賈正偉 傅中秋 何斌 苑青海

摘要：針對(duì)鋼箱梁體支座設(shè)計(jì)位置相對(duì)偏移誤差，建立鋼箱梁的全橋模型，研究不同支座位置偏移情況下的局部變形和應(yīng)力。通過提取跨中、支座上方頂板豎向變形，分析支座偏差對(duì)頂板結(jié)構(gòu)位移的影響?；跈M隔板、加勁構(gòu)件和底板交界處的應(yīng)力，研究不同支座偏差下局部峰值應(yīng)力的變化規(guī)律。結(jié)果表明，梁體相對(duì)支座偏移對(duì)鋼箱梁頂板與橫隔板變形及受力的影響較小。豎向加勁板與底板均在支座偏移50 mm后，構(gòu)件峰值應(yīng)力及局部應(yīng)力增幅顯著，頂推施工中應(yīng)重點(diǎn)監(jiān)測(cè)?？紤]到豎向加勁板為支座偏差下的鋼箱梁最不利構(gòu)件，建議取50 mm為支座偏移限值，以確保頂推施工安全，但具體偏移限值需參考實(shí)際施工。

關(guān)鍵詞：鋼箱梁；頂推施工；支座偏移；鋼梁撓度；局部應(yīng)力

中圖分類號(hào)：U448文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A文章編號(hào)：1006-8023（2023）02-0148-09

Research on Construction Error Limit of Longitudinal Offset of Steel

Box Girder Bridge Relative to Bearing Position

JIA Zhengwei1， FU Zhongqiu1*， HE Bin2， YUAN Qinghai2

（1.College of Civil Engineering and Transportation， Hohai University， Nanjing 210098， China;

2.Zhejiang Communications Construction Group Co.， LTD.， Hangzhou 310000， China）

Abstract：Aiming at the relative deviation error of designed location for the bearing in the steel box girder， a full bridge model of the steel box girder was established. The local deformation and stress under different bearing deviations were studied. The influence of bearing deviation on roof displacement was analyzed by extracting the vertical deformation of the roof over the middle span and bearing. Based on the stress at the junction of diaphragm， stiffener and bottom plate， the variation law of peak stress under different bearing deviations was studied. The results showed that the displacement of the beam relative to the bearing had little influence on the deformation and stress of the roof and diaphragm of the steel box girder. When the vertical stiffener and bottom plate were shifted 50 mm， the peak stress and local stress of components increased sharply， which should be mainly monitored in incremental launching construction. Considering that the vertical stiffener was the most unfavorable component of the steel box girder under the bearing deviation， it was suggested to set 50 mm as the offset limit of the bearing to ensure the safety of the incremental launching construction， but the specific offset limit should refer to the actual construction.

Keywords：Steel box girder; incremental launching construction; bearing offset; deflection of steel beam; local stress

收稿日期：2022-05-31

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目（51678215）

第一作者簡(jiǎn)介：賈正偉，碩士研究生。研究方向?yàn)殇摌蚴┕づc運(yùn)維。Email： 647924440@qq.com

*通信作者：傅中秋，博士，教授。研究方向?yàn)殇摌蚱谂c維護(hù)。Email： fuzhongqiu@hhu.edu.cn

引文格式：賈正偉，傅中秋，何斌，等.鋼箱梁橋相對(duì)支座位置縱向偏移施工誤差限值研究[J].森林工程，2023，39（2）：148-156.

JIA Z W， FU Z Q， HE B， et al. Research on construction error limit of longitudinal offset of steel box girder bridge relative to bearing position[J]. Forest Engineering， 2023，39（2）：148-156.

0引言

鋼箱梁具有自重輕、抗扭剛度大、跨越能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)[1-2]，被廣泛應(yīng)用于橋梁建設(shè)中。近年來，隨著橋梁建設(shè)的蓬勃發(fā)展，在國(guó)家大力推廣鋼橋建設(shè)的號(hào)召下，中小跨徑橋梁主梁也越來越多采用鋼橋結(jié)構(gòu)形式[3-4]。為縮短施工周期，避免影響橋下通車、通航，主梁架設(shè)時(shí)采用頂推施工具有顯著優(yōu)勢(shì)[5-7]。頂推施工中，現(xiàn)場(chǎng)拼焊時(shí)局部切割或焊接變形會(huì)導(dǎo)致鋼梁節(jié)段縱向長(zhǎng)度與設(shè)計(jì)值之間存在誤差[8-9]。頂推節(jié)段數(shù)量增加，縱向誤差的累積將引起梁體支座偏位，偏位過大會(huì)造成主梁受力不對(duì)稱，局部應(yīng)力過大，甚至?xí)l(fā)鋼箱梁整體傾覆[10-12]。

