張 政， 李 偉，朱金龍，黃志巍

(1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082；2.上海城建市政工程(集團(tuán))有限公司，上海 200333)

0 引言

鋼箱梁頂推施工將鋼結(jié)構(gòu)輕質(zhì)高強(qiáng)的力學(xué)特性[1]與頂推施工短周期、自動(dòng)化的工藝優(yōu)勢(shì)充分結(jié)合，越來(lái)越多地運(yùn)用在大跨徑或特殊情形的橋梁建設(shè)中。隨著頂推設(shè)備的不斷創(chuàng)新，鋼箱梁采用步履式頂推工藝的應(yīng)用也越來(lái)越多。

但是，當(dāng)邊跨較長(zhǎng)時(shí)，頂推施工過(guò)程中容易發(fā)生支撐脫空。近年來(lái)，諸多學(xué)者對(duì)頂推施工關(guān)鍵技術(shù)與支撐脫空問(wèn)題開(kāi)展了大量研究。趙人達(dá)[2]等對(duì)步履式頂推施工技術(shù)的研究進(jìn)展進(jìn)行了跟蹤；謝祺[3]通過(guò)對(duì)比梁-殼-實(shí)-接觸混合有限元模型與系桿有限元模型頂推工藝下的計(jì)算結(jié)果，認(rèn)為頂推過(guò)程中梁體的安全控制主要以局部受力為主；羅澤輝[4]等研究了頂推過(guò)程中支座脫空對(duì)混凝土箱梁的局部應(yīng)力和位移的影響，并建議脫空時(shí)可用楔形結(jié)構(gòu)進(jìn)行填塞。

目前，針對(duì)頂推施工關(guān)鍵技術(shù)和支撐脫空影響的研究，成果已較為豐富，但針對(duì)頂推過(guò)程中支撐脫空且施工時(shí)設(shè)置墊塊導(dǎo)致實(shí)際受力與理論模式差異明顯的問(wèn)題，研究還相對(duì)欠缺；針對(duì)鋼箱梁頂推施工脫空問(wèn)題計(jì)算模式的探討也較少。

為此，本文結(jié)合跨京港澳高速段鋼箱梁頂推施工，建立有限元模型，對(duì)比分析實(shí)測(cè)與理論結(jié)果，指出鋼箱梁頂推施工中存在的問(wèn)題，提出了2種計(jì)算模式，并討論計(jì)算模式對(duì)鋼箱梁支撐脫空的適用性，以期為今后同類(lèi)工程提供有益的借鑒與指導(dǎo)。

1 依托工程概況

本依托工程為長(zhǎng)沙市湘府路跨京港澳高速鋼箱梁橋工程，跨徑布置為(58+72+48)m=178 m，雙箱單室鋼箱梁，梁高2.5 m。因施工不可影響京珠高速交通，故采用雙向整體步履式多點(diǎn)連續(xù)頂推法進(jìn)行施工，中跨跨中設(shè)置一個(gè)臨時(shí)墩，西幅橋(Pm216側(cè))設(shè)置10 m長(zhǎng)導(dǎo)梁，東幅橋(Pm221側(cè))未設(shè)置導(dǎo)梁。結(jié)構(gòu)布置和頂推示意如圖1～圖3所示。

圖1 跨京港澳高速鋼箱梁橋示意圖(單位：m)Figure 1 Schematic diagram of steel box girder bridge across Beijing-Hong Kong&Macau Expressway(Unit：m)

圖2 主梁橫斷面(單位：m)Figure 2 Cross-section of main girder(Unit：m)

圖3 臨時(shí)墩布置圖(單位：m)Figure 3 Layout of temporary pier(Unit：m)

典型步履式頂推施工包括5個(gè)步驟：安裝頂推裝置→頂升鋼梁→鋼梁前移→鋼梁下降至墊梁、力系轉(zhuǎn)換→水平千斤頂回行程，重復(fù)后4個(gè)步驟，就可以實(shí)現(xiàn)鋼箱梁的頂推。

