曲线匝道桥钢箱梁顶推过程力学特性及稳定性研究

Mechanical properties and stability in incremental launching process of steel box girder of curved ramp bridge

摘要

针对曲线匝道钢箱梁桥后顶式顶推施工过程中常出现的稳定问题，该文依托清水桥枢纽匝道桥钢箱梁工程展开研究。首先，采用Midas Civil建立曲线匝道梁‒导梁‒支架系统的有限元模型，并结合现场顶推过程的匝道桥顶推力、梁中应力、轴线偏移等监测数据，验证模型的有效性；其次，基于该模型，分析曲线匝道桥钢箱梁顶推过程中4种典型顶推状态的力学特性，验证后顶式顶推方案的安全性和可行性；在此基础上，对潜在的轴线偏移、支点脱空、顶推不同步3种主要风险因素进行分析，提出针对性整体稳定控制措施。结果表明：后顶式顶推过程中，4个典型顶推工况下的匝道梁、导梁体系及支架的应力和变形均符合施工要求；匝道桥顶推系统的整体稳定性系数与轴线偏移量及顶推不同步率呈负相关关系；3种典型风险因素中，支点脱空为最不利因素，其中边支点脱空不利影响最为显著；此外，振动与静态偏差耦合作用会进一步降低系统的稳定性。该文提出的三因素稳定性控制措施，能够有效解决曲线匝道桥钢箱梁后顶式顶推过程中的整体稳定性难题，研究结果为曲线钢箱梁后顶式顶推施工提供了“验证‒预警‒控制”三位一体的闭环风险预警与控制方法。

Abstract

To investigate the stability problems frequently arising in the push-from-the-rear incremental launching construction of steel box girders of curved ramp bridges, this study took the steel box girder project of the Qingshui Bridge Hub ramp bridge as the engineering background. A finite element model of the curved ramp girder‒launching nose‒support system was first established using Midas Civil. The model’s validity was verified with monitoring data of incremental launching force, stress in the girder, and axis deviation from the actual incremental launching process. Subsequently, based on the validated model, the study analyzed the mechanical properties of the steel box girder of the curved ramp bridge under four typical incremental launching conditions, confirming the safety and feasibility of the push-from-the-rear incremental launching scheme. Furthermore, three potential risk factors—axis deviation, support uplift, and asynchronous incremental launching—were investigated, and corresponding integrated stability control measures were proposed. The results demonstrate that the stresses and deformations in the ramp girder and launching nose system and supports under the four typical incremental launching working conditions meet construction requirements. The overall stability coefficient of the incremental launching system of the ramp bridge exhibits negative correlations with both axis deviation and asynchronous incremental launching rates. Among the three risk factors, support uplift is the most critical, with edge support uplift having the most significant adverse impact on structural stability. Additionally, the coupling effect of vibrations and static deviations further reduces system stability. The proposed triple-factor stability control method effectively addresses the overall stability problem facing the steel box girder of the curved ramp bridge during the push-from-the-rear incremental launching process. This study provides a closed-loop risk early warning and control analysis methodology—integrating verification, warning, and control—for similar push-from-the-rear incremental launching projects of curved steel box girders.

Graphical abstract

关键词

曲线匝道桥 / 钢箱梁 / 顶推施工 / 有限元分析 / 匝道梁、导梁体系 / 支架 / 力学特性 / 稳定性

Key words

curved ramp bridge / steel box girder / incremental launching construction / finite element analysis / ramp girder and launching nose system / scaffold / mechanical properties / stability

0 引言

桥梁匝道是交通枢纽实现交通流转换的关键构造物，其建设质量与效率直接关系到整个城市交通网络的运行效能，特别是在复杂城市建设环境下要求安全、高效地进行匝道桥施工^［1-2］。顶推法已成为解决上述施工问题的有效方法之一，其核心思想是在桥梁的一端设置固定的预制场，以类似流水线的方式完成梁段的制造与拼装，然后利用液压千斤顶等设备，将成型的梁体分阶段、分行程地“推送”至预定桥位^［3］。相较于其他方法，顶推法在减少现场高空作业、保证施工质量、加快施工速度以及降低综合成本方面展现出显著优势，使其成为跨越山川河谷、繁忙交通线以及复杂城市区域桥梁建设的理想选择^［4-5］。

