張 歡 辛子亨 馬海英

（1.中鐵四局集團(tuán)市政工程有限公司，合肥 230022；2.同濟(jì)大學(xué)土木學(xué)院，上海 200092；3.同濟(jì)大學(xué)土木學(xué)院，上海 200092）

0 引言

鋼箱梁的施工方法對(duì)鋼箱梁的局部和整體受力，都會(huì)產(chǎn)生影響。蘇慶田等［1］利用有限元程序建立寬箱組合梁的板殼和實(shí)體模型，模擬鋼梁頂推施工到成橋全過(guò)程的受力。閆宗山等［2］研究比選了頂推施工等不同的鋼箱梁的施工方案。另外，拖拉法也是橋梁施工中常用的一種方法，具有經(jīng)濟(jì)、快速的優(yōu)點(diǎn)。徐文平等［3］簡(jiǎn)述了拖拉法在鋼橋施工中的主要技術(shù)及步驟。孫亞剛等［4］對(duì)大跨度鋼箱梁整體拖拉施工、落梁施工進(jìn)行技術(shù)研究總結(jié)，提出一種新穎的鋼箱梁安裝方法。謝道平等［5］介紹了懸索橋鋼箱梁的頂推施工方法，能有效減少鋼箱梁安裝施工的不利影響。夏學(xué)軍等［6］針對(duì)鋼箱梁遠(yuǎn)距離頂推線形控制需求，合理設(shè)置鋼箱梁節(jié)段拼裝、頂推以及合龍全過(guò)程的三向調(diào)整裝置。李濤［7］著重對(duì)寬幅鋼箱梁頂推施工技術(shù)的控制措施進(jìn)行分析。于磊［8］研究鋼箱梁采用液壓千斤頂整體雙點(diǎn)同步滑移頂推法以完成鋼箱梁安裝。朱宇等［9］通過(guò)理論計(jì)算分析寬幅鋼箱梁頂推時(shí)內(nèi)力狀況的控制因素，從而對(duì)頂推方案進(jìn)行比選優(yōu)化。

本文通過(guò)對(duì)采用滑道梁拖拉施工與步履式頂推施工方法的鋼箱梁受力狀態(tài)進(jìn)行研究比較，重點(diǎn)分析鋼箱梁縱向拼接施工方案，為分塊寬幅鋼箱梁的施工工藝提供參考。

1 橋梁概況

阜陽(yáng)穎柳路泉河橋主橋?yàn)殇撓渲髁旱莫?dú)塔雙跨自錨式懸索橋，為我國(guó)首座無(wú)上塔柱橫梁獨(dú)塔自錨式懸索橋。主橋全長(zhǎng)241 m，通航孔由主橋115 m的主跨跨越；主梁寬度達(dá)到了43.5 m（圖1），主橋的上部結(jié)構(gòu)主要采用鋼結(jié)構(gòu)，鋼結(jié)構(gòu)的加工、制作、運(yùn)輸和安裝難度大，其質(zhì)量控制直接關(guān)系到整座橋梁的安全。

圖1 主橋鋼箱梁斷面圖Fig.1 Cross-sectional view of steel box girder of main bridge

2 滑道梁拖拉施工與步履式頂推施工方案對(duì)比

2.1 滑道梁拖拉施工

滑道梁拖拉施工即依靠臨時(shí)支墩架設(shè)滑道梁，鋼箱梁節(jié)段下設(shè)滑塊，自重由滑道梁承擔(dān)，并依靠千斤頂拽拉牽引鋼絞線，克服滑塊與滑道梁之間摩擦而達(dá)到梁體向前行進(jìn)目的的施工方法。施工方案及流程如下文所述。

滑道梁拖拉施工一般可分為支墩及支架布設(shè)、滑道梁架設(shè)、鋼梁拼裝、梁段拖拉就位、成橋焊接、體系轉(zhuǎn)換等多個(gè)工序?；诟逢?yáng)穎柳路泉河橋項(xiàng)目，若采用滑道梁拖拉施工安裝鋼箱梁，選取穿心式連續(xù)千斤頂+滑移小車+滑道梁的體系，后錨點(diǎn)設(shè)置在鋼箱梁底板處，連續(xù)千斤頂設(shè)置在滑道梁上。

