宽幅钢箱梁关键施工技术比较分析

张 欢 辛子亨 马海英

（1.中铁四局集团市政工程有限公司，合肥 230022；2.同济大学土木学院，上海 200092；3.同济大学土木学院，上海 200092）

0 引言

钢箱梁的施工方法对钢箱梁的局部和整体受力，都会产生影响。苏庆田等［1］利用有限元程序建立宽箱组合梁的板壳和实体模型，模拟钢梁顶推施工到成桥全过程的受力。闫宗山等［2］研究比选了顶推施工等不同的钢箱梁的施工方案。另外，拖拉法也是桥梁施工中常用的一种方法，具有经济、快速的优点。徐文平等［3］简述了拖拉法在钢桥施工中的主要技术及步骤。孙亚刚等［4］对大跨度钢箱梁整体拖拉施工、落梁施工进行技术研究总结，提出一种新颖的钢箱梁安装方法。谢道平等［5］介绍了悬索桥钢箱梁的顶推施工方法，能有效减少钢箱梁安装施工的不利影响。夏学军等［6］针对钢箱梁远距离顶推线形控制需求，合理设置钢箱梁节段拼装、顶推以及合龙全过程的三向调整装置。李涛［7］着重对宽幅钢箱梁顶推施工技术的控制措施进行分析。于磊［8］研究钢箱梁采用液压千斤顶整体双点同步滑移顶推法以完成钢箱梁安装。朱宇等［9］通过理论计算分析宽幅钢箱梁顶推时内力状况的控制因素，从而对顶推方案进行比选优化。

本文通过对采用滑道梁拖拉施工与步履式顶推施工方法的钢箱梁受力状态进行研究比较，重点分析钢箱梁纵向拼接施工方案，为分块宽幅钢箱梁的施工工艺提供参考。

1 桥梁概况

阜阳颖柳路泉河桥主桥为钢箱主梁的独塔双跨自锚式悬索桥，为我国首座无上塔柱横梁独塔自锚式悬索桥。主桥全长241 m，通航孔由主桥115 m的主跨跨越；主梁宽度达到了43.5 m（图1），主桥的上部结构主要采用钢结构，钢结构的加工、制作、运输和安装难度大，其质量控制直接关系到整座桥梁的安全。

图1 主桥钢箱梁断面图Fig.1 Cross-sectional view of steel box girder of main bridge

2 滑道梁拖拉施工与步履式顶推施工方案对比

2.1 滑道梁拖拉施工

滑道梁拖拉施工即依靠临时支墩架设滑道梁，钢箱梁节段下设滑块，自重由滑道梁承担，并依靠千斤顶拽拉牵引钢绞线，克服滑块与滑道梁之间摩擦而达到梁体向前行进目的的施工方法。施工方案及流程如下文所述。

滑道梁拖拉施工一般可分为支墩及支架布设、滑道梁架设、钢梁拼装、梁段拖拉就位、成桥焊接、体系转换等多个工序。基于阜阳颖柳路泉河桥项目，若采用滑道梁拖拉施工安装钢箱梁，选取穿心式连续千斤顶+滑移小车+滑道梁的体系，后锚点设置在钢箱梁底板处，连续千斤顶设置在滑道梁上。

根据主桥钢箱梁纵向分段情况：最重节段为7#节段，长度为18.4 m，宽度为43.5 m，重量为360 t，即节段滑移最大拖拉重量360 t。

钢箱梁节段在拼装平台上焊接完成检测合格后，采用4台150 t液压千斤顶同步顶升，千斤顶设置在滑道梁上，将钢箱梁顶升一定高度后落于滑移承重小车上，撤除竖向千斤顶，拆除临时拼装胎架，准备进行拖拉。

钢箱梁拖拉体系采用“穿心式连续千斤顶＋钢绞线”，液压泵站集中控制，水平连续千斤顶反力支座设置在滑道梁上。主桥钢箱梁1-8号钢箱梁节段采取先块体后断面的方法在北岸拼装支架上组装，完成后逐节滑移至南岸与钢混段处钢箱梁焊接；9-11号钢箱梁节段采用临时支架原位拼装，其中11号梁段为合龙段（梁段布置如下，1号节段位于南岸，11号节段位于北岸）。