從圖1～圖3可以看出，該橋上跨京港澳高速公路，受地形影響，頂推邊跨跨徑達(dá)到了40 m，明顯過(guò)長(zhǎng)，容易出現(xiàn)中間墩支撐脫空。為此，把握結(jié)構(gòu)在頂推過(guò)程中的受力，并完善理論計(jì)算模式和施工工藝，使理論與實(shí)際施工一致，顯得非常重要。

2 頂推施工監(jiān)測(cè)

2.1 監(jiān)測(cè)內(nèi)容

依托工程從東、西雙向同時(shí)進(jìn)行步履式頂推施工，本文以西幅橋?yàn)槔Ｔ谙淞喉斖七^(guò)程中，監(jiān)測(cè)內(nèi)容包括：變形、應(yīng)變與各墩墩頂千斤頂?shù)姆戳Υ笮?，測(cè)試頻率為一個(gè)步履式循環(huán)(30 cm)。綜合考慮頂推過(guò)程中箱梁內(nèi)力與變形極值的可能位置，測(cè)點(diǎn)布置如圖2和圖3所示：變形與應(yīng)變測(cè)試截面為縱橋向A～E(A截面不設(shè)置應(yīng)變測(cè)試)；橫橋向測(cè)點(diǎn)布置為高程D1、D2測(cè)點(diǎn)，應(yīng)變S1～S7測(cè)點(diǎn)；臨時(shí)墩反力可通過(guò)千斤頂讀數(shù)讀出。

2.2 有限元模型

西幅橋鋼箱梁全長(zhǎng)94.8 m，鋼導(dǎo)梁長(zhǎng)10 m，采用橋梁專(zhuān)用軟件建立結(jié)構(gòu)有限元模型，如圖4所示。

該有限元模型支承約束形式采取僅受壓支承，即在頂推過(guò)程中，若支承脫空，則反力為0。

圖4 有限元模型Figure 4 Element model

2.3 監(jiān)測(cè)結(jié)果

通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)，將一些典型的應(yīng)力、變形和豎向反力實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)結(jié)果列于圖5中，同時(shí)也給出了相應(yīng)的有限元分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

(a) 測(cè)點(diǎn)C-S1、C-S2應(yīng)力

(b) 截面A變形值

(c) 8#臨時(shí)墩豎向反力

2.4 監(jiān)測(cè)結(jié)果初步分析

由圖5可知：

在箱梁頂推至14.4 m前和頂推至21.3 m后，鋼箱主梁各個(gè)截面應(yīng)力、變形和墩頂反力實(shí)測(cè)值與理論均較為接近，考慮到施工過(guò)程中由于溫度、讀數(shù)等原因引起的誤差[5]，實(shí)測(cè)值與理論值吻合較好。

但在頂推14.4～21.3 m的過(guò)程中，主梁各個(gè)截面內(nèi)力和反力實(shí)測(cè)與理論值差距明顯加大：應(yīng)力最大差值為17.66 MPa，實(shí)測(cè)比理論大36.14%；變形最大差值為57 mm，實(shí)測(cè)比理論大62.55%；反力理論值為0，但實(shí)測(cè)值不為0，最大差值為1 925.7 kN。上述差異產(chǎn)生的原因是在此頂推期間，懸臂端過(guò)長(zhǎng)，導(dǎo)致8#臨時(shí)墩處支撐出現(xiàn)脫空。并且，實(shí)際施工時(shí)在脫空處墊了墊塊，以保證支座與梁底接觸。但鋼墊塊厚度的設(shè)置在施工中隨意性很大。這種情形很明顯導(dǎo)致理論與實(shí)際偏差很大，對(duì)施工安全產(chǎn)生不利影響。