在頂推施工過程中，梁體縱向誤差造成的結(jié)果等同于支座與主梁的偏位。相關(guān)學(xué)者針對(duì)支座偏位對(duì)結(jié)構(gòu)的影響開展了研究。孫測(cè)世等[13]以龜韭溝曲線斜拉橋?yàn)槔捎糜邢拊椒?，分析并得出了主墩支座向曲線內(nèi)側(cè)偏移對(duì)斜拉索索力差、主塔塔頂橫向位移及主梁橫梁彎矩影響呈線性趨勢(shì)。張浩等[14]通過路基墩柱偏移事故實(shí)例，分析了跨線橋混凝土墩柱偏移的成因，結(jié)合樁身的受力驗(yàn)算，提出糾偏處治措施，有效降低了支座的偏移量。田世清等[15]通過分析支座安裝缺陷對(duì)彎坡橋混凝土橋墩受力的影響，得出支座安裝缺陷越嚴(yán)重，其越易出現(xiàn)較大滑移和剪切破壞，從而當(dāng)偏移到一定程度時(shí)，混凝土橋墩會(huì)出現(xiàn)開裂。綜上所述，目前針對(duì)梁體支座相對(duì)偏移的研究，多為混凝土橋梁，且集中于下部結(jié)構(gòu)。而偏移對(duì)于上部主梁受力的影響研究較少涉及。支座偏移對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響也多為定性研究。而實(shí)際頂推施工中鋼箱梁拼接誤差難以控制，導(dǎo)致成橋后的支座偏移量無(wú)法估計(jì)。在較大支座偏移下，鋼主梁存在不對(duì)稱受力甚至傾覆的風(fēng)險(xiǎn)[16-18]。同時(shí)，現(xiàn)有規(guī)范[19]也未給出頂推施工中梁體相對(duì)支座縱向偏移明確的參考值。因此，有必要針對(duì)鋼箱梁頂推施工中梁體相對(duì)支座縱向偏移的限值開展研究，以提高頂推施工的安全性。

本研究以某三跨連續(xù)變截面鋼箱梁橋?yàn)槟Ｐ?，提取不同支座偏差下的豎向位移和應(yīng)力，分析支座偏差對(duì)關(guān)鍵部位變形和受力的影響。提出偏差參考值，可為同類鋼箱梁頂推施工誤差控制提供參考。

1有限元建模

有限元模型依據(jù)某三跨連續(xù)鋼箱梁橋建立。橋梁跨徑252 m，主跨跨徑120 m，主橋橋面寬31 m，雙幅設(shè)置。半幅主梁采用變截面雙箱單室鋼箱梁，梁底線形為二次拋物線。模型以變截面鋼箱梁?jiǎn)畏鶚虻陌肟邕M(jìn)行分析。支點(diǎn)梁高5.4 m，跨中梁高2.7 m。頂板厚16～22 mm，底板厚18～30 mm，腹板厚16～25 mm。主梁中跨距中支點(diǎn)15 m范圍內(nèi)板厚為25 mm，大于15 m范圍板厚為16 mm。頂板采用U形加勁肋，腹板采用板式加勁肋，底板采用T形加勁肋。鋼主梁及局部模型如圖1所示。鋼箱梁的材料采用Q345qD，模型僅考慮鋼材的彈性變形，采用理想彈性的本構(gòu)關(guān)系?？紤]到鋼箱梁自重影響，鋼材的彈性模量E=2.1×105 MPa，鋼材質(zhì)量密度為7.85×10-9 t/mm3，重力加速度g=9 810 mm/s2，泊松比v=0.3。全局模型采用殼模型，線性四邊形減縮積分S4R殼單元進(jìn)行劃分，全橋網(wǎng)格尺寸為150 mm。