根据顶推力施加位置与方式的不同，顶推法已演化出多种技术形式。其中，后顶式顶推法以其独特的优势脱颖而出。该方法将所有顶推千斤顶设备集中设置在起始端的桥台或特设的后方支承结构上，通过一个集中的动力源，整体推动后方梁体向前滑移。后顶式顶推法动力系统更为集中，设备管理与维护更为便捷，传力路径清晰，易于实现同步控制与自动化操作，具有工作效率高、控制精度高、经济性好等优点，尤其适用于流程化、标准化的长距离顶推作业^［6］。然而，对于曲率半径较小、线形复杂^［7］的匝道桥而言，由于顶推力的作用线与梁体轴线存在夹角^［8］，梁体在顶推过程中不可避免地产生指向曲线外侧的径向分力，并伴随复杂的空间弯‒扭耦合问题。梁体不再是单纯的纵向移动，而是在一系列临时滑道支座上进行复杂的空间转动与滑移。这种独特的受力与运动模式，使得曲线匝道桥的顶推施工过程远比直线桥梁复杂，极大地增加了施工控制与结构安全的风险。

学者和工程师们已关注到这一工程问题的复杂性。在理论研究层面，大量工作集中于利用有限元分析软件对顶推过程进行模拟^［9-10］，分析了不调平顶推梁端倾角限值和多联导梁等因素对梁体顶推阶段稳定性的影响^［11-12］。在工程实践层面，为应对潜在风险，研究人员和现场工程师们总结出一系列需要重点监控的风险因素。例如，摩擦力不均或控制偏差导致的轴线偏移，其控制阈值通常被建议控制在一定范围内^［13-14］；在扭转和不均匀受力下可能发生的临时支点脱空，被视为诱发结构倾覆失稳的极危险工况^［15-16］；多个顶推油缸行程不一致而产生的顶推不同步，可能使梁体产生附加应力甚至发生偏转，其同步位移误差通常要求控制在20 mm以内^［17］。

相关研究和实践积累了宝贵的经验，然而当前研究仍存在显著的瓶颈与局限性。首先，现有文献对轴线偏移、支点脱空与顶推不同步三大风险因素^［18-19］影响结构整体稳定性的研究还不深入，特别是曲线匝道桥钢箱梁顶推过程中，动态效应与静态偏差的耦合作用对系统稳定性的叠加影响尚不明确；其次，现有研究对数值模型存在过度简化的问题，难以精确复现复杂的施工场景。许多研究采用的有限元模型将复杂的钢箱梁、导梁、临时支座以及顶推设备等简化为梁单元或理想约束^［20-22］，这种过度简化模型虽然便于计算，但牺牲了精度，无法模拟匝道梁‒导梁‒支架系统的整体耦合效应，导致仿真结果与工程实测结果之间相互脱节，模型的预测与预警能力大打折扣；最后，研究体系零散，缺乏“模型‒试验‒工程”三位一体的闭环验证与优化路径。以往的研究或偏重于纯理论的数值模拟，或局限于特定工程的监测数据总结，未能形成从理论模型构建，到通过现场实测数据进行验证与修正，再反过来指导工程实践并进行风险预警与控制的系统性研究框架。

针对上述研究瓶颈，本文依托清水桥枢纽匝道桥钢箱梁工程项目，遵循“验证‒预警‒控制”的技术路径。首先，突破单元简化的局限，构建包含匝道梁、导梁、临时支架、滑道及顶推设备的“匝道梁‒导梁‒支架”多单元耦合系统有限元模型；其次，基于提出的模型，并结合现场监测数据，对轴线偏移、支点脱空、顶推不同步多因素耦合影响进行量化分析，并探索其预警机制。揭示施工振动与静态偏差的耦合作用机制，量化其对结构稳定性储备的削减效应，并提出针对性的稳定性控制阈值与预警标准的施工控制措施；最终，形成曲线匝道桥钢箱梁后顶式顶推施工的“验证‒预警‒控制”三位一体闭环风险预警与控制方法。