由于長(zhǎng)邊跨的影響，支撐容易發(fā)生脫空[6]，某些情況難以解決：一方面，受到橋下公路交通運(yùn)營(yíng)的限制，無(wú)法增設(shè)臨時(shí)墩減小頂推跨徑；另一方面，導(dǎo)梁設(shè)置有長(zhǎng)度、剛度和重量要求[7]。因此，實(shí)際施工出現(xiàn)脫空時(shí)，通常會(huì)采取墊鋼塊的措施，以保證頂推的正常進(jìn)行。由此帶來(lái)的問(wèn)題就是(見(jiàn)圖5)：理論分析模式與實(shí)際受力狀態(tài)差別很大，理論結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果相差很大。為此，如何修正原有計(jì)算模式，模擬支撐脫空墊鋼塊的工況，并確定鋼墊塊厚度閾值，顯得尤為重要。

3 計(jì)算模式分析

針對(duì)長(zhǎng)邊跨鋼箱梁頂推施工時(shí)支撐脫空的現(xiàn)象，基于實(shí)測(cè)結(jié)果和頂推施工過(guò)程設(shè)置鋼墊塊的做法，本節(jié)提出了一種新的計(jì)算模式，來(lái)解決實(shí)際中遇到的這個(gè)問(wèn)題，以便更準(zhǔn)確地指導(dǎo)頂推施工。

3.1 兩種計(jì)算模式

3.1.1計(jì)算模式一

計(jì)算模式一：考慮脫空影響的常規(guī)計(jì)算模式(2.2節(jié))，認(rèn)為支撐脫空后就不考慮其作用。

3.1.2計(jì)算模式二

計(jì)算模式二：以施加“強(qiáng)制位移”[8]的思路模擬實(shí)際施工時(shí)墊鋼塊的工況；即在計(jì)算模式一的基礎(chǔ)上，在脫空節(jié)點(diǎn)處施加“強(qiáng)制位移”，導(dǎo)梁上墩后，撤去所有“強(qiáng)制位移”，直至頂推結(jié)束。

“強(qiáng)制位移”的大小可按照3.2節(jié)所述計(jì)算方法確定。本次“強(qiáng)制位移”大小依據(jù)實(shí)測(cè)墩頂反力和實(shí)際施工情況綜合確定，最大值40 mm；當(dāng)然這個(gè)“強(qiáng)制位移”也是根據(jù)頂推距離大小逐步施加的。

3.2 2種計(jì)算模式對(duì)比

將依托工程的應(yīng)力、變形、豎向反力實(shí)測(cè)值與2種計(jì)算模式下的理論值進(jìn)行對(duì)比分析，具體如下：

3.2.1應(yīng)力對(duì)比

為便于分析比較，根據(jù)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)特點(diǎn)，定義以下12個(gè)工況(見(jiàn)表1)。

表1 頂推工況Table 1 Working condition of incremental launching

下面針對(duì)截面C的應(yīng)力對(duì)2種計(jì)算模式進(jìn)行比較分析，理論分析和實(shí)測(cè)結(jié)果列于圖6和表2、表3中。

(a) C-S1、C-S2(b) C-S3、C-S7

(c) C-S4、C-S6(d) C-S5

表2 工況2.0～工況2.3點(diǎn)C-S1、C-S2應(yīng)力Table 2 C-S1 and C-S2 stress at Working condition 2.0～2.3

表3 工況2.0～工況2.3點(diǎn)C-S3、C-S7應(yīng)力Table 3 C-S3 and C-S7 stress at Working condition 2.0～2.3

