左雁， 彭云涌， 万小龙

(中建五局土木工程有限公司， 湖南 长沙 410004)

国内外关于顶推法施工钢箱梁结构及其局部应力分析已日趋成熟。随着城市路网的完善，在跨越既有路线的改扩建工程中，施工与设计均将受到诸多限制，常规边中跨比控制在0.67～0.78的顶推方法难以满足线下、线上既有交通运营要求。该文以长沙县板仓路跨线桥(扩建)——1×38 m简支钢箱梁不等跨顶推施工为研究对象，开展对场地受限条件下不等跨钢箱梁顶推受力分析，以供类似施工参考。

1 施工概况

依托工程采用钢箱梁，梁高(内高)1.6 m，单箱四室断面，梁宽15.99 m，悬臂1.5 m，底宽12.99 m，顶板厚16 mm，腹板厚16、20 mm，底板(跨中)厚24 mm，在支点附近减薄至20 mm，顶板加劲肋采用U肋，底板采用一字球扁钢加劲板，横隔板间距2.5 m，厚12 mm(支点处24 mm)。

顶推施工过程中不得阻断下行长永高速公路和接线处板仓路、东升路的通行，不得在下行长永高速公路中央分隔带搭设临时墩，无法采用支架法、也无法吊装，故拟定如下方案：

(1) 受接线道路承载力及运输、起吊条件限制，1×38 m钢箱梁纵向分为钢梁-A(长度9.50 m)、钢梁-B(长度19.0 m)、钢梁-C(长度9.50 m)3段拼装，每一节段横向又分为3个节段，最大运输重量为74 t。

(2) 拼装场地位于板仓路、东升路的填土路基侧，受既有十字路口净宽、填土承载力(≤100 kPa)限制，无法设置大吨位顶推设备和独立基础。为此，在钢箱梁分段长度基础上，进一步加密拼装场临时墩作为胎架。临时墩1～临时墩5～0#桥台支点间距为5×7.0 m等跨布置，临时墩1～临时墩5共计5个横向设置2个支点。

(3) 滑道1、滑道2布置在箱梁竖向加劲肋处，并在箱梁底板位置布置加劲板，加劲板上底宽200 mm，下底宽300 mm，高600 mm，厚度t=16 mm，纵向间距为375 mm，经计算分析能满足局部受力。图1所示永久支座为3个，临时滑道为2个，台帽宽度仅1.2 m，滑道高程高于台背顶，无法直接在支座垫石顶面布置顶推设备。故在长永高速公路上布置临时墩6，安放步履式千斤顶。0#桥台～临时墩6间距为6.5 m。

图1 钢箱梁顶推施工布置示意图(单位：cm)

(4) 拼装场地(29 m)受限，钢箱梁(38 m)、导梁(16.5 m)无法一次拼装到位。为此，钢梁-A与钢梁-B先焊接并安装钢导梁，利用临时墩6进行顶推，待空出钢梁-C拼装位置后，暂停顶推并拼接钢梁-C，之后继续顶推直至成桥，总的顶推距离为52.0 m。

(5) 为便于落梁，在长永高速公路另一侧布置临时墩7，临时墩7、临时墩6关于中央分隔带对称布置，临时墩6～临时墩7间跨度为24.5 m，与相邻跨之比为6.5/24.5=0.265，为极小边主跨比。临时墩6～临时墩7共计2个横向设置2个支点。

(6) 为节省成本，导梁利用附近工程原有钢导梁，导梁根部高度比钢箱梁高0.8 m，导梁为工字形钢板梁结构，工字形横向中心距6.99 m，导梁长度16.5 m，导梁长与顶推主跨比为16.5/24.5=0.673。导梁纵向分为两段，均为8.25 m(梁高2.4 m渐变至1.6 m变截面段和梁高1.6 m等截面段)。工字钢上、下翼缘宽度600 mm，厚度24 mm；腹板厚20 mm，设置有12 mm横向加劲肋和16 mm纵向加劲肋，导梁最大截面处与主梁刚度比为In/I=0.0483 1/0.464 4=0.104。

基于上述思路，该工程于2020年6月12日07:00开始顶推，截至16：40共计顶推长度17 m，现场轴线及标高经复核无误后，在钢箱梁上预压8块路基箱(1.5 t/块)，防止倾覆，并完成当日顶推；2020年6月13日07：30继续完成剩余钢梁顶推，至15:30顺利落梁。

2 顶推有限元分析

2.1 整体顶推建模

1×38 m钢箱梁上跨长永高速公路顶推施工分析采用Midas/Civil 2019建立空间杆系模型，均采用空间梁单元。全桥共计单元326个，节点296个。建模时近似考虑为直线顶推。

边界条件：根据每个工况N排支点情况，设置N-1排竖向约束(只受压弹簧)，设置1排横向约束与纵向约束，其支撑刚度由临时墩模型反算。同时，为建模方便，钢箱梁下约束合并为1个(提取反力结果需除以2)，钢导梁下约束则分开为2个。