鋼箱梁縱向誤差可能導(dǎo)致落梁點(diǎn)位將與支座中心發(fā)生相對(duì)偏移。實(shí)際施工中，由于支座位置固定，為簡(jiǎn)化模擬，通過偏移支座上方墊塊實(shí)現(xiàn)其與梁體的相對(duì)位移。支座偏移由河側(cè)向岸側(cè)為正。主墩上方、邊跨支座鋼墊塊用實(shí)體單元模擬。主墩上方鋼墊塊參數(shù)為1 500 mm×1 500 mm×50 mm，邊跨端部鋼墊塊參數(shù)為1 000 mm×1 000 mm×50 mm。鋼墊板選擇適合接觸計(jì)算的線性六面體減縮積分C3D20R實(shí)體單元模擬，材料常數(shù)及網(wǎng)格尺寸與主梁相同。全橋劃分共計(jì)519 002個(gè)單元，其中殼單元518 704個(gè)，實(shí)體單元298個(gè)。

支座上方底板厚30 mm，設(shè)計(jì)時(shí)考慮到主墩上方底板中心的局部應(yīng)力較大，對(duì)支座上方底板中心1 000 mm×1 000 mm內(nèi)進(jìn)行60 mm加厚。由于實(shí)橋施工中，墊塊與底板采用四邊圍焊形式進(jìn)行固定，故在模型中對(duì)2部分，采用Tie連接方式[20]。對(duì)稱軸面采用全對(duì)稱約束，墊塊底部采用邊界約束，實(shí)現(xiàn)連續(xù)梁結(jié)構(gòu)。有限元模型中不同支座位移的模擬方式采用的是“墩動(dòng)，梁不動(dòng)”，即在建模過程中梁體空間位置不變，通過支座移動(dòng)的方式來實(shí)現(xiàn)梁體相對(duì)支座位置縱向偏移。

墊塊偏移如圖1（b）所示。以支座偏移-10～80 mm為計(jì)算工況；為簡(jiǎn)化分析，在-10～40 mm區(qū)間內(nèi)，支座偏移間隔5 mm。40～80 mm區(qū)間內(nèi)，支座偏移間隔10 mm，共計(jì)15個(gè)工況。分析不同支座偏移T對(duì)變截面鋼箱梁受力的影響。

2不同偏差下結(jié)構(gòu)位移

2.1跨中頂板

在支座未偏移工況下，沿縱橋向提取半跨變截面鋼箱梁的頂板撓度，如圖2所示。鋼箱梁頂板的最大撓度位于跨中部位，因此重點(diǎn)分析不同支座偏差下跨中頂板的撓度變化。由于鋼箱梁寬度較大，頂板橫橋向撓度關(guān)系著橋梁的穩(wěn)定性。因此沿橫橋向提取鋼箱梁跨中頂板撓度進(jìn)行分析。由圖3（a）可知，從左側(cè)往右側(cè)提取跨中頂板的豎向撓度，路徑距離為14 000 mm?？缰许敯逖貦M橋向的豎向位移分布如圖3（b）所示。以S表示路徑上點(diǎn)位與路徑起點(diǎn)的距離。

圖3（b）中橫截面豎向位移以橋梁中心線為軸大致呈對(duì)稱分布。隨著梁體支座偏移增加，跨中頂板撓度逐漸增大，跨中頂板變形量在2 mm內(nèi)。這表明支座偏移對(duì)跨中變形的影響較小，可忽略不計(jì)。

2.2主墩上方頂板

為反映主墩上方頂板撓度分布特征，沿橫橋向提取主墩上方頂板的豎向位移。由圖4（a）可知，從左側(cè)往右側(cè)提取跨中頂板的豎向撓度，路徑為14 000 mm。主墩上方頂板沿橫橋向的豎向位移分布如圖4（b）所示。

由圖4（b）可知隨著偏差增加，主墩正上方頂板y向位移增大。支座偏移80 mm與未偏移相對(duì)最大增大了391.49%，但增量?jī)H0.06 mm，對(duì)豎向撓度變形影響較小。這表明支座偏差對(duì)主墩上方頂板變形的影響在1 mm內(nèi)，可忽略不計(jì)。