從圖6和表2、表3的結(jié)果可知：

a.隨著頂推進(jìn)行，主梁應(yīng)力呈拉壓交替變化。實(shí)測(cè)值與2種模式下的應(yīng)力理論值變化趨勢(shì)相同。

b.從數(shù)值上講，工況1～工況4和工況9～工況12時(shí)，主梁各個(gè)截面應(yīng)力實(shí)測(cè)值與理論值差距較小，吻合較好；2種計(jì)算模式下的理論應(yīng)力值也相同。

c.工況5～工況8時(shí)，最大應(yīng)力值為-97.98 MPa，發(fā)生在工況8，即最大懸臂端時(shí)。從圖中也可以看出，主梁各個(gè)截面應(yīng)力實(shí)測(cè)值與模式一理論值相差較大，與模式二理論值相差較?。簩?shí)測(cè)值與模式一理論值最大差值為17.66 MPa，實(shí)測(cè)比理論大46.88%；相比較而言，實(shí)測(cè)值與模式二理論值最大差值為7.46 MPa，實(shí)測(cè)值比理論值大13.69%；且從表2、表3中也可以看出，各個(gè)工況下模式二應(yīng)力理論值與實(shí)測(cè)值吻合更好。分析其原因：由于到達(dá)工況5時(shí)，8#臨時(shí)墩處支撐脫空，實(shí)際施工時(shí)在脫空處墊了鋼墊塊，導(dǎo)致實(shí)測(cè)值與模式一理論值差距較大。而模式二通過(guò)施加“強(qiáng)制位移”模擬實(shí)際墊鋼塊的工況，與實(shí)際施工更加符合。

3.2.2變形對(duì)比

下面針對(duì)截面A～D的變形值對(duì)2種計(jì)算模式進(jìn)行對(duì)比分析，其理論分析和實(shí)測(cè)結(jié)果列于圖7和表4、表5中。

(a) A-D1、A-D2(b) B-D1、B-D2

(c) C-D1、C-D2(d) D-D1、D-D2

表4 工況2.0～工況2.3主梁截面A變形值Table 4 Cross-section A deformation value at working condition 2.0～2.3

表5 工況2.0～2.3主梁截面B變形值Table 5 Cross-section B deformation value at working condition 2.0～2.3

從圖7和表4、表5的結(jié)果可知：

a.隨著頂推的進(jìn)行，主梁變形呈下?lián)吓c上翹交替變化的狀態(tài)，且實(shí)測(cè)值與理論值變化趨勢(shì)相同。

b.從數(shù)值上看，工況1～工況4和工況5～工況8的頂推過(guò)程中，主梁各個(gè)截面變形實(shí)測(cè)值與理論值差距較小，吻合較好；2種模式下的理論值也相同。

c.工況9～工況12時(shí)，變形實(shí)測(cè)值與模式一理論值最大差值為57 mm，實(shí)測(cè)比理論大71.26%、差別較大；而變形實(shí)測(cè)值與模式二理論值最大差值為9 mm，實(shí)測(cè)值偏大14.29%、差距較小。原因是在工況5時(shí)，8#臨時(shí)墩處支撐脫空，實(shí)際施工時(shí)墊了鋼墊塊，而模式一的支座仍按脫空計(jì)算，模式二通過(guò)施加“強(qiáng)制位移”模擬實(shí)際施工時(shí)墊鋼塊的工況，這說(shuō)明頂推過(guò)程中鋼箱梁的受力狀態(tài)與模式二更接近。

3.2.3反力數(shù)據(jù)分析

西幅橋頂推共涉及7個(gè)臨時(shí)墩，本節(jié)主要就7#、8#和9#臨時(shí)墩的豎向反力實(shí)測(cè)值與2個(gè)計(jì)算模式的理論結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，見(jiàn)圖8、表6和表7。

(a) 9#墩 (b) 8#墩 (c) 7#墩

表6 工況2.0～工況2.38#墩反力對(duì)比Table 6 8# pier reaction comparison at working condition 2.0～2.3

表7 工況2.0～工況2.37#臨時(shí)墩反力對(duì)比Table 7 7# pier reaction comparison at working condition 2.0～2.3