2.2 步履式顶推施工

步履式顶推施工，即在每个墩顶布设步履式顶推设备，通过竖向千斤顶将主梁顶升，再由水平千斤顶带动主梁前进，达到量程后竖向千斤顶复位，主梁落于墩顶临时支撑，水平千斤顶复位，以此重复顶升-前进-临时支撑-复位的过程，主梁将以相应步长前进至设计位置。施工方案及流程如下所述。

根据设计就钢箱梁进行分块，分成若干节段和顶板单元，制作加工完成运输至现场；在7#、8#墩（桥墩位置见图2）设置拼装区域，采用步履式多点顶推法施工，以减小临时墩承受的水平荷载，提高梁体纵移的平稳性和精确度。

图2 钢箱梁节段及桥墩编号Fig.2 Steel box girder segment and pier number

采用整体多点顶推方式，顶推施工时在每个临时墩上布置1套顶推装置进行顶推，纵向顶推行程在600～1 000 mm。考虑到顶推过程中的底板局部受力需要，梁段增设支点横向加劲，0.7～0.8 m一道间隔布置。钢箱梁分两阶段顶推，第一阶段顶推包括1#-4#节段在内的65.8 m钢箱梁，导梁25 m；第二阶段待留出足够拼装空间后，安装后续5#-7#节段钢箱梁，并继续顶推1#-7#共116.2 m钢箱梁至设定位置；北岸8#-11#节段采用原位支架拼装。（梁节段如图2中所述）由于顶推过程中梁体需经过主墩位置，考虑空间位置上的限制，钢箱梁节段在过主墩前仅拼装K1，K2及ZHL部分，顶推过主墩后到达二次拼装区域，对应节段继续组拼包括K3及挑臂单元的加宽部分（分块部分见图3）。

图3 各分块断面图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

滑道梁拖拉施工过程中，单位节段钢箱梁可简化为支撑于四个滑移小车上的简支体系，并作用启动荷载于牵引钢绞线所在位置，由此可进行拖拉过程中钢箱梁应力分析。

在ABAQUS中用壳单元分别建立箱体及加劲肋、横隔板及其加劲肋等各板件。在Assembly模块下进行装配，使用布尔运算以合并为一个整体，并对各截面信息进行重新分配。采用实体单元模拟临时吊点，桁架单元模拟临时支撑，其与钢箱梁主体的连接均使用Tie约束，建立如图4所示标准节段C-C的有限元模型；模型在X方向（横桥向）的尺寸为43.5 m，Y方向（纵桥向）的尺寸为16 m，中心梁高2.75 m。

图4 C-C节段有限元模型Fig.4 C-C Segment finite element model

由整体Mises应力云图，C-C节段在拖拉过程中的最大折算应力为223.3 MPa，图中梁体大部深蓝色代表其应力水平在50 MPa以内，箱室内横隔板局部应力达到100 MPa，考虑最大应力223.3 MPa可能由于应力集中引起，可对各板件进行拆分予以求证。

如图5所示，顶板中最大应力22.26 MPa，应力水平满足要求，应力分布证明节段受力以横桥向受弯为主，近桥梁中心线位置应力水平较高；而在另一方向上也有以两外侧横隔板为边界条件纵桥向受弯的体现。底板中最大应力181.6 MPa，位于底板与简化后的支座接触位置，临近支座处应力水平在100 MPa左右，考虑由应力集中引起，板内大部应力均在50 MPa以内。

图5 应力云图：（a）C-C节段顶板Mises应力；（b）C-C节段底板Mises应力（单位：Pa）Fig.5 C-C segment top plate Mises stress；C-C Segment Botttom plate Mises stress

如图6所示，腹板最大应力26.61 MPa，出现在近简化后固定支座位置的斜腹板上，腹板中平均应力水平较低，符合主要为横桥向受力的表现。横隔板中出现了C-C节段整体最大应力223.3 MPa，可见其中两片横隔板上应力水平明显较高，该横隔板即为滑移小车所在位置对应的横隔板。对该最大应力所在位置局部放大，附近区域应力水平为111.7 MPa左右，该最大应力数值确由应力集中引起。实际钢箱梁中横隔板为搭接式构造，局部进行加强，可改善部分应力集中的状况，有利于钢材性能的发挥。对于主梁加劲肋，其最大应力值105.4 MPa，大部应力水平在50 MPa以内，应力峰值出现在顶板加劲肋与横隔板接触位置，属于应力集中。