3不同偏差下局部應(yīng)力

3.1橫隔板

支座偏差會(huì)導(dǎo)致鋼箱梁受力不對(duì)稱，考慮到鋼箱梁為薄壁結(jié)構(gòu)，局部位置在不對(duì)稱受力下的應(yīng)力特征尚不明確。由于支座上方鋼箱梁構(gòu)造復(fù)雜，存在T肋，豎向加勁板、底板和橫隔板等多個(gè)構(gòu)件，受力復(fù)雜。首先分析橫隔板與底板對(duì)接部位的應(yīng)力，選取左、右箱室1、2、3號(hào)點(diǎn)位的應(yīng)力進(jìn)行分析，如圖5所示。

由圖5可知，左、右箱室2號(hào)點(diǎn)位的應(yīng)力變化較明顯，梁體支座相對(duì)偏移80 mm時(shí)較未偏移增加5.39 MPa，表明中間橫隔板在承受支座反力時(shí)，應(yīng)力隨支座偏移增加而增大。相較于中間橫隔板，靠近兩側(cè)箱室的橫隔板1、3號(hào)點(diǎn)位的應(yīng)力隨支座偏移增大而降低，降幅較平緩，支座偏移80 mm較未偏移時(shí)的應(yīng)力僅減少了1.41 MPa。以上結(jié)果表明，支座偏移對(duì)橫隔板與底板對(duì)接部位的應(yīng)力影響較小，可忽略不計(jì)。

3.2加勁構(gòu)件

3.2.1豎向加勁板

由圖6可知，由于支座偏差為縱向偏差，且鋼箱梁結(jié)構(gòu)左右對(duì)稱，故在分析其他構(gòu)件應(yīng)力時(shí)僅提取一側(cè)箱室即可。在支座未偏移的工況下，提取豎向加勁板與底板對(duì)接部位處3條路徑上的應(yīng)力進(jìn)行分析，如圖6（a）所示。由圖6（a）可知，豎向加勁板各縱向路徑上的應(yīng)力均呈墊塊前后緣大，中間及兩端小的不均勻分布趨勢(shì)；豎向加勁板在墊塊兩側(cè)應(yīng)力均達(dá)到峰值，其中3條路徑上該構(gòu)件的應(yīng)力水平最高為③號(hào)，兩端峰值應(yīng)力分別為173 MPa和120 MPa；豎向加勁板在墊塊位置前后緣會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力集中；Q345qD鋼材容許應(yīng)力值為210 MPa，考慮到施工過程的結(jié)構(gòu)驗(yàn)算可進(jìn)行1.3倍的提高，則施工容許應(yīng)力值取為273 MPa[21]，因此未超過Q345的允許應(yīng)力；③號(hào)路徑整體應(yīng)力水平最高，故僅以該路徑為研究對(duì)象，分析支座偏差對(duì)該路徑局部應(yīng)力的影響。

由圖6（b）可知，隨著支座偏差增大，路徑③上各網(wǎng)格點(diǎn)應(yīng)力均呈單調(diào)變化，但增減不一，如距離河側(cè)571 mm和1 000 mm處點(diǎn)位應(yīng)力隨偏差增大呈相反的變化趨勢(shì)。為反映支座偏差對(duì)局部應(yīng)力的不利影響，僅關(guān)注支座偏差下應(yīng)力增長(zhǎng)的點(diǎn)位。經(jīng)計(jì)算，路徑③上靠近河側(cè)1 000 mm處應(yīng)力增長(zhǎng)最為顯著，其應(yīng)力變化曲線如圖6（c）所示，圖6（c）中橫坐標(biāo)為支座偏差，隨著偏差逐漸增大，豎向加勁板③號(hào)路徑上局部應(yīng)力緩慢線性增加；而當(dāng)偏差超過50 mm后，鋼墊塊逐漸向岸側(cè)移動(dòng)，應(yīng)力開始陡增；在工況設(shè)置的最大支座偏移下，在距離河側(cè)1 000 mm處的局部應(yīng)力增長(zhǎng)約48 MPa。

3.2.2加勁T肋

跨中局部區(qū)域由豎向加勁板來加強(qiáng)，其他加勁肋采用T肋。由于鋼箱梁底板上部采用6根T肋加勁，故先分析未偏移下T肋與底板相交處6條路徑上的應(yīng)力以確定T肋峰值應(yīng)力部位，如圖7（a）所示。