從圖8和表6、表7中可知：

a.隨著頂推工況的進(jìn)行，各個(gè)臨時(shí)墩的反力也不斷發(fā)生變化，導(dǎo)梁上墩后，反力值也隨之發(fā)生突變，實(shí)測(cè)值與理論值變化趨勢(shì)相同。

b.從數(shù)值上看，工況1～工況4和工況9～工況12的頂推進(jìn)程中，實(shí)測(cè)值與理論值吻合較好，2種模式的墩頂反力理論值相同。

c.工況5～工況8時(shí)，墩頂反力實(shí)測(cè)值與模式一的理論值差距極大，最大達(dá)到了1 925.7 kN，模式一中8#臨時(shí)墩處反力為0，但實(shí)測(cè)值并不為0；同時(shí)，由于模式一中8#臨時(shí)墩反力為0，導(dǎo)致相鄰的7#、9#臨時(shí)墩反力突然增大，與實(shí)測(cè)值差別加大。工況5時(shí)，因?yàn)槟Ｊ揭恢校?#臨時(shí)墩處支撐脫空，反力為0；而實(shí)際施工時(shí)在脫空處墊了鋼墊塊，反力值較大，導(dǎo)致差距極大。但從圖8和表6、表7中可以看出，實(shí)測(cè)值與計(jì)算模式二吻合較好，最大差值僅為135.7 kN；這說(shuō)明模式二通過(guò)施加“強(qiáng)制位移”，可較好地模擬支撐脫空墊鋼塊的實(shí)際受力情形。

3.3 小結(jié)

綜上所述，綜合圖6～圖8和表2～表7的結(jié)果可以看出，當(dāng)鋼箱梁頂推至工況5～工況8時(shí)，臨時(shí)墩處支撐出現(xiàn)脫空，此時(shí)對(duì)主梁的應(yīng)力、變形與豎向反力產(chǎn)生很大的影響：豎向反力影響最大，變形次之，應(yīng)力影響較小；支撐脫空導(dǎo)致的實(shí)際受力與理論模式之間的差異，對(duì)于鋼箱梁頂推施工計(jì)算分析和施工安全都產(chǎn)生了不利的影響。

計(jì)算模式二通過(guò)施加“強(qiáng)制位移”的思路，很好地模擬了臨時(shí)墩脫空時(shí)墊鋼墊塊的工況，實(shí)測(cè)值與理論值吻合較好，相比計(jì)算模式一，計(jì)算模式二更適用于支撐脫空、墊鋼塊的情形。

4 “強(qiáng)制位移”閾值分析

合理的“強(qiáng)制位移”大小是計(jì)算模式二的關(guān)鍵：“強(qiáng)制位移”過(guò)小，主梁支座仍然脫空；“強(qiáng)制位移”過(guò)大，對(duì)臨時(shí)墩的反力、主梁的內(nèi)力和變形都將產(chǎn)生不利影響[9]。本節(jié)主要討論“強(qiáng)制位移”閾值的確定方法。

很顯然，針對(duì)長(zhǎng)邊跨鋼箱梁頂推，脫空現(xiàn)象發(fā)生在導(dǎo)梁尚未上墩前。為了便于分析，將鋼箱梁頂推進(jìn)程簡(jiǎn)化成連續(xù)梁模型[10]，如圖9所示。

圖9 脫空計(jì)算結(jié)構(gòu)示意圖Figure 9 Schematic diagram of void calculation structure

從圖上可以判斷，當(dāng)頂推邊跨跨徑l1明顯大于其余跨跨徑l，脫空常發(fā)生在中間支座n-1處。

4.1 “強(qiáng)制位移”閾值下限

“強(qiáng)制位移”閾值下限應(yīng)滿(mǎn)足所施加的“強(qiáng)制位移”大于等于該階段該支點(diǎn)的上撓位移值，即：

Δmin≥δ

(1)

其中，Δmin為所施加的“強(qiáng)制位移”下限；δ為支座脫空處主梁的上撓位移，該數(shù)值大小可以從實(shí)際頂推進(jìn)行測(cè)試或通過(guò)理論分析得到。