1 匝道桥梁顶推整体系统建模

1.1 工程概况

本文以桂新高速公路桂阳至新田段清水桥枢纽A匝道桥第四联为工程背景。该部分匝道为全焊接单箱双室钢箱连续梁桥，跨径（44+80+44） m，桥梁全长168 m。曲线内侧梁高1.917 m，外侧梁高2.427 m，顶板宽12.75 m，底板宽8.75 m。设3道纵腹板抵抗弯扭耦合效应，钢箱梁纵分多段、横分4片预制，现场焊接成顶推单元。采用后顶式顶推施工法，通过计算机同步控制300 t级步履式设备，将梁体顶推就位。顶推过程中，布设应力、位移监测点，实时调控轴线偏差与挠度。以A匝道桥第四联的第一跨为顶推施工研究对象，其布置情况如图1所示。

本工程支架系统及导梁等均采用Q235组合型钢，钢箱梁采用Q355C钢材。

1.2 模型建立

实际工程中，匝道梁和导梁是一个连续的整体，故模拟分析时将其作为整体进行分析。本文采用Midas Civil建立包含匝道梁、导梁与支架的匝道梁顶推施工整体计算模型，如图2所示。其中，匝道梁为单箱双室全焊钢箱梁，钢箱梁和导梁均采用工字形截面梁单元模拟，两根导梁之间的横向杆件采用杆单元模拟。支架系统的钢管、横向支撑及连接钢板均采用梁单元模拟，将立柱、横撑、剪刀撑和顶部横梁在相应节点处刚性连接，形成完整的空间刚架结构。该空间刚架底部与基础的连接简化为固结约束（约束所有平动与转动自由度）。本研究主要考察结构整体受力情况，为提高计算效率，对局部细节做一些合理简化：① 不考虑焊缝几何形态及残余应力；② 悬臂端倒角、横隔板加劲肋、支架接触垫板等局部构造按“等效刚度”整合至主体单元，忽略其对局部应力的影响；③ 导梁与匝道梁的螺栓连接简化为刚性节点。

1.3 边界约束及荷载

桥墩永久支座采用一般支承，约束其平动自由度；临时支墩采用弹性支承，以模拟其压缩变形。在支撑框架顶部工字钢横梁的相应节点处，建立仅受压的节点弹性支承，并仅赋予其竖向刚度，用以模拟支撑框架的整体压缩变形。为模拟梁体顶推过程中的导向装置，在梁体首尾等关键位置的支承点处增设横桥向弹性连接，以限制梁体的横向偏移。顶推过程中，在钢箱梁尾部施加节点力以模拟千斤顶的推力作用；在滑道处施加滑动摩擦力；匝道梁对支架系统的水平作用力取值为匝道梁自重的10%。采用施工阶段分析精确模拟顶推过程，在每一顶推阶段通过激活与钝化相应的单元、边界及荷载，以模拟梁体前进、体系转换及顶推力的循环施加过程。

1.4 模型验证

顶推施工过程中获得的监测数据包括：① 油泵上力传感器采集的顶推力；② 钢箱梁（匝道梁）上应力传感器采集的梁体应力；③ 导梁上位移传感器采集的导梁偏移量。将工程监测与有限元计算所得到的油泵顶推力进行对比，结果如图3所示。

由图3可知：二者随顶推位移的变化趋势一致。最大误差出现在顶推位移60 m处，差值为5.24 kN，相对误差为11.28%。鉴于实测数据固有的离散性，该误差处于工程容许范围内，表明本文采用数值模拟分析匝道桥顶推过程中的受力性能是可靠的。在顶推过程中，油泵的顶推力呈先缓慢下降、后大幅下降、最终逐渐稳定的变化趋势，分析其原因为：顶推初期，导梁和匝道梁与支架产生摩擦力，但导梁质量较小，故顶推力下降幅度较小；在导梁被推出支架后，匝道梁质量较大，故顶推力呈较大幅度的下降；当匝道梁梁尾抵达④号墩后，顶推力趋于平稳。

为进一步对比匝道梁中应力和导梁的偏移情况，本文提取钢箱梁上布设的3个应力传感器（编号为1'、2'、3'）的应力数据；导梁共布设了8个位移传感器用于监控其整体线形，选取最具代表性的4个测点（编号为1、2、3、4，分别对应导梁根部、中部及靠前端、前端）的偏移量数据进行对比分析。应力与位移传感器的具体布设位置见图2。将上述测点的工程监测数据与有限元模拟计算得到的梁体应力值及导梁偏移值进行对比，结果如图4所示。由图4可知：无论应力还是挠度偏移值，两者结果都显示相同规律，即在顶推过程中，应力测点1'、2'的应力变化趋势均为先增后减，测点3'应力持续增加。顶推初始阶段，油泵的顶推力使梁中应力持续增加，之后逐渐降低，最终仅承受自重应力。导梁上的位移测点1的偏移量先增大后减小，测点2逐渐增大到最大值，测点3和测点4挠度由正变负。