根據(jù)主橋鋼箱梁縱向分段情況：最重節(jié)段為7#節(jié)段，長(zhǎng)度為18.4 m，寬度為43.5 m，重量為360 t，即節(jié)段滑移最大拖拉重量360 t。

鋼箱梁節(jié)段在拼裝平臺(tái)上焊接完成檢測(cè)合格后，采用4臺(tái)150 t液壓千斤頂同步頂升，千斤頂設(shè)置在滑道梁上，將鋼箱梁頂升一定高度后落于滑移承重小車上，撤除豎向千斤頂，拆除臨時(shí)拼裝胎架，準(zhǔn)備進(jìn)行拖拉。

鋼箱梁拖拉體系采用“穿心式連續(xù)千斤頂＋鋼絞線”，液壓泵站集中控制，水平連續(xù)千斤頂反力支座設(shè)置在滑道梁上。主橋鋼箱梁1-8號(hào)鋼箱梁節(jié)段采取先塊體后斷面的方法在北岸拼裝支架上組裝，完成后逐節(jié)滑移至南岸與鋼混段處鋼箱梁焊接；9-11號(hào)鋼箱梁節(jié)段采用臨時(shí)支架原位拼裝，其中11號(hào)梁段為合龍段（梁段布置如下，1號(hào)節(jié)段位于南岸，11號(hào)節(jié)段位于北岸）。

2.2 步履式頂推施工

步履式頂推施工，即在每個(gè)墩頂布設(shè)步履式頂推設(shè)備，通過(guò)豎向千斤頂將主梁頂升，再由水平千斤頂帶動(dòng)主梁前進(jìn)，達(dá)到量程后豎向千斤頂復(fù)位，主梁落于墩頂臨時(shí)支撐，水平千斤頂復(fù)位，以此重復(fù)頂升-前進(jìn)-臨時(shí)支撐-復(fù)位的過(guò)程，主梁將以相應(yīng)步長(zhǎng)前進(jìn)至設(shè)計(jì)位置。施工方案及流程如下所述。

根據(jù)設(shè)計(jì)就鋼箱梁進(jìn)行分塊，分成若干節(jié)段和頂板單元，制作加工完成運(yùn)輸至現(xiàn)場(chǎng)；在7#、8#墩（橋墩位置見圖2）設(shè)置拼裝區(qū)域，采用步履式多點(diǎn)頂推法施工，以減小臨時(shí)墩承受的水平荷載，提高梁體縱移的平穩(wěn)性和精確度。

圖2 鋼箱梁節(jié)段及橋墩編號(hào)Fig.2 Steel box girder segment and pier number

采用整體多點(diǎn)頂推方式，頂推施工時(shí)在每個(gè)臨時(shí)墩上布置1套頂推裝置進(jìn)行頂推，縱向頂推行程在600～1 000 mm。考慮到頂推過(guò)程中的底板局部受力需要，梁段增設(shè)支點(diǎn)橫向加勁，0.7～0.8 m一道間隔布置。鋼箱梁分兩階段頂推，第一階段頂推包括1#-4#節(jié)段在內(nèi)的65.8 m鋼箱梁，導(dǎo)梁25 m；第二階段待留出足夠拼裝空間后，安裝后續(xù)5#-7#節(jié)段鋼箱梁，并繼續(xù)頂推1#-7#共116.2 m鋼箱梁至設(shè)定位置；北岸8#-11#節(jié)段采用原位支架拼裝。（梁節(jié)段如圖2中所述）由于頂推過(guò)程中梁體需經(jīng)過(guò)主墩位置，考慮空間位置上的限制，鋼箱梁節(jié)段在過(guò)主墩前僅拼裝K1，K2及ZHL部分，頂推過(guò)主墩后到達(dá)二次拼裝區(qū)域，對(duì)應(yīng)節(jié)段繼續(xù)組拼包括K3及挑臂單元的加寬部分（分塊部分見圖3）。

圖3 各分塊斷面圖Fig.3 The profile of each block

3 有限元分析

3.1 滑道梁拖拉施工的有限元建模分析

滑道梁拖拉施工過(guò)程中，單位節(jié)段鋼箱梁可簡(jiǎn)化為支撐于四個(gè)滑移小車上的簡(jiǎn)支體系，并作用啟動(dòng)荷載于牽引鋼絞線所在位置，由此可進(jìn)行拖拉過(guò)程中鋼箱梁應(yīng)力分析。