4.2 “強(qiáng)制位移”閾值上限

“強(qiáng)制位移”的閾值上限應(yīng)適當(dāng)控制，過(guò)大會(huì)導(dǎo)致臨時(shí)墩反力過(guò)大、增加設(shè)備投入，另一方面也會(huì)導(dǎo)致主梁內(nèi)應(yīng)力、變形都過(guò)大，甚至帶來(lái)鋼腹板屈曲失穩(wěn)等問(wèn)題，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)不安全。當(dāng)然，也要保證主梁能正常頂推。因此，“強(qiáng)制位移”的閾值上限應(yīng)滿(mǎn)足臨時(shí)墩反力不超限、主梁內(nèi)應(yīng)力和局部穩(wěn)定性滿(mǎn)足要求，具體可從以下幾個(gè)方面來(lái)依次考慮。

4.2.1指定反力大小計(jì)算“強(qiáng)制位移”上限

臨時(shí)墩反力大小與“強(qiáng)制位移”大小密切相關(guān)，兩者之間可通過(guò)剛度系數(shù)來(lái)表示，即支撐脫空后，頂升單位位移需要的力，也可以稱(chēng)為“強(qiáng)制位移支撐剛度”[11]。

這樣，可依據(jù)頂推設(shè)備、支座類(lèi)型等條件[12]，指定臨時(shí)墩所能承受的最大反力值，并按照下式計(jì)算“強(qiáng)制位移”閾值上限：

(2)

其中，Δmax為“強(qiáng)制位移”上限值；(R)為指定的臨時(shí)墩所能承受最大反力值。

施加“強(qiáng)制位移”后主梁應(yīng)滿(mǎn)足強(qiáng)度、應(yīng)力和局部穩(wěn)定等設(shè)計(jì)原則，以確保結(jié)構(gòu)安全，驗(yàn)算如下。

4.2.23個(gè)驗(yàn)算原則

a.強(qiáng)度設(shè)計(jì)原則。

根據(jù)式(2)進(jìn)行頂推獲得的主梁內(nèi)力結(jié)果，對(duì)主梁進(jìn)行強(qiáng)度驗(yàn)算，據(jù)規(guī)范[13]，應(yīng)滿(mǎn)足：

(3)

其中，M為梁截面彎矩；W為對(duì)中性軸的凈截面模量；γ為截面塑性發(fā)展系數(shù)；f為鋼材抗彎強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

b.應(yīng)力設(shè)計(jì)原則。

另外，更嚴(yán)格的原則是根據(jù)式(2)進(jìn)行頂推獲得的主梁應(yīng)力結(jié)果，其最大值應(yīng)不超過(guò)鋼梁設(shè)計(jì)條件的最大組合應(yīng)力值，即：

(4)

其中，σ為主梁頂推時(shí)產(chǎn)生的最大應(yīng)力；[σ]為橋梁設(shè)計(jì)的最大組合應(yīng)力。

c.局部穩(wěn)定設(shè)計(jì)原則。

同時(shí)，按照式(2)進(jìn)行頂推施工時(shí)，還需要保證主梁構(gòu)件局部穩(wěn)定，防止腹板局部屈曲[14]，截面應(yīng)力應(yīng)滿(mǎn)足：

(5)

針對(duì)如圖9所示長(zhǎng)邊跨鋼箱梁頂推結(jié)構(gòu)，可依據(jù)式(2)所求“強(qiáng)制位移”最大值，選取上述3個(gè)設(shè)計(jì)原則進(jìn)行計(jì)算，可得脫空支座n-1處主梁允許的最大彎矩M1、M2、M3，為同時(shí)滿(mǎn)足強(qiáng)度、應(yīng)力和局部穩(wěn)定要求，取最小值[15]：

[M]=min(M1，M2，M3)

(6)

[M]即為支座n-1處所能承受的最大彎矩，在施加“強(qiáng)制位移”后產(chǎn)生的彎矩Mn-1應(yīng)滿(mǎn)足：

|Mn-1|≤[M]

