桥梁顶升施工中钢抱箍节点受力性能分析

摘要： 近年来，随着国家铁路桥梁的迅速发展，桥梁顶升施工的应用越发广泛。钢抱箍支承结构具有可循环使用、拆卸便捷、不损伤原结构等特点，将钢抱箍支承结构应用在桥梁顶升施工中，不仅能节约巨大的支撑成本，施工方便，并且其适用范围广，尤其针对高墩高支模等情况，其优越性尤为突出。基于某铁路桥梁圆形混凝土墩柱支座更换工程，提出了两种新型钢抱箍连接节点，并对其设计原则和设计参数进行了分析；利用ABAQUS软件建立了两种节点的准确有限元模型，对钢抱箍节点受力性能开展数值模拟分析，结果表明：两种新型连接节点的承载力及变形均能够满足工程设计要求。研究结果可为今后同类工程提供参考。

关键词： 钢抱箍节点；桥梁顶升；支座更换；有限元分析

Abstract： With the fast development of national railway bridges in recent years， bridge jacking construction has become more prevalent. The steel hoop supporting structure is recyclable， easy to disassemble， and does not cause any harm to the existing structure. The employment of steel hoop supporting structures in bridge jacking construction may not only save substantial support costs and make construction easier， but also offers a vast range of applications. Particularly for the high pier and high formwork， its benefits are evident. This study offers two novel steel hoop joints based on a railway bridge circular concrete pier bearing replacement project and evaluates their design concepts and design characteristics. Using ABAQUS software， precise finite element models of the two types of joints are developed， and a numerical simulation investigation of the mechanical performance of steel hoop joints is conducted. The findings indicate that the load-bearing capacity and deformation of the two new joints fulfil the criteria of the engineering design. The findings of this study may serve as a reference for similar projects.

Keywords： steel hoop joint；bridge jacking；bearing replacement；finite element analysis

近年来，随着国家铁路建设的不断发展，铁路桥梁的应用已十分普及。铁路桥梁除承受自重外活荷载变动频率很高 ^[1] 。支座作为铁路桥梁重要组成部分，由于承受疲劳荷载造成损伤劣化以及养护不当、质量缺陷等原因，使得其可能无法在正常受力状态下工作，带来交通安全隐患，因此需要对桥梁支座定期进行检查和更换 ^[2] 。在要求支座更换作业经济高效且尽可能不中断桥梁正常运输功能的前提下，对施工技术有了更高的要求。

通过将钢抱箍支承结构作为承力平台，顶升桥梁以脱空支座完成更换作业的施工方式不仅无需搭设支撑脚手架等烦琐工作，且钢抱箍支承结构便于拆卸，可循环使用，极大地减少了施工成本和时间 ^[3] 。在铁路交通流量日益庞大的当下，利用钢抱箍支承的桥梁顶升施工方法是实现不中断或尽量缩短中断交通时间完成支座更换工作的有效方式，具有广泛的应用前景。钢抱箍节点的安全可靠是保证顺利施工的前提，但目前国内对钢抱箍节点没有统一的制作标准和设计方法，因此对此类结构受力特性的分析对实际工程具有重要的指导意义和价值。

由于背景工程——某铁路桥梁圆形混凝土墩柱支座更换工程施工条件的限制，本文为其在不同支座更换作业空间下设计了两种新型钢抱箍节点：节点1：螺栓连接区与牛腿负荷区正交异向，适用于装配和顶升作业空间不受限的施工条件，该节点连接形式简单且操作方便，如图1a）所示；节点2：螺栓连接区与牛腿负荷区共轴同向，适用于施工空间较小的情况，该节点的装备和顶升作业可在同一个作业区域内完成，但对工作人员来说螺栓装配的操作空间有限，要考虑扭矩扳手等装配工具尺寸的适应，如图1b）所示。利用ABAQUS有限元软件，对两种钢抱箍节点建立准确的有限元模型，并对其受力性能开展了数值模拟分析，以确保钢抱箍节点在施工过程中安全可靠。  