在ABAQUS中用殼單元分別建立箱體及加勁肋、橫隔板及其加勁肋等各板件。在Assembly模塊下進(jìn)行裝配，使用布爾運(yùn)算以合并為一個(gè)整體，并對(duì)各截面信息進(jìn)行重新分配。采用實(shí)體單元模擬臨時(shí)吊點(diǎn)，桁架單元模擬臨時(shí)支撐，其與鋼箱梁主體的連接均使用Tie約束，建立如圖4所示標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段C-C的有限元模型；模型在X方向（橫橋向）的尺寸為43.5 m，Y方向（縱橋向）的尺寸為16 m，中心梁高2.75 m。

圖4 C-C節(jié)段有限元模型Fig.4 C-C Segment finite element model

由整體Mises應(yīng)力云圖，C-C節(jié)段在拖拉過(guò)程中的最大折算應(yīng)力為223.3 MPa，圖中梁體大部深藍(lán)色代表其應(yīng)力水平在50 MPa以內(nèi)，箱室內(nèi)橫隔板局部應(yīng)力達(dá)到100 MPa，考慮最大應(yīng)力223.3 MPa可能由于應(yīng)力集中引起，可對(duì)各板件進(jìn)行拆分予以求證。

如圖5所示，頂板中最大應(yīng)力22.26 MPa，應(yīng)力水平滿足要求，應(yīng)力分布證明節(jié)段受力以橫橋向受彎為主，近橋梁中心線位置應(yīng)力水平較高；而在另一方向上也有以兩外側(cè)橫隔板為邊界條件縱橋向受彎的體現(xiàn)。底板中最大應(yīng)力181.6 MPa，位于底板與簡(jiǎn)化后的支座接觸位置，臨近支座處應(yīng)力水平在100 MPa左右，考慮由應(yīng)力集中引起，板內(nèi)大部應(yīng)力均在50 MPa以內(nèi)。

圖5 應(yīng)力云圖：（a）C-C節(jié)段頂板Mises應(yīng)力；（b）C-C節(jié)段底板Mises應(yīng)力（單位：Pa）Fig.5 C-C segment top plate Mises stress；C-C Segment Botttom plate Mises stress

如圖6所示，腹板最大應(yīng)力26.61 MPa，出現(xiàn)在近簡(jiǎn)化后固定支座位置的斜腹板上，腹板中平均應(yīng)力水平較低，符合主要為橫橋向受力的表現(xiàn)。橫隔板中出現(xiàn)了C-C節(jié)段整體最大應(yīng)力223.3 MPa，可見其中兩片橫隔板上應(yīng)力水平明顯較高，該橫隔板即為滑移小車所在位置對(duì)應(yīng)的橫隔板。對(duì)該最大應(yīng)力所在位置局部放大，附近區(qū)域應(yīng)力水平為111.7 MPa左右，該最大應(yīng)力數(shù)值確由應(yīng)力集中引起。實(shí)際鋼箱梁中橫隔板為搭接式構(gòu)造，局部進(jìn)行加強(qiáng)，可改善部分應(yīng)力集中的狀況，有利于鋼材性能的發(fā)揮。對(duì)于主梁加勁肋，其最大應(yīng)力值105.4 MPa，大部應(yīng)力水平在50 MPa以內(nèi)，應(yīng)力峰值出現(xiàn)在頂板加勁肋與橫隔板接觸位置，屬于應(yīng)力集中。

圖6 應(yīng)力云圖Fig.6 Mises stress nephogram

3.2 步履式頂推施工的有限元建模分析

在ABAQUS中分別建立七個(gè)節(jié)段模型，以及其各自對(duì)應(yīng)過(guò)主墩前未加寬的節(jié)段模型，賦予截面屬性之后，通過(guò)Tie連接成為整體。為簡(jiǎn)化導(dǎo)梁間橫向連接，在模型中僅考慮橫向連接系的重力作用，以集中力的形式施加到導(dǎo)梁對(duì)應(yīng)位置。

考慮四種施工狀況（表1），根據(jù)不同施工狀況各節(jié)段間相互關(guān)系建立計(jì)算模型，以墩頂頂推裝置墊梁為簡(jiǎn)化支座，將頂推梁體視為一系列多跨連續(xù)梁進(jìn)行分析。

