鋼箱梁頂推過程的計算分析與施工控制

許潤鋒

(宜春市公路事業(yè)發(fā)展中心，江西 宜春 336100)

頂推施工方法是在橋頭沿橋縱軸線方向?qū)⒅鸲晤A(yù)制張拉上的梁向前推出使之就位的橋梁施工方法。沿橋縱軸線方向的臺后設(shè)置預(yù)制場，分階段預(yù)制梁體，縱向預(yù)應(yīng)力鋼筋張拉后，通過水平千斤頂施力，借助滑道、滑塊，將梁體逐段向前頂推，就位后落梁，更換正式支座，完成橋梁施工[1]。

1 工程概況

某鐵路客專線路與某高速公路左、右車道夾角分別為21．7°及23．5°，采用橋梁結(jié)構(gòu)上跨，主橋位于30 號墩和32 號墩之間，上部構(gòu)造為2 ×90 m 連續(xù)鋼箱梁與鋼箱拱組合結(jié)構(gòu)，兩孔鋼箱主拱間設(shè)置鋼箱輔助拱，上部構(gòu)造主體結(jié)構(gòu)由鋼箱梁、主拱肋、輔拱肋及斜腿、拱肋橫撐、吊桿等組成。主體結(jié)構(gòu)采用Q345qD 鋼，附屬結(jié)構(gòu)采用Q345qC 鋼。

鋼箱梁共劃分為5 個梁段，包括2 個標(biāo)準(zhǔn)梁段(如圖1 所示) ，2 個邊支點梁拱結(jié)合段和1 個中支點梁拱結(jié)合段，采用單箱九室等高度箱形截面，頂寬14．80 m，底寬12．60 m，中支點附近局部底寬13．11 m，鋼箱梁底板橫向水平，各腹板不等高，頂板橫向傾斜形成2%的雙向橫坡，最大梁高為2．20 m，總重2 342 t[2]，如圖1 所示。

圖1 鋼箱梁標(biāo)準(zhǔn)段橫截面

2 施工方案

由于鐵路線路與高速公路左、右車道夾角比較小，擬采用兩點連續(xù)頂推的施工方案，該鐵路橋主橋上部構(gòu)造主梁為鋼箱梁結(jié)構(gòu)，擬采用兩點連續(xù)頂推的施工方案。主力墩設(shè)定在30 號墩和31 號墩，其上各固定2 臺ZLD-150型穿心式自動連續(xù)頂推千斤頂，這樣既可使主力墩始終處于偏心受壓狀態(tài)，又能避免主力墩頻繁在動-靜摩阻交替作用下而產(chǎn)生擺動，有利于墩臺的穩(wěn)定。兩臺連續(xù)作用千斤頂工作線對稱分布于鋼箱梁中軸線兩邊，利用鋼絞線頂推梁底拉錨器使鋼箱梁均勻連續(xù)向前移動，最終到達(dá)設(shè)計位置。

鋼箱梁的頂推是一個連續(xù)的施工過程，鋼箱梁的懸臂狀態(tài)不斷變化，前端墩滑道上方與鋼箱梁底板接觸區(qū)域的受力極為復(fù)雜，先后對8 個施工方案進(jìn)行多次論證和優(yōu)化[3-5]，最后頂推方案確定為:在30 號墩和32 號墩之間設(shè)置6 個臨時支墩，跨度為(23 +22 +22 +23 +23 +22 +22 +23) m，如圖2 所示。每個支墩上設(shè)置6 個滑道，鋼箱梁底板下的通長板作為上滑道，帶四氟乙烯板的橡膠支座作為下滑道，鋼箱梁前后端各加4．5 m 長的導(dǎo)梁，通過減少鋼箱梁最大懸臂長度來減小滑道上方鋼箱梁底板的局部應(yīng)力。