图6 应力云图Fig.6 Mises stress nephogram

3.2 步履式顶推施工的有限元建模分析

在ABAQUS中分别建立七个节段模型，以及其各自对应过主墩前未加宽的节段模型，赋予截面属性之后，通过Tie连接成为整体。为简化导梁间横向连接，在模型中仅考虑横向连接系的重力作用，以集中力的形式施加到导梁对应位置。

考虑四种施工状况（表1），根据不同施工状况各节段间相互关系建立计算模型，以墩顶顶推装置垫梁为简化支座，将顶推梁体视为一系列多跨连续梁进行分析。

施工工况（1）和（2）的应力计算和分析如下。

3.2.1 1#-4#节段顶推初始位置

图7和图8是该施工工况顶推梁体整体和局部板件的Mises应力分布云图。

如图7所示，顶推梁体整体最大应力数值416.0 MPa，由后支点斜腹板上U肋应力集中引起。斜腹板最大应力值398.1 MPa，已经超出其屈服强度。顶板最大应力88.39 MPa，出现在后支点上方，其余大部应力水平在60 MPa以内。

图7 应力云图Fig.7 Mises stress nephogram

如图8所示，底板最大应力出现在后支点附近，数值达到301.5 MPa；腹板最大应力出现在后支点附近斜腹板上，数值达到398.1 MPa，超出屈服强度。后支点附近横隔板应力相对其他位置较高，最大值111.5 MPa。梁体在末端位置达到最大挠度120.5 mm，呈现明显的悬臂大变形状态。

图8 应力云图Fig.8 Mises stress nephogram

3.2.2 1#-4#节段30 m跨梁尾最大悬臂状态

该状况下顶推梁体为1#-4#节段，最大应力值406.1 MPa已经达到屈服，出现在后支点处斜腹板位置。底板最大应力309.7 MPa，后支点附近的应力数值均较大（200 MPa以上），局部已屈服。腹板应力最大值406.1 MPa，为梁体内最大应力，出现在后支点上方斜腹板处，附近应力水平均较高。横隔板应力最大值171.1 MPa，出现在后支点附近横隔板局部。而且梁体处于较大悬臂状态，挠度最大值出现在梁体30 m跨悬臂末端，数值130.7 mm。

图9 1#-4#节段30 m跨梁尾最大悬臂状态Fig.9 Maximum cantilever state of 30 m span beam tail in segment 1#-4#

表1总结了四种不利状态下的应力结果，对1#-7#节段37 m跨最大悬臂状态，底板在与导梁连接部分应力值较高，最大应力247.3 MPa；对1#-7#节段36 m跨最大正弯矩可能位置，腹板最大应力218.2 MPa，为梁体最大应力，出现在37 m跨左侧支座附近斜腹板上。

表1 四种不利工况下的应力结果Table 1

4 施工方案关键问题分析

4.1 步履式顶推施工临时加劲补强方案的分析

前述步履式顶推施工方案中，为减小顶推过程中支点位置局部应力而设置的支点临时加劲肋，按0.7～0.8 m间距布置。由计算结果可看出，此状况下支点位置局部应力依旧超出屈服极限，不满足施工需求。但是步履式顶推施工在成桥线形控制方面，相较滑道梁拖拉施工有着很大优势，考虑到在后续线形控制方面的成本，试图寻找合理的施工补强方案，使步履式顶推施工具有可行性，进而综合考量两种方案的优缺点。

4.1.1 加密支点横桥向临时加劲的方案

考虑施工空间的限制，将支点临时加劲肋加密至0.2～0.3 m间距布置，取1#-4#节段梁尾30 m最大悬臂状态进行计算（图10）。

图10 整体应力分布及最大应力示意Fig.10 Diagram of overall stress distribution and maximum stress

该状况下顶推梁体为1#-4#节段，依旧超过屈服极限，出现在后支点处斜腹板位置。顶板最大应力83.11 MPa；底板最大应力326.3 MPa，局部已屈服。腹板应力最大值377.0 MPa，为梁体内最大应力，最大值出现在后支点上方斜腹板处，附近应力水平均较高。横隔板应力最大值105.0 MPa，出现在后支点附近横隔板局部。梁体均处于较大悬臂状态，挠度最大值出现在梁体30 m跨悬臂末端，数值132.7 mm。以上结果显示，单纯对支点横桥向临时加劲进行加密后，该顶推方案依旧无法满足施工要求。