施工工況（1）和（2）的應(yīng)力計(jì)算和分析如下。

3.2.1 1#-4#節(jié)段頂推初始位置

圖7和圖8是該施工工況頂推梁體整體和局部板件的Mises應(yīng)力分布云圖。

如圖7所示，頂推梁體整體最大應(yīng)力數(shù)值416.0 MPa，由后支點(diǎn)斜腹板上U肋應(yīng)力集中引起。斜腹板最大應(yīng)力值398.1 MPa，已經(jīng)超出其屈服強(qiáng)度。頂板最大應(yīng)力88.39 MPa，出現(xiàn)在后支點(diǎn)上方，其余大部應(yīng)力水平在60 MPa以內(nèi)。

圖7 應(yīng)力云圖Fig.7 Mises stress nephogram

如圖8所示，底板最大應(yīng)力出現(xiàn)在后支點(diǎn)附近，數(shù)值達(dá)到301.5 MPa；腹板最大應(yīng)力出現(xiàn)在后支點(diǎn)附近斜腹板上，數(shù)值達(dá)到398.1 MPa，超出屈服強(qiáng)度。后支點(diǎn)附近橫隔板應(yīng)力相對(duì)其他位置較高，最大值111.5 MPa。梁體在末端位置達(dá)到最大撓度120.5 mm，呈現(xiàn)明顯的懸臂大變形狀態(tài)。

圖8 應(yīng)力云圖Fig.8 Mises stress nephogram

3.2.2 1#-4#節(jié)段30 m跨梁尾最大懸臂狀態(tài)

該狀況下頂推梁體為1#-4#節(jié)段，最大應(yīng)力值406.1 MPa已經(jīng)達(dá)到屈服，出現(xiàn)在后支點(diǎn)處斜腹板位置。底板最大應(yīng)力309.7 MPa，后支點(diǎn)附近的應(yīng)力數(shù)值均較大（200 MPa以上），局部已屈服。腹板應(yīng)力最大值406.1 MPa，為梁體內(nèi)最大應(yīng)力，出現(xiàn)在后支點(diǎn)上方斜腹板處，附近應(yīng)力水平均較高。橫隔板應(yīng)力最大值171.1 MPa，出現(xiàn)在后支點(diǎn)附近橫隔板局部。而且梁體處于較大懸臂狀態(tài)，撓度最大值出現(xiàn)在梁體30 m跨懸臂末端，數(shù)值130.7 mm。

圖9 1#-4#節(jié)段30 m跨梁尾最大懸臂狀態(tài)Fig.9 Maximum cantilever state of 30 m span beam tail in segment 1#-4#

表1總結(jié)了四種不利狀態(tài)下的應(yīng)力結(jié)果，對(duì)1#-7#節(jié)段37 m跨最大懸臂狀態(tài)，底板在與導(dǎo)梁連接部分應(yīng)力值較高，最大應(yīng)力247.3 MPa；對(duì)1#-7#節(jié)段36 m跨最大正彎矩可能位置，腹板最大應(yīng)力218.2 MPa，為梁體最大應(yīng)力，出現(xiàn)在37 m跨左側(cè)支座附近斜腹板上。

表1 四種不利工況下的應(yīng)力結(jié)果Table 1

4 施工方案關(guān)鍵問題分析

4.1 步履式頂推施工臨時(shí)加勁補(bǔ)強(qiáng)方案的分析

前述步履式頂推施工方案中，為減小頂推過(guò)程中支點(diǎn)位置局部應(yīng)力而設(shè)置的支點(diǎn)臨時(shí)加勁肋，按0.7～0.8 m間距布置。由計(jì)算結(jié)果可看出，此狀況下支點(diǎn)位置局部應(yīng)力依舊超出屈服極限，不滿足施工需求。但是步履式頂推施工在成橋線形控制方面，相較滑道梁拖拉施工有著很大優(yōu)勢(shì)，考慮到在后續(xù)線形控制方面的成本，試圖尋找合理的施工補(bǔ)強(qiáng)方案，使步履式頂推施工具有可行性，進(jìn)而綜合考量?jī)煞N方案的優(yōu)缺點(diǎn)。

4.1.1 加密支點(diǎn)橫橋向臨時(shí)加勁的方案

考慮施工空間的限制，將支點(diǎn)臨時(shí)加勁肋加密至0.2～0.3 m間距布置，取1#-4#節(jié)段梁尾30 m最大懸臂狀態(tài)進(jìn)行計(jì)算（圖10）。

