和0.6L ，主梁長度取 0.7L 時，鋼主梁的最大彎矩值可以有效減小，而導梁長度對導梁本身的最大彎矩值始終保持不變。

5.4應力

選取每個工況作用下鋼一混凝土組合梁在未達到下一個支點上墩之前的最大懸臂狀態(tài)，計算鋼一混凝土組合梁和鋼導梁的最大應力，結果如圖12所示。

由圖12中可以看，出在 0.7L 的主梁長度下，鋼一混凝土組合梁最大應力為108.72 MPa ，對應施工階段為C S2 ，相比 0.5L，0.6L 的主梁長度下，鋼一混凝土組合梁應力分別減小了35. 3% 和 40.7% ；在 0.5L，0.6L 、0.7L 的導梁長度下，導梁應力最大值在每一個施工階段下均無明顯變化，且應力最大值產生在與鋼主梁剛性連接處。

6結語

以賀州至巴馬高速公路（來賓至都安段）下耕高架特大橋為研究對象，通過建立不同的導梁長度條件下主梁頂推過程的仿真模型，分析鋼一混凝土組合梁及導梁的內力變形及支承點的支反力隨導梁長度的變化，得到以下幾個結論：

（1）支反力隨導梁長度的變化而變化，當導梁長度設置為 0.7L 時，Z3、Z4支點處反力均較導梁長度為 0.5L 、0.6L 時小，原因在于導梁自重相比主梁自重小得多，導梁增加后可減小鋼一混凝土組合梁的懸臂長度，有效減小自重作用產生的支點反力。

（2）主梁長度為 0.7L 時，鋼一混凝土組合梁前端最大變形位移為""，對應施工階段為 C S2 ，相比主梁長度 0.5L 時，鋼主梁前端變形減小約為 63% ；在3種導梁長度下，導梁前端變形位移量變化規(guī)律一致，且相同工況導梁變形量數值相近。

（3）主梁長度為 0.5L，0.6L 時，鋼一混凝土組合梁的彎矩和應力接近，相比于 0.5L 和 0.6L ，主梁長度取0.7L 時，鋼主梁的最大彎矩值分別減小了35. 8% 和37.5% ，應力分別減小了35. 3% 和 40.7%。

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