4.1.2 增加纵桥向临时加劲的方案

在前述密布支点横向加劲的方案基础上，额外添加沿桥纵向的加劲体系。纵向加劲为横向尺寸0.03 m×1.0 m的板件，材料与钢梁材料一致。加劲板布置在钢梁内侧斜腹板与底板连接处，加劲板与钢梁底板的夹角取为60°。依旧取前述梁尾30 m最大悬臂状态进行计算（图11）。

图11 横向加劲和纵向加劲示意图Fig.11 Diagram of transverse and

相同工况下钢梁整体应力分布并无太大变化，但增加纵向加劲后梁体的抗弯能力提升明显，最大应力值257.5 MPa出现在后支点处斜腹板位置，已经可以满足施工所需。梁体处于较大悬臂状态（图中变形比例为放大十倍后），挠度最大值出现在30 m跨悬臂末端，数值122.0 mm超出《公路钢结构桥梁设计规范》（JTG D64—2015）规定的l/300，考虑该悬臂状态仅为施工中的瞬态，并非成桥状态，可以适当放宽其需求。

图12 最大应力示意图Fig.12 Maximum stress diagram

进行补强后，方案理论上可行，但需布置大量的横向与纵向加劲，即便不考虑为保证纵向加劲板稳定而设置的额外加强措施，其增加的用钢量也已达到90多吨；此外，补强方案将带来巨大的现场焊接工作量，其施工难度与施工成本都是难以接受的。

4.2 滑道梁拖拉施工钢箱梁不均匀顶升的分析

钢箱梁节段为纵横向受力都比较显著的薄壁板壳结构，整个薄板结构在顶升拖拉施工过程中存在四点支撑受力的情况，此受力状态与钢箱梁成桥受力状态不一致，需进行结构受力验算以确保其施工安全性。

由于支架沉降以及滑道梁的变形，顶升拖拉过程中支撑钢箱梁节段的四个点很难保持在一个水平面上，钢箱梁节段存在不均匀顶升状态，该种情况下钢箱梁的受力比理想状态下要大，因此需要对钢箱梁的不均匀顶升状态进行敏感性分析。

为了分析结构在拖拉过程中的受力性能，选取总长16 m梁段进行建模计算，计算模型中各板件的尺寸均与结构的实际尺寸保持一致。

考虑到梁段的对称性，以及各工况支撑位置和支撑面积，选取支撑面积最小、受力最不利的同步顶升4台竖向千斤顶的工况进行验算，在钢箱梁前端头第二道横隔板、后端头第一道横隔板与外侧腹板交点处安装四个千斤顶（顶升位置如下图）；并在该工况下考虑四个支撑位置不均匀顶升对钢箱梁段受力及变形的影响。支点约束采用0.5 m×0.5 m的面约束，顶升时计算考虑1.2倍的冲击系数，计算采用ANSYS进行空间实体有限元分析。

图13 顶升位置示意图Fig.13 Illustration of lifting position

4.2.1 四点均匀顶升

如图14（a）所示，在该工况下主梁的总体最大竖向变形值为9 mm，最大应力出现在支点附近，总体应力均在100 MPa以内，但是在支点区域的局部应力集中超过100 MPa，最大应力达到156 MPa。钢梁支点局部横隔板、U肋、底板相交位置的应力达到156 MPa。

4.2.2 一点不均匀顶升计算

该工况为梁段在四个千斤顶的顶升过程中有一点顶升不到位，分别计算高差为3 cm、4 cm的两种情况，其余三点顶升到预定位置。如图14（b）所示，在该种工况下，主梁最大竖向变形值为42.2 mm（包含该支点处的30 mm支座沉降）、56.7 mm（包含该支点处的40 mm支座沉降）。

图14 竖向变形图Fig.14 Vertical deformation of the structure

主梁的最大应力出现在支点附近，总体应力均在100 MPa以内，但是在支点区域的局部应力集中超过200 MPa、300 MPa，最大应力达到284 MPa、364 MPa，顶升达到4 cm时，局部应力已超过钢材的屈服强度345 MPa。