圖10 整體應(yīng)力分布及最大應(yīng)力示意Fig.10 Diagram of overall stress distribution and maximum stress

該狀況下頂推梁體為1#-4#節(jié)段，依舊超過(guò)屈服極限，出現(xiàn)在后支點(diǎn)處斜腹板位置。頂板最大應(yīng)力83.11 MPa；底板最大應(yīng)力326.3 MPa，局部已屈服。腹板應(yīng)力最大值377.0 MPa，為梁體內(nèi)最大應(yīng)力，最大值出現(xiàn)在后支點(diǎn)上方斜腹板處，附近應(yīng)力水平均較高。橫隔板應(yīng)力最大值105.0 MPa，出現(xiàn)在后支點(diǎn)附近橫隔板局部。梁體均處于較大懸臂狀態(tài)，撓度最大值出現(xiàn)在梁體30 m跨懸臂末端，數(shù)值132.7 mm。以上結(jié)果顯示，單純對(duì)支點(diǎn)橫橋向臨時(shí)加勁進(jìn)行加密后，該頂推方案依舊無(wú)法滿足施工要求。

4.1.2 增加縱橋向臨時(shí)加勁的方案

在前述密布支點(diǎn)橫向加勁的方案基礎(chǔ)上，額外添加沿橋縱向的加勁體系。縱向加勁為橫向尺寸0.03 m×1.0 m的板件，材料與鋼梁材料一致。加勁板布置在鋼梁內(nèi)側(cè)斜腹板與底板連接處，加勁板與鋼梁底板的夾角取為60°。依舊取前述梁尾30 m最大懸臂狀態(tài)進(jìn)行計(jì)算（圖11）。

圖11 橫向加勁和縱向加勁示意圖Fig.11 Diagram of transverse and

相同工況下鋼梁整體應(yīng)力分布并無(wú)太大變化，但增加縱向加勁后梁體的抗彎能力提升明顯，最大應(yīng)力值257.5 MPa出現(xiàn)在后支點(diǎn)處斜腹板位置，已經(jīng)可以滿足施工所需。梁體處于較大懸臂狀態(tài)（圖中變形比例為放大十倍后），撓度最大值出現(xiàn)在30 m跨懸臂末端，數(shù)值122.0 mm超出《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D64—2015）規(guī)定的l/300，考慮該懸臂狀態(tài)僅為施工中的瞬態(tài)，并非成橋狀態(tài)，可以適當(dāng)放寬其需求。

圖12 最大應(yīng)力示意圖Fig.12 Maximum stress diagram

進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)后，方案理論上可行，但需布置大量的橫向與縱向加勁，即便不考慮為保證縱向加勁板穩(wěn)定而設(shè)置的額外加強(qiáng)措施，其增加的用鋼量也已達(dá)到90多噸；此外，補(bǔ)強(qiáng)方案將帶來(lái)巨大的現(xiàn)場(chǎng)焊接工作量，其施工難度與施工成本都是難以接受的。

4.2 滑道梁拖拉施工鋼箱梁不均勻頂升的分析

鋼箱梁節(jié)段為縱橫向受力都比較顯著的薄壁板殼結(jié)構(gòu)，整個(gè)薄板結(jié)構(gòu)在頂升拖拉施工過(guò)程中存在四點(diǎn)支撐受力的情況，此受力狀態(tài)與鋼箱梁成橋受力狀態(tài)不一致，需進(jìn)行結(jié)構(gòu)受力驗(yàn)算以確保其施工安全性。

由于支架沉降以及滑道梁的變形，頂升拖拉過(guò)程中支撐鋼箱梁節(jié)段的四個(gè)點(diǎn)很難保持在一個(gè)水平面上，鋼箱梁節(jié)段存在不均勻頂升狀態(tài)，該種情況下鋼箱梁的受力比理想狀態(tài)下要大，因此需要對(duì)鋼箱梁的不均勻頂升狀態(tài)進(jìn)行敏感性分析。

為了分析結(jié)構(gòu)在拖拉過(guò)程中的受力性能，選取總長(zhǎng)16 m梁段進(jìn)行建模計(jì)算，計(jì)算模型中各板件的尺寸均與結(jié)構(gòu)的實(shí)際尺寸保持一致。