计算工况：每顶推0.5 m为一个工况、包含最大悬臂、钢导梁上下桥墩等。单个顶推工况按照一次落架。不同工况模拟，通过改变不同竖向约束(变形前)位置来实现。基于上述思路，建立顶推施工过程有限元模型如图2所示。

图2 钢箱梁超不等跨顶推计算有限元模型

2.2 支点反力结果

从图1可知，临时墩1～临时墩5主要为拼装场地胎架支点，临时墩6、临时墩7提供顶推力及落梁支点。临时墩1～临时墩5支点反力计算结果如图3所示，临时墩2最大反力下各支点反力分布情况如图4所示。

图3 钢箱梁顶推过程中临时墩1～临时墩5支点反力变化

图4 临时墩2最大反力下支点反力分布情况(单位：kN)

从图3、4可知：

(1) 临时墩1最大反力541.5/2=270.75 kN，临时墩2最大反力986.5/2=493.25 kN，临时墩3最大反力960.4/2=480.2 kN，临时墩4最大反力960.5/2=480.25 kN，临时墩5最大反力值873.1/2=436.55 kN。临时墩2～临时墩5支点最大反力接近，为最大悬臂工况。

(2) 临时墩1～5为2.5 m×2.5 m×0.5 m基础+φ426 mm×10 mm钢管支撑作为拼装胎架，反力标准值为500 kN，其应力pk=500/(2.5×2.5)=80 kPa≤100 kPa，钢管支撑应力：σ=1.35N/A=1.35×500/13.069=51.6 MPa ，地基承载力及钢管支撑受力均满足要求。

(3)临时墩6、临时墩7支点反力计算结果如图5所示。临时墩6最大反力工况下各支点反力分布情况如图6所示。

图6 临时墩6最大反力下支点反力分布情况(单位：kN)

从图5、6可知：临时墩6最大反力1 671.5/2=835.75 kN，为最大悬臂工况，悬臂长度为24.5 m。由于跨度比为6.5/24.5=0.265倍，过大负弯矩产生上翘，使相邻0#桥台支点脱空。根据反力结果，临时墩6、临时墩7采用φ630 mm×8 mm四肢格构柱(格构柱中心距：2 m×2 m)+3.2 m×3.2 m×0.6 m扩大基础，选用SLBLJ-450型步履式顶推4台。

图5 钢箱梁顶推过程中临时墩6、临时墩7支点反力变化示意图

0#桥台、1#桥台支点反力结果(落梁前)如图7所示。0#桥台最大反力工况下各支点反力分布情况如图8所示，顶推到位且拆除导梁后支点反力如图9所示，反力为零表示脱空。

图7 钢箱梁顶推过程中0#桥台、1#桥台 (落梁前)支点反力变化示意图

图8 0#桥台最大反力(落梁前)下支点反力分布情况(单位：kN)

图9 顶推就位拆除导梁后支点反力分布情况(单位：kN)

由图7～9可知：落梁前，0#桥台最大反力为534.2/2=267.1 kN，为0#桥台支点后最大悬臂工况，为临时墩6最大反力835.75 kN的0.32倍，将38 m跨拆为(6.5+24.5+6.5) m不等跨，最大支反力将由永久桥台转移至临时墩，0#桥台靠近临时墩6、1#桥台靠近临时墩7，过程中多次出现支点脱空。顶推到位拆除导梁后，钢梁自重全部由临时墩6、7承担。

2.3 应力及变形结果

应力及变形结果选取控制横断面：钢箱梁跨中截面、钢箱梁与导梁连接断面、导梁前端截面。顶推过程关键截面下缘弯曲正应力/竖向变形结果见图10，导梁尾端下缘弯曲应力最大工况下的结构变形及受力情况见图11，变形以上翘为正，下挠为负。

图10 钢箱梁顶推过程中关键截面下缘正应力/竖向变形示意图

图11 钢箱梁顶推过程中导梁末端下缘最大正应力(单位：MPa)

从图10、11可知：由于临时墩6、临时墩7置于桥台内侧，原1×38 m钢箱梁转变为(6.5+24.5+6.5) m不等跨钢箱梁，应力最大工况移到成桥时。导梁在最大悬臂工况达到最大下挠19.8 mm。由于最大跨变形影响，导梁前端上翘而延迟在相邻小跨支点处落梁，使得随着顶推进行，导梁应力继续增大，而后随着顶推进行，应力逐步减少。

3 结论

对场地受限条件下不等跨钢箱梁顶推施工进行受力分析，得到结论如下：

(1) 通过加密拼装场地临时墩，可减少其支点反力，解决场地地基承载能力不足；通过在永久桥台内侧布置小跨径临时墩，可将桥台处最大反力转移至附近临时墩，既方便落梁，又解决桥台处不便布置顶推设备的限制，Midas/Civil论证该方案安全可靠。

(2) 受跨径拆分引起不等跨比6.5/24.5=0.265极小，桥台处滑道会多次脱空，落梁前导梁持续上翘，但Midas/Civil可模拟反力重分布工况，为临时墩设计、钢箱梁局部加劲提供参考。