③、④號(hào)路徑由河側(cè)向岸側(cè)1 000 mm～4 000 mm處為豎向加勁板的位置，故曲線中應(yīng)力在該區(qū)間內(nèi)空缺。由圖7（a）可知，T肋最大應(yīng)力在②號(hào)路徑上。提取不同偏差下②號(hào)路徑上T肋的局部應(yīng)力進(jìn)行分析，如圖7（b）所示。由圖7（b）可知，支座偏移-10～20 mm時(shí)，T肋應(yīng)力變幅較??；在20～60 mm區(qū)間內(nèi)，T肋應(yīng)力隨偏差增大而線形上升；超出60 mm后，T肋應(yīng)力逐漸減?。豢紤]到不同偏移下，T肋峰值應(yīng)力最大僅增長(zhǎng)5 MPa，故支座偏移對(duì)T肋的影響可基本忽略。

3.3底板

與支座墊板接觸的等截面底板中心區(qū)域，直接承受支座傳遞的反力，故該部位底板采用了T肋、豎板加勁板等構(gòu)件加強(qiáng)。由于復(fù)雜構(gòu)造部位的局部受力通常較為復(fù)雜，有必要對(duì)支座偏差下的底板局部應(yīng)力開展分析?？紤]到該橋梁支座上方底板正中心1 000×1 000 mm范圍內(nèi)還采用了60 mm鋼板加厚，非加厚區(qū)與加厚區(qū)之間剛度差異較大，易導(dǎo)致局部應(yīng)力變化顯著。在模型中，沿縱橋向提取支座未偏差下底板與各構(gòu)件對(duì)接處9條路徑的應(yīng)力，如圖8（a）和（b）所示。④⑤⑥號(hào)路徑經(jīng)過加厚區(qū)，其余路徑均位于未加厚區(qū)。

由圖8（a）和（b）可知，支座未偏差時(shí)，底板峰值應(yīng)力位于⑤號(hào)路徑上；④⑤⑥號(hào)路徑上，加厚區(qū)與非加厚區(qū)過渡部位應(yīng)力變化顯著，表明加厚鋼板邊緣應(yīng)力梯度較大，存在明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象；以⑤號(hào)路徑為例，由加厚區(qū)過渡至非加厚區(qū)時(shí)，應(yīng)力增大了42.29 MPa，增幅達(dá)239%。為對(duì)比縱、橫橋向加厚區(qū)邊緣應(yīng)力變化規(guī)律，提取鋼箱梁左右箱室底板橫橋向路徑的應(yīng)力進(jìn)行分析，如圖8（c）所示。由圖8（c）可知，橫橋向底板加厚區(qū)邊緣同樣存在應(yīng)力變化顯著；未加厚區(qū)局部增幅僅13%?？紤]到縱橋向底板加厚區(qū)邊緣應(yīng)力變化程度遠(yuǎn)高于橫橋向，實(shí)橋頂推施工中建議重點(diǎn)關(guān)注底板縱橋向厚度變化區(qū)域，必要時(shí)對(duì)局部應(yīng)采取厚度漸變處理或構(gòu)造增強(qiáng)。

圖8（a）中底板各縱向路徑上的應(yīng)力均呈墊塊前后緣大、中間及兩端小的不均勻分布趨勢(shì)。其中底板在墊塊兩側(cè)應(yīng)力均達(dá)到峰值，其中3條路徑上該構(gòu)件的應(yīng)力水平最高為③號(hào)，兩端峰值應(yīng)力分別為105 MPa和53 MPa。可見底板在墊塊位置前后緣也會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力集中，但均未超過Q345的允許應(yīng)力。結(jié)合圖8（a）和（b）知，⑤號(hào)路徑整體應(yīng)力水平最高，故僅以該路徑為研究對(duì)象，分析路徑上的局部應(yīng)力變化。由圖9（a）可知，隨著支座偏差增大，路徑⑤上各網(wǎng)格點(diǎn)應(yīng)力也均呈單調(diào)變化，且增減不一，如距離河側(cè)1 428 mm和1 714 mm處點(diǎn)位應(yīng)力隨偏差增大呈相反的變化趨勢(shì)。為反映支座偏差對(duì)局部應(yīng)力的不利影響，僅關(guān)注支座偏差下應(yīng)力增長(zhǎng)的點(diǎn)位。經(jīng)計(jì)算，路徑⑤上靠近河側(cè)1 714 mm處應(yīng)力增長(zhǎng)最為顯著，其應(yīng)力變化曲線如圖9（b）所示。由圖9（b）可知，隨著支座偏差逐漸增大，豎向加勁板⑤號(hào)路徑上該點(diǎn)位的應(yīng)力線性增加；當(dāng)偏差為40～60 mm時(shí)應(yīng)力開始緩慢線形增大。而當(dāng)偏差超過60 mm后，結(jié)合豎向加勁板受力，底板應(yīng)力繼續(xù)線形增大；在工況設(shè)置的最大支座偏移下，該點(diǎn)的局部應(yīng)力增長(zhǎng)約51.8 MPa。