考慮到梁段的對(duì)稱性，以及各工況支撐位置和支撐面積，選取支撐面積最小、受力最不利的同步頂升4臺(tái)豎向千斤頂?shù)墓r進(jìn)行驗(yàn)算，在鋼箱梁前端頭第二道橫隔板、后端頭第一道橫隔板與外側(cè)腹板交點(diǎn)處安裝四個(gè)千斤頂（頂升位置如下圖）；并在該工況下考慮四個(gè)支撐位置不均勻頂升對(duì)鋼箱梁段受力及變形的影響。支點(diǎn)約束采用0.5 m×0.5 m的面約束，頂升時(shí)計(jì)算考慮1.2倍的沖擊系數(shù)，計(jì)算采用ANSYS進(jìn)行空間實(shí)體有限元分析。

圖13 頂升位置示意圖Fig.13 Illustration of lifting position

4.2.1 四點(diǎn)均勻頂升

如圖14（a）所示，在該工況下主梁的總體最大豎向變形值為9 mm，最大應(yīng)力出現(xiàn)在支點(diǎn)附近，總體應(yīng)力均在100 MPa以內(nèi)，但是在支點(diǎn)區(qū)域的局部應(yīng)力集中超過(guò)100 MPa，最大應(yīng)力達(dá)到156 MPa。鋼梁支點(diǎn)局部橫隔板、U肋、底板相交位置的應(yīng)力達(dá)到156 MPa。

4.2.2 一點(diǎn)不均勻頂升計(jì)算

該工況為梁段在四個(gè)千斤頂?shù)捻斏^(guò)程中有一點(diǎn)頂升不到位，分別計(jì)算高差為3 cm、4 cm的兩種情況，其余三點(diǎn)頂升到預(yù)定位置。如圖14（b）所示，在該種工況下，主梁最大豎向變形值為42.2 mm（包含該支點(diǎn)處的30 mm支座沉降）、56.7 mm（包含該支點(diǎn)處的40 mm支座沉降）。

圖14 豎向變形圖Fig.14 Vertical deformation of the structure

主梁的最大應(yīng)力出現(xiàn)在支點(diǎn)附近，總體應(yīng)力均在100 MPa以內(nèi)，但是在支點(diǎn)區(qū)域的局部應(yīng)力集中超過(guò)200 MPa、300 MPa，最大應(yīng)力達(dá)到284 MPa、364 MPa，頂升達(dá)到4 cm時(shí)，局部應(yīng)力已超過(guò)鋼材的屈服強(qiáng)度345 MPa。

4.2.3 兩排支撐點(diǎn)不均勻頂升計(jì)算

該工況為梁段在四個(gè)千斤頂?shù)捻斏^(guò)程或者鋼箱梁在滑道梁上的拖拉過(guò)程中，上游兩個(gè)支撐點(diǎn)的高程比下游兩個(gè)支撐點(diǎn)的高程低，分別計(jì)算高程差為4 cm、5 cm的兩種情況。在該工況下主梁的最大豎向變形值分別為44.8 mm（包含上游側(cè)一排支撐點(diǎn)的40 mm支座沉降）、57 mm（包含上游側(cè)一排支撐點(diǎn)的50 mm支座沉降）。計(jì)算情況如圖15所示。主梁的最大應(yīng)力出現(xiàn)在支點(diǎn)附近，總體應(yīng)力均在100 MPa以內(nèi)，但是在支點(diǎn)區(qū)域的局部應(yīng)力集中分別超過(guò)200 MPa、300 MPa，最大應(yīng)力達(dá)到284 MPa、346 MPa；頂升達(dá)到4 cm時(shí)，局部應(yīng)力已超過(guò)鋼材的屈服強(qiáng)度345 MPa。鋼梁支點(diǎn)局部橫隔板的應(yīng)力達(dá)到313 MPa、346 MPa。

圖15 變形圖Fig.15 Deformation nephogram

由于千斤頂施力不同步，可能會(huì)出現(xiàn)某一墩頂支反力過(guò)大，從而造成局部應(yīng)力超過(guò)鋼材的屈服強(qiáng)度。在鋼梁梁段頂升時(shí)，必須同步頂升4臺(tái)豎向千斤頂?？紤]頂升過(guò)程中荷載1.2倍的沖擊系數(shù)，4臺(tái)千斤頂間的不均勻頂升高程差值不應(yīng)超過(guò)3 cm；如頂升時(shí)對(duì)鋼梁的沖擊不大，4臺(tái)千斤頂間的不均勻高程差值最大可增至4 cm。