通过对比可知：有限元仿真与实测值之间的应力最大误差为2.62 MPa，偏移量最大误差为3 mm。这类误差都非常小，满足工程精度要求，且各点应力随顶推位移的变化规律基本一致。该应力变化机理与顶推力变化规律相似：梁体应力主要受到油泵顶推力的动力影响与自重的共同作用。当顶推刚开始时，梁体应力主要受油泵顶推力控制；当匝道梁顶推至一半长度时，梁体应力受到悬臂导梁和一半的匝道梁影响，此时匝道梁中点位置处的应力较大；最后，梁体应力趋于稳定，其主要受到自重应力的影响。通过上述油泵顶推力、匝道梁体应力、导梁偏移量随顶推位移变化的对比结果可知，无论是数值大小还是变化规律，有限元模型分析结果与现场实测结果都吻合较好，表明该有限元模型准确可靠。

2 匝道梁顶推施工力学特性分析

为探究匝道梁、导梁体系的完整内力分布与变形协调关系，选取匝道梁实际顶推过程的4个典型施工状态，共设置4种计算工况。工况1：油泵开始顶推匝道梁，标定位置为0 m；工况2：导梁段处于悬挑状态，前进距离为30 m时；工况3：导梁最前端顶推到④号桥墩处的立柱上，前进距离为60 m时；工况4：匝道梁梁尾顶推到④号桥墩立柱位，前进距离为104 m时。4种工况下匝道梁、导梁与支架的相对位置关系如图5所示。

2.1 匝道梁、导梁体系支反力

不同工况下，匝道梁、导梁体系的受力情况各不相同。工况1时，支架为主要受力构件；工况4时，匝道梁、导梁体系变为主要受力构件，均需承受较大自重荷载。因此，需对施工全过程匝道梁、导梁体系的支反力进行分析。以匝道梁梁头端为匝道梁长度方向上的原点，进而标定支反力的相对位置。不同工况下匝道梁的支反力分布如图6所示。

由图6（a）可知：支反力变化曲线的极大值点出现在梁中位置（13.2 m处），在支架支撑的情况下，匝道梁自重产生的支反力较大值出现在跨中区域。此外，匝道梁与导梁连接处的支反力较小。

由图6（b）可知：当匝道梁顶推距离达到30 m（工况2）时，导梁和匝道梁的位置发生了变化，故支架所提供的支反力与工况1的分布有所不同。工况2时导梁已经处于悬空状态，导梁在运动过程中存在动荷载影响，改变了匝道梁和导梁的荷载分配比例，故其自重影响了支架对匝道梁支反力的分布，使得匝道梁在工况2时的支反力极值出现在30.8 m处。

工况3中，导梁已到达④号桥墩，导梁部分自重荷载由④号桥墩分担。由图6（c）可知：匝道梁的支反力先缓慢上升，经拐点（距原点26.4 m）后，支反力值上升斜率增大，并在距原点30.8 m处达到峰值，为1 384.3 kN，随后逐步下降。由于部分荷载已分担到支架以外的结构，此时匝道梁、导梁的应力及挠度均处于较低水平。

由图6（d）可知：匝道梁已经抵达预定位置，动力影响较小，匝道梁的支反力接近梁自重的一半，但梁端的支反力并不相等。出现该现象的原因为：导梁自重所带来的弯矩，使得梁尾处的支反力小于梁头处的支反力。

2.2 匝道梁、导梁体系应力

图7为4种工况下匝道梁、导梁体系的应力分布云图。

从图7可以看出：工况1和工况3时匝道梁、导梁体系的应力较小，工况2和工况4时应力值显著增大。这是因为工况1时匝道梁全部及导梁大部分位于支撑体系上，承受的荷载较小；工况3时匝道梁部分悬空而导梁处于简支状态，一部分自重荷载传递至下部支架上，使得其承受的荷载减小，故应力值相应减小。其中工况1时应力分布较为均匀，未出现应力明显集中的区域，最大应力值为20.10 MPa，出现在导梁中部横连支承点处。工况3时导梁整体的应力值高于匝道梁，最大应力值为19.84 MPa，出现在匝道梁前支承点附近及导梁中部。工况2和工况4时，最大应力值分别为88.08 MPa和86.79 MPa，均出现在导梁根部位置处。