(7)

當(dāng)“強(qiáng)制位移”上限值Δmax產(chǎn)生的內(nèi)力響應(yīng)滿(mǎn)足式(7)時(shí)才可采用，否則，應(yīng)進(jìn)行調(diào)整。

4.3 “強(qiáng)制位移”取值與應(yīng)用

綜上所述，“強(qiáng)制位移”Δ的合理取值應(yīng)在閾值上下限之間，即：

Δ=(Δmin，Δmax)

(8)

按照本依托工程實(shí)際參數(shù)：取h0=2 468 mm，tw=12 mm，[σ]=200 MPa，W=0.430 7 m3，f=275 MPa，fy=345 MPa。按上述參數(shù)取值，代入式(1)～式(8)，計(jì)算結(jié)果為：M1=124 365 kN·m，M2=86 140 kN·m，M3=74 942 kN·m，故[M]=74 942 kN·m。

最后，依照本工程實(shí)際施工，取臨時(shí)墩支座所能承受最大反力值[R]=7 000 kN，對(duì)工況5～工況8施加的“強(qiáng)制位移”進(jìn)行計(jì)算，具體結(jié)果見(jiàn)表8。

表8 強(qiáng)制位移”計(jì)算表Table 8 "Forced displacement" calculation

由表8可知：

按照式(1)～式(8)計(jì)算“強(qiáng)制位移”的閾值后，本次依據(jù)工程實(shí)測(cè)墩頂反力數(shù)據(jù)對(duì)“強(qiáng)制位移”進(jìn)行了合理取值：工況5、工況6時(shí)，Δ=35 mm；工況7、工況8時(shí)，Δ=40 mm；主梁的彎矩值均滿(mǎn)足式(7)，因此，本次“強(qiáng)制位移”取值是合適的。

在類(lèi)似結(jié)構(gòu)工程施工時(shí)，可預(yù)先按式(1)～式(8)進(jìn)行“強(qiáng)制位移”閾值計(jì)算，并取使墩頂反力值適中的“強(qiáng)制位移”大小即可。

綜上所述，可利用式(1)～式(8)計(jì)算脫空處施加“強(qiáng)制位移”的最佳取值，并逐步施加、逐步進(jìn)行頂推計(jì)算；并在實(shí)際施工發(fā)生脫空時(shí)，在支座處逐步墊設(shè)“強(qiáng)制位移”大小相同厚度的鋼塊。

5 結(jié)論

本文結(jié)合一座長(zhǎng)邊跨鋼箱梁步履式頂推施工的工程實(shí)例，根據(jù)實(shí)測(cè)的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，指出施工過(guò)程中存在的脫空問(wèn)題，提出了一種新的計(jì)算模式，獲得結(jié)論如下：

a.鋼箱梁結(jié)構(gòu)自重較輕，當(dāng)頂推邊跨偏大，導(dǎo)梁也無(wú)法滿(mǎn)足長(zhǎng)度、剛度和重量要求時(shí)，會(huì)產(chǎn)生中間臨時(shí)墩支撐脫空現(xiàn)象，實(shí)際施工采用墊鋼塊解決，但其厚度又不確定導(dǎo)致理論計(jì)算與實(shí)際受力差距較大。

b.通過(guò)施加“強(qiáng)制位移”，模擬實(shí)際施工時(shí)支撐脫空墊鋼塊的工況，提出了計(jì)算模式二；并將2種模式下的內(nèi)力響應(yīng)與工程實(shí)測(cè)值對(duì)比，模式二下的主梁應(yīng)力、變形、豎向反力與實(shí)際施工時(shí)主梁的內(nèi)力更為接近。

c.按照3種設(shè)計(jì)原則，對(duì)“強(qiáng)制位移”閾值進(jìn)行了理論分析并給出了計(jì)算方法。

本文的分析結(jié)果可供同類(lèi)橋型采用步履式頂推施工法時(shí)提供一定的參考與借鑒。