4偏差影響分析

構(gòu)件峰值應(yīng)力過大或局部部位應(yīng)力顯著變化均會(huì)威脅頂推施工安全。有必要綜合各構(gòu)件分析支座偏差對(duì)鋼箱梁各主要構(gòu)件的影響，以明確合理的偏差范圍，為實(shí)橋頂推施工提供參考。各主要構(gòu)件的峰值應(yīng)力隨支座偏差的變化如圖10（a）所示?？紤]到橫隔板峰值應(yīng)力較小，在圖10（a）中未繪出。

由圖10（a）可知，鋼箱梁構(gòu)件的最大應(yīng)力位于豎向加勁板上，表明豎向加勁板是支座偏差下的最不利構(gòu)件。在最不利偏移工況下，豎向加勁板最大等效應(yīng)力值約為190 MPa，則各構(gòu)件的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果根據(jù)規(guī)范均滿足要求[21-22]。隨支座偏移增大，豎向加勁板與底板峰值應(yīng)力均呈現(xiàn)先降后增的變化趨勢(shì)，且分別在偏移50 mm和60 mm后應(yīng)力增幅顯著。其他構(gòu)件應(yīng)力基本無(wú)變化。

由圖10（b）可知，豎向加勁板、底板局部應(yīng)力分別在支座偏移超50 mm和60 mm后增幅較顯著，其中豎向加勁板、底板在50 mm＜T＜80 mm和60 mm＜T＜80 mm內(nèi)的應(yīng)力增量分別占0＜T＜80 mm內(nèi)應(yīng)力增量的69%和47%。鋼箱梁其余構(gòu)件局部應(yīng)力較低且基本不受支座偏差影響。考慮到豎向加勁板為支座偏差下的鋼箱梁最不利構(gòu)件，綜合各構(gòu)件局部應(yīng)力變化特征，建議取50 mm為支座偏移限值，以確保頂推施工中鋼箱梁結(jié)構(gòu)的安全。

由于梁體在頂推支架上進(jìn)行拼焊，雖然制造每段梁體的精度相當(dāng)高，但當(dāng)運(yùn)輸至現(xiàn)場(chǎng)分塊數(shù)量較多時(shí)，非常小的誤差累積可能會(huì)最終導(dǎo)致成橋下的大誤差[8-9]。當(dāng)已拼接好梁段長(zhǎng)度低于理論值，即使后續(xù)梁體精度再高，進(jìn)行拼焊也沒辦法降低誤差。同時(shí)主梁縱坡導(dǎo)致主梁在水平方向投影也會(huì)導(dǎo)致梁體支座偏移。故在施工中需嚴(yán)格監(jiān)控每一節(jié)段拼焊過程的主梁長(zhǎng)度。在設(shè)計(jì)箱梁頂推施工需綜合考慮線形、變形和焊縫寬度等，可在鋼箱梁制造過程中可進(jìn)行梁的縱向加長(zhǎng)處理，嚴(yán)格把控實(shí)際施工中長(zhǎng)度與理論值之間的誤差，盡量將梁體誤差控制在50 mm內(nèi)。頂推施工中對(duì)梁體的內(nèi)力一般是不做監(jiān)測(cè)[8]，對(duì)梁體內(nèi)力變化情況很難直接得到，鋼梁在運(yùn)營(yíng)階段可能會(huì)存在潛在的危險(xiǎn)。頂推施工中應(yīng)重點(diǎn)監(jiān)測(cè)主要構(gòu)件的應(yīng)力，并隨時(shí)與設(shè)計(jì)值進(jìn)行對(duì)比。