图1　新型钢抱箍节点

Fig.1　New steel hoop joints

钢抱箍节点主要由钢抱箍板、钢牛腿、加劲肋、高强螺栓以及橡胶垫层等组成，如图1所示。橡胶垫层位于钢抱箍板和混凝土墩柱之间，起到保护原结构和增大摩擦的作用。两个半圆钢抱箍板通过高强螺栓连接，连接板通过加劲肋保证其足够刚度，且两连接板间具有一定的间隙，以确保高强螺栓施加预紧力时有足够相对位移空间，达到螺栓预紧时钢抱箍板和橡胶垫间法向相互作用力有效提高，增大切向摩擦阻力的目的。用于顶升桥梁的千斤顶位于两侧的牛腿上，集中力作用位置通过支承加劲肋进行补强。在桥梁顶升作业过程中，两牛腿上的竖向外力通过钢抱箍板和原结构间的切向摩擦阻力实现平衡。因此，钢抱箍板和原混凝土墩柱间切向摩擦力大小、应力分布以及变形是此类节点受力分析的重点。

1　节点设计原则与参数设定

1.1　设计原则

钢抱箍节点设计应遵循以下几个原则：

（1）以结构安全可靠为前提；

（2）控制钢抱箍节点受力状态下的挠曲变形，保证桥梁顶升作业的顺利进行；

（3）控制钢抱箍板与混凝土墩柱之间法向力的均匀性；

（4）数值分析中采用的有限元模型应尽可能与实际情况相符，保证准确性。钢抱箍节点在正式应用于桥梁顶升施工前需做现场试验验证，并且测试数据需与有限元计算结果进行比对；

（5）综合考虑结构的经济效益以及施工便捷性。

1.2　参数设定

1.2.1　荷载取值

根据桥梁支座更换施工要求，本次顶升过程中支座区反力为5,500kN，考虑温度变化15℃（环境初始温度为20℃）。为了便于设计，考虑总反力的20%为动力荷载，依据参考文献[4]，动力荷载通过乘以放大系数1.5换算为静力荷载考虑，换算后的单个牛腿总荷载为P′，荷载安全系数k取为1.5。则每个牛腿实际应能承受的荷载为：

kP'=1.5×(2,750×0.8+2,750×0.2×1.5)=4,537.5kN

单个牛腿承受荷载按kP'=4,550kN考虑。

1.2.2　螺栓个数及抱箍尺寸

根据钢抱箍节点两个牛腿上作用的等值竖直外荷载P值，计算出两个钢抱箍板间连接的高强螺栓上应施加的预拉力T值，从而估算出需要的螺栓个数。竖直外荷载P值应考虑温度变化的影响作适当放大。参考屠科彪等 ^[5] 研究结论：在相同的预拉值和钢抱箍板内直径下，每摄氏度温度变化，钢抱箍板每1米周长承载力变化幅度为0.086%。因此考虑15°C温度变化承载力损失率为：

按kP=4,790 kN考虑。

连接采用10.9级M30扭剪型高强螺栓，单个螺栓的预拉力设计值为355kN，钢抱箍板与橡胶垫层摩擦系数μ受橡胶垫层品种影响，应选择剪切强度大于钢抱箍板最大摩擦阻力计算强度的橡胶垫层，这里摩擦系数μ取为0.3 ^[3] 。根据董中亚等 ^[3] 研究，高强螺栓施加的总预拉力T需满足以下要求：

两种节点连接螺栓个数分别取n=16和n′=18，如图2所示。

图2　螺栓布置

Fig.2　Layout of bolts

混凝土墩柱直径为1,200mm，橡胶垫层厚度为10mm，顶升施工用千斤顶直径为420mm。两种新型节点钢抱箍板以及牛腿板件厚度t均为25mm。节点1钢抱箍板高度h=1,650mm，牛腿高度为1,350mm，悬挑为600mm；节点2钢抱箍板高度h′=1,800mm，牛腿高度为1,680mm，悬挑为550mm，如图3所示。

图3　钢抱箍节点牛腿

Fig.3　Bracket of steel hoop joints

1.2.3　材料参数

钢抱箍节点钢材材质采用Q355B。钢材力学性能参数取值为：屈服强度f _y =335MPa，极限抗拉强度f _u =470MPa，抗拉设计强度f=295MPa，抗剪设计强度f _v =170MPa，弹性模量E _s =2.06×10 ⁵ MPa，泊松比ν=0.3 ^[6] ；墩柱混凝土强度等级为C30。力学性能参数为：轴心抗压强度设计值f _c =14.3MPa，弹性模量E _s =3.0×10 ⁴ MPa，泊松比ν=0.2 ^[7] 。

钢材本构模型采用双折线模型，强化阶段的曲线斜率取0.02E _s ，ε _y 和ε _u 分别为f _y 和f _u 对应的应变值，如图4a）所示。墩柱C30混凝土采用《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010） ^[6] 给出的本构模型，非线性段末端对应应变ε ₀ =0.0020，极限压应变ε _cu =0.0033，如图4b）所示。