圖2 臨時墩布置示意圖

鋼箱梁分兩個輪次由30 號墩向32 號墩頂推。第一個輪次將首次拼裝的98．25 m 箱梁頂推至31 號主墩，第二個輪次再由將全部拼裝完畢的184 m 鋼箱梁頂推至設(shè)計位置。期間由于臨時支墩蓋梁下?lián)稀㈩A(yù)拱度等因素，會引起鋼箱梁橫向和縱向不平順，需對各臨時墩上的滑道采取抬高等調(diào)平措施，使頂推過程中同一支墩處的各滑道受力均勻。

3 計算分析

鋼箱梁在頂推過程中，其受力狀態(tài)在不斷變化，底板與前端墩上方下滑道接觸區(qū)域處的受力又極其不均勻，前端大，后端小，甚至出現(xiàn)局部脫空。而鋼箱梁本身設(shè)有預(yù)拱度，加上鋼箱梁本身的變形，臨時墩橫蓋梁的變形等

收稿日期:2022-03-11

作者簡介:許潤鋒(1984-)，男，碩士，工程師，從事公路橋梁工程的建設(shè)管理工作原因，使鋼箱梁的受力更為復(fù)雜。鋼箱梁在頂推過程中其局部應(yīng)力不超過容許值，不出現(xiàn)局部失穩(wěn)是確保施工安全和順利進(jìn)行的必要條件，需對該過程進(jìn)行精細(xì)的有限元分析，為頂推過程的監(jiān)控提供理論依據(jù)。

3．1 鋼箱梁受力計算

頂推過程中，鋼箱梁的變形和前端墩的支反力隨著懸臂長度的增大而增大，而鋼箱梁底板與前端墩上的下滑道接觸面積隨之減小。當(dāng)導(dǎo)梁上墩后，鋼箱梁變形和原前端墩的支反力都減小，鋼箱梁底板與原前端墩下滑道的接觸面積增加，應(yīng)力減小。因此，最不利的工況發(fā)生在鋼箱梁最大懸臂時。

由于2 號～4 號臨時支墩上跨高速公路，支墩的橫蓋梁跨度較大，達(dá)18 m，且滑道偏在一側(cè)，頂推過程中由于橫蓋梁的變形引起6 個滑道的受力不均，應(yīng)采取一定的墊高調(diào)平措施，使6 個滑道在頂推過程中受力相對均勻。分析時，考慮由鋼箱梁的預(yù)拱度、鋼箱梁的受力變形和臨時支墩蓋梁下?lián)弦鸬目v向、橫向不平順等因素，對每一跨鋼箱梁頂推做最大懸臂狀態(tài)的受力計算。

根據(jù)計算結(jié)果，鋼箱梁頂推過程中大部分區(qū)域的應(yīng)力都較低，而在滑道上方鋼箱梁底板由于局部受壓引起的鋼箱梁應(yīng)力較大，其最大應(yīng)力為316 MPa，發(fā)生在鋼箱梁前端頂推至3 號臨時墩懸臂17．8 m 時前端墩滑道上方鋼箱梁底板的局部很小區(qū)域。小于Q345 鋼材的屈服應(yīng)力，且留有一定余地。頂推過程中，當(dāng)鋼箱梁懸臂長度越大時，前端豎向位移越大，鋼箱梁底板和滑道的接觸面積越小，引起的底板局部應(yīng)力就越大。

3．2 鋼箱梁穩(wěn)定性分析

由以上分析可知，頂推過程中鋼箱梁最大等效應(yīng)力發(fā)生在鋼箱梁前端從L3 號臨時墩頂推至31 號墩最大懸臂17．8 m 時，對這個狀態(tài)做穩(wěn)定性分析，得到鋼箱梁第一階失穩(wěn)定系數(shù)K=8．87 >4．0，失穩(wěn)模態(tài)表現(xiàn)為滑道上腹板局部彎曲失穩(wěn)，如圖3 所示，可見，鋼箱梁在頂推過程中穩(wěn)定性符合要求，不會發(fā)生局部失穩(wěn)。

圖3 L3 號到31 號懸臂17.8 m 時，鋼箱梁第一階失穩(wěn)模態(tài)

3．3 臨時墩受力計算

30 號～32 號墩之間設(shè)置6 個臨時支墩，依次編號為1 號～6 號臨時支墩，墩柱均為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，1 號、6 號臨時支墩的蓋梁為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)并與墩柱固結(jié)在一起，2 號～5 號臨時支墩的蓋梁則為鋼箱梁結(jié)構(gòu)。