5結(jié)論

以某三跨連續(xù)鋼箱梁橋?yàn)楸尘?，建立鋼箱梁全橋模型，探究支座相?duì)梁體偏差對(duì)頂板撓度、頂板橫截面豎向變形和主墩上方附近構(gòu)件應(yīng)力的影響，所得結(jié)論如下。

1）跨中、支座上方頂板最大撓度、頂板橫截面豎向變形及橫隔板局部應(yīng)力均隨梁體支座相對(duì)偏移而增大，但增量較小，故梁體支座相對(duì)偏移對(duì)鋼箱梁頂板與橫隔板受力及變形的影響可忽略。

2）支座上方等截面底板加厚區(qū)向非加厚區(qū)過渡的邊緣存在應(yīng)力突變，其中縱橋向過渡區(qū)邊緣應(yīng)力增幅達(dá)239%，橫橋向僅13%。實(shí)橋頂推應(yīng)重點(diǎn)監(jiān)測(cè)底板縱橋向加厚部位，必要時(shí)應(yīng)在底板加厚邊緣進(jìn)行構(gòu)造加強(qiáng)以緩解應(yīng)力集中現(xiàn)象。

3）豎向加勁板與底板均在支座偏移50 mm后，構(gòu)件峰值應(yīng)力及局部應(yīng)力增幅顯著，頂推施工中應(yīng)重點(diǎn)監(jiān)測(cè)?？紤]到豎向加勁板為支座偏差下的鋼箱梁最不利構(gòu)件，建議取50 mm為支座偏移限值，以確保頂推施工安全，但具體偏移限值需參考實(shí)際施工。

【參考文獻(xiàn)】

[1]《中國(guó)公路學(xué)報(bào)》編輯部.中國(guó)橋梁工程學(xué)術(shù)研究綜述·2021[J].中國(guó)公路學(xué)報(bào)，2021，34（2）：1-97.

Editorial Department of China Journal of Highway and Transport. Review on China's bridge engineering research： 2021[J]. China Journal of Highway and Transport， 2021， 34（2）： 1-97.

[2]張愛平.鋼箱梁節(jié)段施工受力性能分析[J].公路，2021，66（1）：157-161.

ZHANG A P. Mechanical performance analysis of steel box girder segment construction[J]. Highway， 2021， 66（1）： 157-161.

[3]王東輝，韓冰.平潭海峽公鐵兩用大橋通航孔橋橋塔施工關(guān)鍵技術(shù)[J].橋梁建設(shè)，2019，49（3）：1-5.

WANG D H， HAN B. Key techniques for construction of pylon of channel bridge of Pingtan Straits rail-cum-road bridge[J]. Bridge Construction， 2019， 49（3）： 1-5.

[4]ALCINIA Z S， OCTAVIO P M. The application of virtual reality technology in the construction of bridge： the cantilever and incremental launching methods[J]. Automation in Construction， 2014， 37： 58-67.

[5]DING S H， FANG J， ZHANG S L， et al. A construction technique of incremental launching for a continuous steel truss girder bridge with suspension cable stiffening chords[J]. Structural Engineering International， 2021， 31（1）： 93-98.

[6]張樹才.蕪湖長(zhǎng)江公鐵大橋2號(hào)主墩基礎(chǔ)施工關(guān)鍵技術(shù)[J].橋梁建設(shè)，2019，49（3）：6-10.

ZHANG S C. Key techniques for constructing foundation of pier No.2 of Wuhu Changjiang River rail-cum-road bridge[J]. Bridge Construction， 2019， 49（3）： 6-10.

[7]WANG J， LIN J P， XU R. Incremental launching construction control of long multispan composite bridges[J]. Journal of Bridge Engineering， 2015， 20： 04015006.

[8]趙志平.橋梁頂推施工的精度探討[J].橋梁建設(shè)，1994，24（2）：70-73.

ZHAO Z P. Discussion on accuracy of bridge jacking construction[J]. Bridge Construction， 1994， 24（2）： 70-73.

[9]王衛(wèi)鋒，林俊鋒，馬文田.頂推施工中臨時(shí)墩位置對(duì)梁體制造誤差的影響[J].華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2006，34（9）：76-79，89.

WANG W F， LIN J F， MA W T. Effect of location of temporary pier in incremental launching construction on manufacture error of girder[J]. Journal of South China University of Technology （Natural Science Edition）， 2006， 34（9）： 76-79， 89.