图4　常温材料本构模型

Fig.4　Constitutive models of materials at room temperature

在计算分析过程中，考虑15℃升温和降温影响，因此要对Q355B钢材和C30混凝土材料的主要热工参数进行定义，主要包括热传导系数λ _α 、比热容C _α 和热膨胀系数α。采用《建筑钢结构防火技术规范》（GB 51249—2017） ^[8] 给出的数值，考虑到温度变化范围较小，热工参数均按20℃时取值。

（1）热传导系数λ _α ：53.334W?（m?℃） ^-1 （Q355B钢材）

1.642W?（m?℃） ^-1 （C30混凝土）

（2）比热容C _α ：439.80J?（kg?℃） ^-1 （Q355B钢材）

901.104J?（kg?℃） ^-1 （C30混凝土）

（3）热膨胀系数α：1.216×10 ^-5 ℃ ^-1 （Q355B钢材）

1.0×10 ^-5 ℃-1（C30混凝土）

2　有限元分析

采用通用有限元分析软件ABAQUS，对两种新型钢抱箍节点建立准确的相继热力耦合分析模型，开展数值模拟分析，考察了两种节点常温下和温度变化作用下的承载力大小与变形情况，获取了钢抱箍节点与混凝土墩柱接触表面荷载-位移曲线以及荷载-相对位移曲线。相继热力耦合分析适用于力学分析结果受温度场影响较大，但温度场受力学分析结果影响很小的对象，分析过程包括：① 常温力学分析模型；② 温度场分析模型；③ 相继热力耦合分析模型3个分析模型，分析流程如图5所示。

图5 有限元分析流程

Fig.5 Finite element analysis process

2.1　常温力学分析模型

2.1.1　模型建立与单元划分

分别根据两种钢抱箍节点几何参数建立三维实体模型，引入材料本构，采用C3D8R单元进行网格划分，如图6所示。网格划分对模型的计算时间和计算精度有较大影响，为保证模型计算精度，单元最大网格控制在50mm以内，将网格尺寸调整为40mm和35mm，应力最大位置与50mm网格模型均一致，且计算分析最大应力差值控制在3%以内，结果误差很小，因此单元网格尺寸选择50mm，在保证计算精度的基础上以提高分析速率。板件厚度方向划分2个单元。

图6 力学分析模型

Fig.6 Mechanical analysis models

2.1.2　接触设置、边界条件与荷载施加

竖向荷载通过钢抱箍板和混凝土墩柱表面切向摩擦力平衡，静摩擦力大小主要取决于模型中钢抱箍板与混凝土墩柱间法向相互作用力及摩擦系数。在力学分析模型中定义钢抱箍板内表面为从面，混凝土墩柱表面为主面，切向行为采用摩擦公式中“罚”函数进行模拟，摩擦系数值取0.3 ^[3] ；法向行为定义压力过盈硬接触，约束执行为“罚”函数，接触刚度取为50。

模型中，对混凝土墩柱的底部进行固接约束，即约束桥墩底面U ₁ 、U ₂ 、U ₃ 3个平动和UR ₁ 、UR ₂ 、UR ₃ 3个转动自由度。每颗螺栓的预紧力为355kN，每侧牛腿顶面竖向集中荷载为4,550kN。两种钢抱箍节点计算模型如图6所示。

2.2　相继热力耦合分析模型

首先建立温度场分析模型以考虑环境升温和降温对钢抱箍节点的温度变化影响。采用DC3D8单元建模，引入材料热工参数，通过传热分析获取钢抱箍节点与混凝土墩柱各部件温度随时间的变化关系。温度场模型中考虑环境升温或降温15℃，温度变化时间为5h。温度场分析模型（限于篇幅仅给出两种节点升温场分析模型）和钢抱箍板与混凝土墩柱接触面温度-时间变化曲线分别如图7、图8所示。  