鋼箱梁頂推過程中，主橋區(qū)間臨時墩主要受豎向荷載和水平荷載的作用。其中豎向荷載是隨頂推過程中而不斷變化，計算時取各臨時支墩的最大支反力，當(dāng)各臨時墩為前端墩且鋼箱梁頂推到該跨的最大懸臂狀態(tài)時，其豎向反力達(dá)到最大。各臨時墩的最大支座反力見表1。水平荷載即上、下滑道之間的摩擦力，為豎向荷載與四氟滑板的摩擦系數(shù)的乘積。二者均按滑道位置施加在蓋梁上。

表1 鋼箱梁頂推過程中各臨時墩最大支反力

在自重和最不利豎向荷載、水平荷載作用下，對各臨時支墩進(jìn)行分析受力計算。各鋼箱蓋梁最大拉應(yīng)力和最大壓應(yīng)力分別為162．5 MPa 和-162．5 MPa，都小于鋼箱蓋梁材料Q345 的容許應(yīng)力值，強度滿足要求。各臨時墩鋼筋的最大拉應(yīng)力為141． 6 MPa，最大壓應(yīng)力為-90．0 MPa，小于鋼筋的容許應(yīng)力180 MPa，強度滿足要求;蓋梁及墩柱混凝土的最大壓應(yīng)力為-9．5 MPa，小于容許應(yīng)力值，強度滿足要求; 樁混凝土的最大壓應(yīng)力為-9．0 MPa，小于容許應(yīng)力值，強度滿足要求。

4 施工控制

鋼箱梁重達(dá)2 396 t，箱長184 m，屬超重超長結(jié)構(gòu)，頂推過程中應(yīng)力、線形變化復(fù)雜，確保頂推過程的安全、滿足就位精度的控制標(biāo)準(zhǔn)，是施工控制的重要內(nèi)容[6]。通過計算結(jié)果來確定鋼箱梁頂推過程中每跨的受力和變形的理想狀態(tài)，以此為依據(jù)來控制施工過程中每個階段的結(jié)構(gòu)行為，對頂推全過程的應(yīng)力和線形進(jìn)行監(jiān)測，并將實測值與理論值進(jìn)行對比，如果結(jié)果偏差過大甚至超限，則應(yīng)進(jìn)行調(diào)整或者停止施工。

4．1 應(yīng)力控制

應(yīng)力測試儀器一般有應(yīng)變片和應(yīng)變計兩種。應(yīng)變片的長度比較短，可以用來監(jiān)測局部的應(yīng)力，鋼箱梁頂推施工時，滑道上方鋼箱梁板件局部應(yīng)力較大，采用應(yīng)變片監(jiān)測;應(yīng)變計具有溫度誤差小、性能穩(wěn)定、抗干擾能力強等特點，適合于應(yīng)力長期觀測。

由計算結(jié)果可知，鋼箱梁頂推過程中最大應(yīng)力位于滑道上方的底板外側(cè)的局部很小區(qū)域，應(yīng)力最不利截面發(fā)生在前端最大懸臂17．8 m 且離橫隔板較遠(yuǎn)處，整個頂推過程采用應(yīng)變片對應(yīng)力進(jìn)行監(jiān)測。但由于空間限制，最大應(yīng)力區(qū)域無法監(jiān)測出應(yīng)力值，為了保證施工中的安全，選擇頂推至懸臂14 m，16 m，18 m 截面為全部頂推過程鋼箱梁前端控制截面，在懸臂14 m 截面C 腹板處和懸臂16 m，18 m 截面的B，C 腹板處的底板位置橫向布置兩個片，縱向布置一個，腹板豎向和縱向各布置一個片，應(yīng)變片位置盡量靠近滑道上方的最大應(yīng)力區(qū)域，如圖4所示。

圖4 應(yīng)變片布置示意圖

鋼箱梁頂推過程中前端應(yīng)變片應(yīng)力監(jiān)測結(jié)果見表2，表3，可以看出:

表2 第一次頂推過程中鋼箱梁前端應(yīng)力監(jiān)測結(jié)果

表3 第二次頂推過程中鋼箱梁前端應(yīng)力監(jiān)測結(jié)果

1) 在頂推過程中，鋼箱梁底板和腹板的應(yīng)力在滑道上方的區(qū)域較大，在其他的區(qū)域較小，且底板大于腹板。

2) 頂推過程鋼箱梁前端監(jiān)測到的最大應(yīng)力為238 MPa，發(fā)生在鋼箱梁從4 號臨時墩頂推至5 號臨時墩懸臂15．8 m 時，16 m 控制截面B 位置底板處。

3) 應(yīng)變片監(jiān)測的應(yīng)力值與理論值接近，實測最大等效應(yīng)力比理論值稍小，且其數(shù)值均小于Q345 鋼材設(shè)計強度295 MPa[7]。

4．2 豎向位移監(jiān)測

鋼箱梁懸臂端豎向位移作為控制底板局部應(yīng)力的一項依據(jù)，當(dāng)前端豎向位移越小，底板與滑道的接觸面積越大，局部應(yīng)力就越小。頂推過程中應(yīng)避免由于鋼箱梁豎向位移過大而引起的局部應(yīng)力超限，需對豎向位移進(jìn)行監(jiān)測，在鋼箱梁前、后端布置測點。數(shù)據(jù)分析時，消去橋梁縱坡、鋼箱梁的剛體位移、鋼箱梁預(yù)拱度等因素的影響，計算得出頂推全過程實測最大值為23 mm，發(fā)生在30 號至L1 號墩頂推過程中，在設(shè)計要求范圍以內(nèi)。

4．3 橫向位移監(jiān)測

在鋼箱梁前、后端中心線各布置一測點，對頂推過程中橫向位移進(jìn)行監(jiān)測。整個過程鋼箱梁前端和后端的橫向位移偏差結(jié)果見圖5，圖6，可以看出:第一輪頂推剛開始時偏差較大，隨著糾偏方法的逐漸成熟，偏差得到控制，到31 號墩后，鋼箱梁前端左偏2 mm，后端左偏4 mm。第二輪頂推橋梁中心線的偏差基本控制在4 cm 以內(nèi)，最終鋼箱梁前端左偏3 mm，后端左偏1 mm，符合設(shè)計要求。

圖5 第一輪頂推鋼箱梁橫向位移監(jiān)測結(jié)果

圖6 第二輪頂推鋼箱梁橫向位移監(jiān)測結(jié)果

5 結(jié)語

在鋼箱梁頂推過程中，滑道上方鋼箱梁底板局部受力極為復(fù)雜，其與鋼箱梁懸臂長度有關(guān)，當(dāng)鋼箱梁頂推至最大懸臂狀態(tài)時，滑道上方鋼箱梁底板應(yīng)力達(dá)到最大值。頂推前，在鋼箱梁前端增加4．5 m 長的導(dǎo)梁，減少了鋼箱梁的最大懸臂長度，將前端豎向位移控制在合理范圍內(nèi)，增大滑道與鋼箱梁底板的接觸面積，減小了滑道上方鋼箱梁底板的局部應(yīng)力。此外，當(dāng)滑道處于鋼箱梁腹板下方時，鋼箱梁底板的局部應(yīng)力比腹板偏離狀態(tài)時更小。

頂推過程中對鋼箱梁的應(yīng)力和線形進(jìn)行監(jiān)測，第一輪頂推時，鋼箱梁橫向偏位較大，滑道偏離至腹板之外，14 m 控制截面的應(yīng)力達(dá)到200 MPa 以上，隨后施工單位進(jìn)行糾偏，將橫向位移控制在合理范圍內(nèi)，確保腹板位于滑道上方，并不斷對滑道進(jìn)行調(diào)平，確保6 個滑道受力均勻，多措并舉，整個頂推過程中鋼箱梁受力和線形均滿足設(shè)計要求，鋼箱梁頂推順利就位。