在鋼箱梁頂升及拖拉施工過(guò)程中，應(yīng)全過(guò)程監(jiān)測(cè)鋼箱梁的三維坐標(biāo)，嚴(yán)格控制鋼箱梁的高程偏差在預(yù)警值4 cm以內(nèi)。如接近預(yù)警值則立即停止施工，觀察導(dǎo)致鋼箱梁高程偏差多大的原因并及時(shí)糾正，保證鋼箱梁在拼裝全過(guò)程的受力安全。

5 方案比選

對(duì)于滑道梁拖拉施工，鋼梁在整個(gè)拖拉過(guò)程中的受力相對(duì)簡(jiǎn)單，應(yīng)力水平較低，分段拖拉也不需要大噸位的千斤頂設(shè)備；但拖拉結(jié)束后鋼箱梁的成橋線形，需要在施工中不斷比對(duì)理論計(jì)算的結(jié)果而進(jìn)行調(diào)整，這是滑道梁拖拉施工的一大難點(diǎn)，此外滑道梁需預(yù)先架設(shè)，對(duì)預(yù)拱度的設(shè)置也同樣與鋼梁線形相關(guān)，需要額外的成本投入。

而步履式頂推施工的施工控制相對(duì)簡(jiǎn)單，除兩者都存在的橫向糾偏問題之外，頂推落架即為所需的鋼梁線形，預(yù)拱度已在施工設(shè)計(jì)中完成；而且頂推施工不需要預(yù)先架設(shè)滑道梁，箱梁節(jié)段之間的連接在拼裝臺(tái)座上完成，施工難度低，質(zhì)量與可靠性更高。但是步履式頂推工法也有著顯而易見的缺陷：鋼梁各截面需經(jīng)歷正負(fù)彎矩的變化，其應(yīng)力水平遠(yuǎn)高于滑道梁拖拉施工下的箱梁節(jié)段；各墩頂均需配置一套頂推設(shè)備，結(jié)構(gòu)相對(duì)復(fù)雜；該方案中25 m導(dǎo)梁設(shè)置在鋼梁行進(jìn)前端以適應(yīng)36 m的最大跨徑，但由于實(shí)際梁體并非連續(xù)頂推，梁尾將出現(xiàn)30 m懸臂的最不利狀況，導(dǎo)梁的設(shè)置未能起到很好的作用；進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)后，方案理論上可行，但增減了施工難度，并且增加鋼材用量超過(guò)90噸，極大地增加了施工成本。因此，在泉河橋項(xiàng)目中，鋼箱梁施工最終選擇了滑道梁拖拉工法，以獲得滿意的成橋線形。

6 結(jié)論

對(duì)于本工程超寬鋼箱梁橋這一施工難點(diǎn)，對(duì)滑道梁拖拉施工與步履式頂推施工分別建立有限元模型，分析不同施工工況下鋼箱梁節(jié)段的受力狀態(tài)。最終步履式頂推施工在布置支點(diǎn)臨時(shí)加勁肋之后，依舊無(wú)法滿足施工需求，雖然滑道梁拖拉施工在拖拉線形控制問題上會(huì)有較多的反復(fù)，但綜合成本及受力方面考慮，最終選擇滑道梁拖拉施工工法。

本工程中的超寬扁平鋼箱梁，由于吊裝機(jī)械噸位及現(xiàn)場(chǎng)施工條件等因素的限制，易受到不均勻力的影響，尤其是起、落架施工過(guò)程中的豎向力（例如：落梁過(guò)程中，由于千斤頂施力不同步，可能會(huì)出現(xiàn)某一墩頂支反力過(guò)大，致使鋼箱梁局部屈曲等現(xiàn)象）。通過(guò)對(duì)起、落架過(guò)程中的節(jié)段進(jìn)行最不利狀態(tài)下的不均勻受力敏感性分析，得到鋼箱梁節(jié)段的高程偏差預(yù)警值，即需嚴(yán)格控制鋼箱梁的高程偏差在預(yù)警值4 cm以內(nèi)，確保鋼箱梁節(jié)段在頂升及拖拉過(guò)程中的受力安全。