图7　升温场分析模型

Fig.7　Temperature rise analysis models  

图8　温度-时间变化曲线

Fig.8 Temperature-time curves

温度场分析模型的分析结果作为输入参数导入常温力学分析模型，获得相继热力耦合分析模型。

2.3　节点计算结果分析

在有限元分析过程中，为了详细考察钢抱箍节点受力性能，对顶升施工全过程开展了模拟分析，主要包括：螺栓预紧、外荷载施加、持荷下温度变化几个阶段。

2.3.1　螺栓预紧阶段

螺栓预紧力（单颗螺栓为355kN）施加结束后，结构Mises应力分布如图9所示。由分析结果可知，两种节点牛腿部分此时应力较小，节点1钢抱箍板应力分布主要位于120~170MPa区间内，节点2钢抱箍板应力分布主要处于100~160MPa区间内。两种节点最大应力分别为317.2MPa和339.7MPa，最大应力均位于钢抱箍板上与螺栓区加劲肋尾部接触位置，考虑到高应力区域分布很小，且实际工程中，此位置倒角后可有效减小应力集中情况，因此可不予考虑。节点2螺栓连接板顶部区域在螺栓预紧阶段受到牛腿顶板的约束，局部区域应力较大，由于高应力区域很小，且通过增加横向加劲肋加强，因此不予考虑。其余位置应力均小于Q355B钢材抗拉强度设计值295MPa，满足规范要求。

图9　钢抱箍节点Mises应力分布（单位：MPa）

Fig.9　Mises stress distribution of steel hoop  joints （Unit：MPa）

混凝土墩柱表面Mises应力分布如图10所示，最大应力均位于螺栓连接板与混凝土墩柱接触位置，分别为14.23MPa和13.76MPa，均小于等于C30混凝土抗压强度设计值14.3MPa，满足应力要求。

图10　混凝土墩柱Mises应力分布（单位：MPa）

Fig.10　Mises stress distribution of concrete  columns （Unit：MPa）

2.3.2　外荷载施加阶段

每侧牛腿上翼缘施加4550 kN竖直向下集中荷载，结构Mises应力分布如图11所示。由分析结果可知，节点1牛腿应力基本处于小于150MPa区间内，钢抱箍板应力基本小于210MPa；节点2牛腿部分的螺栓连接板应力较大，应力分布基本处于270MPa内，钢抱箍板应力基本小于170MPa。节点1最大应力为331.4MPa，位于牛腿受压区加劲肋和牛腿顶板接触位置，方案2结构最大应力为341.7MPa，位于螺栓连接板上表面受荷位置。由于应力集中引起的高应力可通过应力重分布释放，且高应力区域分布很小，因此可不予考虑局部应力超限。其余位置应力均小于Q355B钢材抗拉强度设计值295MPa，满足规范要求。  

图11 外荷载施加阶段钢抱箍节点Mises 应力分布（单位：MPa）

Fig.11 Mises stress distribution of steel hoop joints during external load application （Unit：MPa）

混凝土墩柱表面Mises应力分布如图12所示，最大应力均位于螺栓连接板和混凝土墩柱接触位置，两种结构方案最大应力分别为13.24MPa和14.30MPa，均小于等于C30混凝土抗压强度设计值14.3MPa，满足应力要求。  

图12 外荷载施加阶段混凝土墩柱Mises 应力分布（单位：MPa）

Fig.12 Mises stress distribution of concrete columns during external load application （Unit：MPa）

在外荷载作用下，两种钢抱箍节点竖向变形情况如图13所示，最大竖向位移均位于牛腿悬挑水平端部，分别为3.772mm和3.238mm，均满足工程要求。两种节点荷载作用区域附近，钢抱箍板上边缘与混凝土墩柱接触表面的法向相互作用力较小，切向最大静摩擦力不足，导致在荷载增大过程中，钢抱箍板的竖向位移较混凝土墩柱的竖向位移大，由此局部区域产生相对位移。两种抱箍结构混凝土墩柱与钢抱箍板接触面最大相对位移分别约为1.054mm和0.689mm，该位置荷载-竖向位移曲线和荷载-竖向相对位移曲线分别如图14和图15所示。由于节点1连接的高强螺栓个数较节点2少，因此接触面切向最大静摩擦力较小，荷载作用下，节点1钢抱箍板与混凝土墩柱接触面相对位移较节点2增加得更快。由图13可知，两种钢抱箍节点非荷载作用区域钢抱箍板和混凝土墩柱接触表面基本无相对位移。

图13　外荷载施加阶段抱箍结构竖向位移分布（单位：mm）

Fig.13　Vertical displacement distribution of hoop structures during external load application （Unit：mm）  

图14　钢抱箍板与混凝土墩柱接触位置荷载-竖向位移曲线

Fig.14　Load-vertical displacement curves at the contact positions between steel hoop plates and concrete columns  