[10]朱利明，陳沁宇，吳波.步履式頂推寬幅鋼箱梁局部應(yīng)力雙參數(shù)控制研究[J].建筑結(jié)構(gòu)，2021，51（S2）：934-939.

ZHU L M， CHEN Q Y， WU B. Research on two parameters control and local stress of walking-type incremental launching wide steel box girder[J]. Building Structure， 2021， 51（S2）： 934-939.

[11]ZHANG P Y， JIANG X， GAN H L. Research on the overall and local mechanical behaviors of steel box girder cable-stayed bridge via incremental launching construction[J]. Insight-Civil Engineering， 2020， 3（2）： 35-42.

[12]莊慶泰.連續(xù)鋼箱梁橋整體穩(wěn)定及抗傾覆性能研究[D].西安：長(zhǎng)安大學(xué)，2013.

ZHUANG Q T. Research on the overall stability and anti-overturning of continuous steel box girder bridge[D]. Xi'an： Chang'an University， 2013.

[13]孫測(cè)世，童建勝，周水興.曲線斜拉橋錨固點(diǎn)與支座偏移受力影響[J].重慶交通大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2009，28（3）：492-496.

SUN C S， TONG J S， ZHOU S X. Influence analysis on anchorage and bearing offsets of curved cable-stayed bridge[J]. Journal of Chongqing Jiaotong University （Natural Science）， 2009， 28（3）： 492-496.

[14]張浩，石名磊，胡伍生，等.互通區(qū)跨線橋鄰近路基墩柱偏移事故分析[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2013，43（3）：617-623.

ZHANG H， SHI M L， HU W S， et al. Analysis of sloping pier nearby embankment of overpass bridge in interchange[J]. Journal of Southeast University （Natural Science Edition）， 2013， 43（3）： 617-623.

[15]田世清，王俊新，石慶凡.支座安裝缺陷與橋墩偏移病害關(guān)系研究[J].中外公路，2015，35（6）：179-181.

TIAN S Q， WANG J X， SHI Q F. Study on the relationship between bearing installation defects and pier deviation diseases[J]. Journal of China & Foreign Highway， 2015， 35（6）： 179-181.

[16]YU X D， DENG Y L， YAN B. Case study of the 156 m simply supported steel truss railway bridge[J]. Structural Engineering International， 2017， 27（4）： 563-568.

[17]陽(yáng)發(fā)金，王新國(guó).重慶中渡長(zhǎng)江大橋主橋設(shè)計(jì)關(guān)鍵技術(shù)[J].世界橋梁，2022，50（2）：1-6.

YANG F J， WANG X G. Key design techniques of main bridge of Zhongdu Changjiang River bridge in Chongqing[J]. World Bridges， 2022， 50（2）： 1-6.

[18]GALE R. Incremental launching of steel girders in British Columbia-two case studies[J]. Structural Engineering International， 2011， 21（4）： 443-449.

[19]山東省交通運(yùn)輸廳.山東省地方標(biāo)準(zhǔn)鋼箱梁頂推施工技術(shù)規(guī)程：DB37/T 1389—2009[S].北京：人民交通出版社，2010.

Shandong Provincial Department of Transport. Technical specification for incremental launching construction of steel box girder in Shandong province： DB37/T1389—2009[S]. Beijing： China Communications Press， 2010.

[20]ZHANG H， DESROCHES R， YANG Z J， et al. Experimental and analytical studies on a streamlined steel box girder[J]. Journal of Constructional Steel Research， 2010， 66（7）： 906-914.

[21]李傳習(xí)，陳卓，董創(chuàng)文，等.橫向四滑道步履式頂推寬幅鋼箱梁局部應(yīng)力分析[J].公路交通科技，2019，36（4）：72-79.

LI C X， CHEN Z， DONG C W， et al. Analysis on local stress of wide steel box beam constructed by transverse four-slide walking-type incremental launching method[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development， 2019， 36（4）： 72-79.

[22]中鐵大橋勘測(cè)設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司.鐵路橋梁鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范：TB 10091-2017[S].北京：中國(guó)鐵道出版社，2017.

China Railway Major Bridge Reconnaissance & Design Institute CO.， LTD. Code for Design on Steel Structure of Railway Bridge： TB 10091-2017[S]. Beijing： China Railway Publishing House， 2017.