上述分析表明，顶推过程中匝道梁、导梁体系的应力最值为88.08 MPa，该数值始终低于钢材的屈服强度，故在整个施工过程中其始终处于安全范围内。在实际工程中，通常应保证导梁这种可周转的临时结构存有一定的安全容度，导梁仍处于弹性范畴内，故在该匝道梁施工结束后，该导梁仍可继续回收利用。由工况2及工况4可知，当导梁处于悬挑状态时，其最大应力值约为简支状态下的4.4倍，且最大应力值均出现在导梁根部，这是因为导梁处于悬挑状态时，其全部自重荷载由连接位置承担，且匝道梁弯曲线形还会产生附加扭矩，进一步增大其应力。故应着重考虑该段导梁的强度，即靠近匝道梁处进行加强，或采取更好的连接方式，以保证施工全过程安全。

2.3 匝道梁、导梁体系竖向变形

图8为4种工况下匝道梁、导梁的竖向变形云图。

从图8可以看出：导梁挠度形态多为悬臂梁在重力条件下的自然挠度。工况1时，只有导梁尾端小部分处于悬挑状态，大部分自重荷载传递至下部支架，匝道梁、导梁体系的最大竖向变形值仅为0.59 mm。工况3时，导梁尾端到达④号墩位置，匝道梁部分处于悬挑状态，导梁处于简支状态，承受较大的自重荷载，使得导梁中部位置处的竖向变形值较大，其最大变形值为11.55 mm。在工况2和工况4时，导梁处于悬挑状态，承受本身全部的自重荷载。因此，导梁的竖向变形值会大幅增加，两种工况下的最大变形值分别为183.4 mm和88.19 mm，均位于导梁尾端位置处。

根据上述分析可知，导梁尾端位置处的竖向变形值较大，在顶推施工过程中需要重点关注该位置，减小额外动力荷载带来的影响，控制其最大竖向变形值，保证导梁的梁头可顺利搭接在④号桥墩上。

2.4 支架应力

图9为不同工况下的支架应力云图。从图9可以看出：工况1时，最大应力绝对值为91.69 MPa，为拉应力，出现在第2排立柱的上端。此时千斤顶开始顶进，其反作用力施加在第2排立柱上端位置处，使得该处产生了较大的拉应力。工况2时，支架的最大应力绝对值为123.69 MPa，为压应力，出现在③号墩前方的立柱上。此时由于导梁悬挑，导梁全部自重由匝道梁和③号墩及其附近支架共同承担，但由于匝道梁自身刚度有限，对导梁自重的分担比例较低，③号墩及其附近的支架承担导梁自重比例较高，故③号墩附近的支架应力较大。工况3时，最大应力绝对值为103.22 MPa，为压应力，出现在③号桥墩前面支架立柱上和上横梁中间处。此时导梁梁头已抵达④号桥墩处的支架，主体支架所承受的导梁和匝道梁的自重比例降低，故其应力值也有所减小。工况4时，最大应力绝对值为120.14 MPa，为压应力，出现在④号桥墩处立柱上。此时匝道梁梁头抵达④号墩，主体支架不再承受匝道梁与导梁自重，而靠近④号墩支架承担部分匝道梁及导梁的自重，故最大应力点出现在此位置。由上述分析可知，工况2和工况4时支架的最大应力值相较于其余2种工况有所增大，但无论是主体支架还是靠近④号墩的支架都存有一定的安全容度，能够保证支架完好。

4种工况下，支架的最大变形值及位置汇总如表1所示。由表1可以看出：4种工况下支架最大变形值和最大应力值出现的位置相近，工况2和工况4时，导梁整体处于悬挑状态，且匝道梁、导梁体系自重荷载在小范围内传递至支架上，使得该处的支架承受了较大的荷载，导致支架的最大变形值显著增大。但从整体来看，支架的最大变形值为53.0 mm，处于安全范围内，表明支架系统完好，能够满足安全施工要求。