图15　荷载-竖向相对位移曲线

Fig.15　Load-vertical relative displacement curves

2.3.3　持荷下温度变化阶段

在外荷载作用下，考虑升温15℃和降温15℃，温度变化时间为5h，温度变化后的结构Mises应力分布如图16所示。可以看出，升温后和降温后，两节点方案的应力分布较之前变化较小，波动幅度约为5MPa，钢抱箍节点1最大应力分别为325.7MPa（升温）和335.8MPa（降温），最大应力均位于牛腿受压区加劲肋和牛腿顶板接触位置，高应力区分布范围小。钢抱箍节点2最大应力分别为342.0MPa（升温）和341.6MPa（降温），最大应力均位于螺栓连接板上表面受荷位置，由于应力集中引起的高应力区分布范围小且可通过应力重分布释放，因此可不予考虑局部应力超限。其余位置（除加劲肋尾部应力集中处）应力均小于Q355B钢材抗拉强度设计值295MPa，满足规范要求。

图16　环境温度变化后Mises应力分布（单位：MPa）

Fig.16　Mises stress distribution after ambient temperature changes （Unit：MPa）

温度变化后的结构竖向变形如图17所示。可以看出，最大竖向位移均位于牛腿悬挑水平端部，钢抱箍节点1牛腿最大竖向位移分别为3.71mm（升温）和4.20mm（降温）；钢抱箍节点2牛腿最大竖向位移分别为3.22mm（升温）和3.65mm（降温）。  

图17　环境温度变化后位移分布（单位：mm）

Fig.17　Displacement distribution after ambient temperature changes （Unit：mm）

钢抱箍节点在外荷载和温度变化共同作用下，牛腿上翼缘板位置钢抱箍板和混凝土墩柱表面的竖向位移变化曲线如图18所示，该位置时间-竖向相对位移曲线如图19所示。升温作用下，两种抱箍节点——钢抱箍板和混凝土墩柱接触表面的最大相对位移分别约为1.101mm和0.707mm；降温作用下，两种抱箍节点——钢抱箍板和混凝土墩柱接触表面的最大相对位移分别为1.246mm和0.910mm。在持荷状态下，环境升温和降温导致结构自身产生竖向膨胀和收缩变形，钢抱箍板与混凝土墩柱接触表面相对位移最大的位置位于钢抱箍节点上部区域，因此在持荷状态下，该位置升温过程相对位移发展较慢，降温过程相对位移发展较快。由图17可以看出，15℃的温度变化对两种钢抱箍节点整体变形影响较小。

图18 温度作用下钢抱箍板时间-竖向位移曲线

Fig.18 Time-vertical displacement curves of steel hoop plates under temperature variation  

图19 温度作用下时间-竖向相对位移曲线

Fig.19 Time-vertical relative displacement curves under temperature variation

3　结论与建议

本文以实际桥梁顶升作业工程为背景，对两种新型钢抱箍节点进行详细介绍，并运用ABAQUS有限元软件对钢抱箍节点施工全过程受力性能进行模拟分析，可以得出以下几点结论与建议。

（1）针对两种钢抱箍节点进行受力性能分析，由分析结果可知，两种抱箍节点方案均满足工程安全和经济需求。

（2）钢抱箍节点通过钢抱箍板与混凝土墩柱表面间的切向摩擦力平衡竖向外荷载，切向摩擦力主要取决于接触面间法向相互作用力和摩擦系数。因此，接触面间的橡胶垫层材料以及高强螺栓个数和有效预紧力是影响钢抱箍节点承载力的关键因素。

（3）外部环境温度的变化对抱箍的受力状态影响较小，环境温度变化15℃，钢抱箍节点应力波动范围约为5MPa。钢抱箍板与混凝土墩柱表面最大相对位移位于荷载作用区域附近，该位置升温过程相对位移发展较慢，降温过程相对位移发展较快。

背景工程在正式施工前，应对两种新型钢抱箍节点进行试验测试。在实际工程中，钢抱箍板可能无法与混凝土墩柱表面良好贴合，此时部分螺栓预紧力受抱箍板自身变形而受损，导致接触面法向应力分布不均匀且不能达到预期的相互作用力，使得钢抱箍节点承载力下降。为减小此类尺寸误差的影响，建议在钢抱箍板外表面增设预应力拉索，提高钢抱箍板与混凝土墩柱接触面法向应力大小和分布均匀性，以保证顶升作业过程中钢抱箍节点良好的受力性能。

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