4.2.3 两排支撑点不均匀顶升计算

该工况为梁段在四个千斤顶的顶升过程或者钢箱梁在滑道梁上的拖拉过程中，上游两个支撑点的高程比下游两个支撑点的高程低，分别计算高程差为4 cm、5 cm的两种情况。在该工况下主梁的最大竖向变形值分别为44.8 mm（包含上游侧一排支撑点的40 mm支座沉降）、57 mm（包含上游侧一排支撑点的50 mm支座沉降）。计算情况如图15所示。主梁的最大应力出现在支点附近，总体应力均在100 MPa以内，但是在支点区域的局部应力集中分别超过200 MPa、300 MPa，最大应力达到284 MPa、346 MPa；顶升达到4 cm时，局部应力已超过钢材的屈服强度345 MPa。钢梁支点局部横隔板的应力达到313 MPa、346 MPa。

图15 变形图Fig.15 Deformation nephogram

由于千斤顶施力不同步，可能会出现某一墩顶支反力过大，从而造成局部应力超过钢材的屈服强度。在钢梁梁段顶升时，必须同步顶升4台竖向千斤顶。考虑顶升过程中荷载1.2倍的冲击系数，4台千斤顶间的不均匀顶升高程差值不应超过3 cm；如顶升时对钢梁的冲击不大，4台千斤顶间的不均匀高程差值最大可增至4 cm。

在钢箱梁顶升及拖拉施工过程中，应全过程监测钢箱梁的三维坐标，严格控制钢箱梁的高程偏差在预警值4 cm以内。如接近预警值则立即停止施工，观察导致钢箱梁高程偏差多大的原因并及时纠正，保证钢箱梁在拼装全过程的受力安全。

5 方案比选

对于滑道梁拖拉施工，钢梁在整个拖拉过程中的受力相对简单，应力水平较低，分段拖拉也不需要大吨位的千斤顶设备；但拖拉结束后钢箱梁的成桥线形，需要在施工中不断比对理论计算的结果而进行调整，这是滑道梁拖拉施工的一大难点，此外滑道梁需预先架设，对预拱度的设置也同样与钢梁线形相关，需要额外的成本投入。

而步履式顶推施工的施工控制相对简单，除两者都存在的横向纠偏问题之外，顶推落架即为所需的钢梁线形，预拱度已在施工设计中完成；而且顶推施工不需要预先架设滑道梁，箱梁节段之间的连接在拼装台座上完成，施工难度低，质量与可靠性更高。但是步履式顶推工法也有着显而易见的缺陷：钢梁各截面需经历正负弯矩的变化，其应力水平远高于滑道梁拖拉施工下的箱梁节段；各墩顶均需配置一套顶推设备，结构相对复杂；该方案中25 m导梁设置在钢梁行进前端以适应36 m的最大跨径，但由于实际梁体并非连续顶推，梁尾将出现30 m悬臂的最不利状况，导梁的设置未能起到很好的作用；进行补强后，方案理论上可行，但增减了施工难度，并且增加钢材用量超过90吨，极大地增加了施工成本。因此，在泉河桥项目中，钢箱梁施工最终选择了滑道梁拖拉工法，以获得满意的成桥线形。

6 结论

对于本工程超宽钢箱梁桥这一施工难点，对滑道梁拖拉施工与步履式顶推施工分别建立有限元模型，分析不同施工工况下钢箱梁节段的受力状态。最终步履式顶推施工在布置支点临时加劲肋之后，依旧无法满足施工需求，虽然滑道梁拖拉施工在拖拉线形控制问题上会有较多的反复，但综合成本及受力方面考虑，最终选择滑道梁拖拉施工工法。

本工程中的超宽扁平钢箱梁，由于吊装机械吨位及现场施工条件等因素的限制，易受到不均匀力的影响，尤其是起、落架施工过程中的竖向力（例如：落梁过程中，由于千斤顶施力不同步，可能会出现某一墩顶支反力过大，致使钢箱梁局部屈曲等现象）。通过对起、落架过程中的节段进行最不利状态下的不均匀受力敏感性分析，得到钢箱梁节段的高程偏差预警值，即需严格控制钢箱梁的高程偏差在预警值4 cm以内，确保钢箱梁节段在顶升及拖拉过程中的受力安全。