3 顶推施工稳定性及敏感性分析

数值模拟结果表明：匝道桥顶推过程中匝道梁、导梁和支架的应力及变形均满足要求，但在实际顶推施工过程中，结构体系时变复杂，其稳定性受到多种潜在风险因素的耦合影响。为量化关键风险、指导安全施工，本节采用控制变量法，系统研究轴线偏移、支点脱空与顶推不同步三类典型施工偏差对结构稳定安全系数的影响规律，并揭示振动与静态偏差耦合作用机制，提出针对性控制措施。

采用特征值屈曲分析法计算匝道梁、导梁及支架整体结构的稳定性系数λ，该系数定义为结构发生弹性屈曲时的临界荷载与当前施工阶段荷载的比值。λ>1表示结构处于稳定状态，其值越大，安全储备越高。通过特征值屈曲分析，计算各不利工况下的稳定系数，以揭示结构的薄弱环节与敏感性。

3.1 轴线偏移的影响

设置轴线偏移量分别取0 cm、5 cm、10 cm、15 cm、20 cm共5种计算工况，计算得到不同偏移量下的整体稳定性系数值变化曲线，如图10所示。

由图10可知：当轴线偏移较小时，结构稳定系数较高，表明结构具备较强的抗倾覆能力。这是因为较小的偏移量对结构整体平衡的影响有限，结构的重心与支撑点之间的相对位置较为合理，维持了较高的稳定性。随着轴线偏移量逐步增加，稳定系数明显减小，结构稳定性逐渐降低。当偏移量增至20 cm时，稳定系数逼近临界值3.6，此时结构稳定性大幅度降低，可能导致倾覆。轴线偏移使结构的力矩增大，增加了失稳风险；此外，对于曲线形钢箱梁，轴线偏移量的小幅度增加还会使自重荷载产生的离心力臂急剧增大，从而引发显著的附加扭矩，引起局部应力集中，增加了结构局部失稳的风险。

3.2 支点脱空的影响

现场施工过程中，基础沉降或滑导梁平整度误差，可能导致支座失效而引发支点脱空。选取最大悬臂状态下的3组关键截面点位，对支点脱空后的稳定性进行分析，计算结果如表2所示。

由表2可知：外弧侧的脱空情况对结构稳定性更为不利。除边支点1截面外，同一截面在外弧侧脱空时稳定系数均小于内弧侧，表明外弧侧在脱空情况下更易发生倾覆，其稳定性较差。当边支点截面发生脱空时，稳定系数降至2.7，已经低于结构抗倾覆稳定安全系数临界值。与中支点截面相比，边支点的脱空对结构稳定性影响更为不利。这是由于边支点在结构中承受更大的弯矩和剪力，一旦发生脱空，不利影响将被放大。稳定性降低的主要原因是脱空造成了结构支撑条件的改变，减少了结构的有效支撑面积，增加了不平衡力矩。在外弧侧，由于其在曲线梁中承受的横向力更大，一旦发生脱空，不平衡力矩效应将更加显著，从而导致稳定系数大幅降低。

3.3 顶推不同步的影响

本工程在匝道梁梁头位置处布置2台千斤顶进行顶推。在实际施工过程中，由于需要的顶推力较大，且存在安装偏差，容易导致两侧千斤顶的顶推力不同步。定义顶推不同步率σ为两侧千斤顶顶推力之差与额定单顶推力的比值，计算公式见式（1）：

\sigma =\frac{\left|F_{\mathrm{1}}-F_{\mathrm{2}}\right|}{F_{\mathrm{0}}}\times \mathrm{100}\mathrm{\%}（1）

式中：\sigma为顶推不同步率；F_{\mathrm{1}}和F_{\mathrm{2}}为两侧千斤顶的实际顶推力；F_{\mathrm{0}}为设计的额定单顶推力。

通过施加不对称的节点荷载来模拟该偏差，模拟顶推不同步时所产生的附加扭矩效应，进而计算得到该工况下的稳定性系数，结果如图11所示。

由图11可知：随着不同步率的增加，稳定性系数呈单调下降趋势。这是因为顶推不同步会增加额外的力矩，从而削弱结构的稳定性。对于曲线形钢箱梁，该附加力矩还会与自重荷载扭矩发生叠加，加剧支点压力不均和梁体扭转，使整体稳定性进一步降低。当不同步率增加至5%时，稳定性系数由10.6减小至8.9；当不同步率增加至20%时，稳定性系数已经降低至3.6。

3.4 振动荷载的耦合影响

在顶推施工过程中，除轴线偏移、支点脱空、顶推不同步三类静态偏差外，振动荷载（如设备运行振动、环境风振）还会与结构时变体系产生动态耦合效应，进一步削弱结构的稳定性。为此，选取两类典型振动激励进行模拟分析：

（1） 设备振动：顶推千斤顶循环启停冲击引起的周期性振动，其频率f范围为2~8 Hz，振幅A范围为0.1~0.5 mm，采用简谐荷载模型施加于千斤顶作用点。

（2） 风振作用：参考《公路桥梁抗风设计规范》（JTG/T 3360-01—2018），阵风风速按15 m/s考虑，采用脉动风荷载谱（Davenport谱）模拟侧向风振，生成空间分布的随机风荷载，作用于钢箱梁顶面及侧面。

采用“特征值屈曲分析+瞬态动力学耦合”方法，计算不同振动工况与静态偏差叠加后的稳定系数，结果如表3所示。

分析发现：当振动与静态偏差耦合时，振动效应引起支点反力瞬时波动，进而产生附加倾覆力矩，使得稳定性衰减效应显著增强。“轴线偏移15 cm+风振”工况下，稳定系数由静载时的4.2降至3.5，降幅达16.7%；“边支点脱空+耦合振动”工况下，稳定系数由静载时的2.7降至2.1，逼近临界稳定阈值（λ=2.0），此时结构易发生“振动放大‒失稳”连锁反应。

由上述分析可知，施工过程中的振动荷载对结构稳定性影响较大，故需进一步对结构的振动效应进行控制。

3.5 支架沉降影响

为保证顶推施工过程中支架系统的安全，设置4个支架竖向沉降监测点实时监控钢支架的竖向沉降，分别位于支架的0 m、30 m、60 m和104 m处。监测点沉降随顶推距离变化的曲线如图12所示。

从图12可以看出：0 m处竖向沉降曲线趋势为持续下降，其最大沉降值发生在顶推距离为0 m时，最大沉降量为5.66 mm；30 m与60 m处的沉降曲线形态为先上升后下降，其最大沉降值分别发生在顶推距离为30 m和60 m处，最大沉降量分别为5.39 mm和5.29 mm；104 m处的竖向沉降曲线形态为持续上升，且曲线斜率在60 m、70 m处发生变化，其最大沉降量为5.67 mm，各监测点处的最大沉降量均满足安全性要求。分析出现上述现象的主要原因为：① 竖向沉降最大值时刻均为顶推油泵的位置处于监测点时，油泵自身利用摩阻力作为反力推动匝道梁和导梁，故此时竖直沉降会增大；② 匝道梁和导梁处于持续移动状态，动荷载作用会导致支架位移监测结果偏大，在匝道梁和导梁逐渐远离监测点时，监测点竖向位移将受到下一跨支架影响，从而逐渐下降。数据表明，随着顶推距离的增加，各断面处的支架沉降值发生相应变化，且沉降值变化趋势有所区别，但顶推过程中，支架的最大沉降值仅为5.67 mm，能够满足变形控制要求，表明本工程所用顶推方法取得了较好的效果，可为类似工程提供参考。

3.6 因素敏感性分析及稳定性控制措施

3.6.1 因素敏感性分析

根据前文研究结果可知，曲线匝道桥钢箱梁顶推施工过程中，可能会出现轴线偏移、支点脱空、顶推不同步等风险因素。为分析3种因素的敏感程度，本文选用修正摩尔斯筛选法分析参数的敏感性^［21］，计算公式见式（2）：

F_{\mathrm{S}\mathrm{N}}=\frac{\mathrm{1}}{n}{\displaystyle \sum _{i=\mathrm{0}}^{n-\mathrm{1}}}\left[\frac{\left(Y_{i+\mathrm{1}}-Y_i\right)/Y_{\mathrm{0}}}{\left(P_{i+\mathrm{1}}-P_i\right)/\mathrm{100}}\right]（2）

式中：F_SN为敏感度因子；Y_i和Y_{i+\mathrm{1}}为分次计算值；Y_{\mathrm{0}}为初始值；P_i和P_{i+\mathrm{1}}为相对变化率；n为计算次数。

根据敏感度因子的大小，将参数敏感性分为4类，如表4所示。

将上述分析中不同工况下的匝道梁抗倾覆稳定性系数代入式（2），计算结果如图13所示。

由图13可知：参数敏感度顺序为：支点脱空>轴线偏移>顶推不同步，对比表4敏感性分类标准可知，3种参数均为敏感参数，且支点脱空参数敏感度因子最大。

敏感性分析表明，支点脱空是三类因素中对结构稳定性威胁最为显著的敏感参数。为确保施工安全，避免因支点脱空引发的失稳风险，需要引入施工全过程监控预警体系。在内弧及外弧侧敏感区域的临时支墩上，安装高精度压力传感器或电阻应变片，对每个支点的实时反力进行连续量测。设定反力偏差超过±15%预警、超过±30%报警的阈值，顶推过程中一旦触发报警，立即调整支撑的布置。同时，需要严格调控滑导梁的顶面标高，每次顶推循环之前，对滑导梁顶部标高进行复测，确保各支点间的高程误差不大于±2 mm，避免不均匀沉降引发脱空。

3.6.2 稳定性控制措施

（1） 对结构抗扭与反力均衡优化：在导梁根部增设2道16 mm厚抗扭横隔板（间距 1.5 m），将导梁工字形截面优化为“工字形+两侧100 mm宽翼缘”的抗扭截面，使扭转刚度提升35%；同时在工况2施工前，将内弧侧临时支座垫板更换为弹性模量为2.1×10⁵ MPa的不锈钢垫板（原垫板弹性模量为1.8×10⁵ MPa），使内弧侧支座刚度提高20%，反力不均衡系数控制在1.2以内。

（2） 实时监测预警：在导梁上3个位置（根部、中部、前端）安装扭转角传感器（T1、T2、T3，精度0.01°，图2），设定预警阈值：扭转角大于0.8°预警、大于1.2°停机；在边支点内外弧侧安装压力传感器（精度0.1 kN），当反力不均衡系数大于1.3时，启动内弧侧微调千斤顶（额定推力300 kN）补偿受力，避免反力持续失衡。

（3） 轴线偏移动态纠偏机制：在梁体轴线位置安装测位点，顶推施工过程中进行全程监控，将轴线偏移控制在5 cm的临界阈值范围内。当出现偏移量过大的趋势时，调整导向装置，并采用纠偏千斤顶进行微调，避免偏移量过大导致结构的失稳破坏。同时，结合支反力监控系统，当发现支反力异常时，立即核查并进行调整，防止轴线偏移与支点脱空不利工况的耦合。

4 结论

针对曲线匝道钢箱梁桥后顶式顶推施工过程，凭借现场监测和有限元建模的研究手段，遵循“验证‒预警‒控制”的研究路径，对匝道桥顶推系统开展受力特性和稳定性研究，得到以下结论：

（1） 顶推过程中的导梁处于最大悬臂状态时（工况2），是整个体系中应力、变形及扭转效应最显著的阶段，是施工监控的最危险工况：此时导梁根部最大应力88.08 MPa（含21%扭转叠加应力），最大扭转角1.02°，边支点内外弧侧支反力不均衡系数1.55，内弧侧边支点脱空风险较均衡工况提升40%。因此，导梁根部应力、悬臂端扭转角及边支点反力不均衡系数需分别控制在85 MPa、1.0°、1.2以内，需重点加强抗扭设计与反力调控。

（2） 在导梁最大悬臂状态（工况2）时，应力峰值出现在③号墩前方的立柱上，此处需确保支撑牢固，避免应力集中；当梁体尾部抵达设计桥位时（工况4），变形峰值出现在④号桥墩处支架的横梁中部，该处需加强刚度并监控其竖向位移。

（3） 各风险因素对稳定性影响程度由高到低依次为：支点脱空>轴线偏移>顶推不同步。其中支点脱空是最不利、最敏感的因素，特别是边支点脱空比中支点脱空影响更显著，对稳定性威胁最大，应作为施工监测的首要控制对象。

（4） 匝道桥顶推系统的整体稳定性系数与轴线偏移量呈负相关。当偏移量增加至20 cm时，稳定系数降至3.6，逼近容许临界值。

（5） 顶推不同步会产生附加扭矩，稳定性系数随不同步率增加而单调下降。建议将顶推不同步率控制在5%以内，以维持足够的稳定性和安全储备。

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基金资助

国家自然科学基金资助项目(51478049)

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