曾 成 曹水東 張玉平

（長沙理工大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410114）

0 引言

鋼箱梁具有抗彎和抗扭剛度大、結(jié)構(gòu)強(qiáng)度高、自重輕、施工速度快、跨越能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，因此在橋梁建設(shè)中應(yīng)用越來越廣泛［1］。在鋼箱梁橋建設(shè)中，鋼箱梁的安裝與制造一般可分為3個(gè)階段：板單元（組成梁段的基本單元）制作、梁段（成橋安裝架設(shè)的獨(dú)立單元）組拼安裝及成橋階段焊接［2］。鋼箱梁制造與安裝分為兩種類型：一是大節(jié)段預(yù)制、大節(jié)段吊裝［3-4］；二是因整段鋼箱梁體積龐大，施工場(chǎng)地空間、施工器械性能有限，采用分節(jié)段預(yù)制、分節(jié)段吊裝的方法進(jìn)行施工［5］。鋼箱梁節(jié)段制作完成后在梁場(chǎng)進(jìn)行整塊拼裝和焊接，然后經(jīng)檢查合格后運(yùn)達(dá)施工現(xiàn)場(chǎng)，通過吊裝設(shè)備吊裝到臨時(shí)支撐上面進(jìn)行焊接組裝，完成鋼箱梁的安裝。鋼箱梁分塊方案既受到具體安裝施工方案的約束，也在一定程度上影響著施工方案的選擇，兩者都是鋼箱梁橋建設(shè)過程中不可忽視的部分。在鋼箱梁節(jié)段拼裝過程中，其線形和應(yīng)力情況同焊接施工要求、設(shè)計(jì)要求有一定的偏差。張愛平［6］以G320國道小林至東湖連接線工程第56 聯(lián)65 m 單箱六室簡(jiǎn)支鋼箱梁橋?yàn)楣こ瘫尘埃撓淞翰捎每v向分段（4.75+18+19.5+18+4.75）m、橫向分塊的施工措施，箱梁（18+19.5+18）m 三個(gè)縱向分段橫橋向都分為2 個(gè)挑臂和6 個(gè)箱室，通過有限元分析得出鋼箱梁橫向分塊接縫處的最大位移差為2.97 mm，且頂板和腹板未完全連接的位置會(huì)產(chǎn)生范圍不大、應(yīng)力不高的應(yīng)力集中現(xiàn)象。彭成明等［7］以巴拿馬四橋?yàn)楣こ瘫尘?，該公軌合建混合梁斜拉橋中跨鋼箱梁采用橫向分塊施工方案，通過索塔側(cè)向提梁上橋面，梁上運(yùn)梁至懸臂端并完成箱梁焊接作業(yè)，有限元分析結(jié)果表明，梁上運(yùn)梁、橫向分塊安裝兩個(gè)工況都有明顯的橫向偏載效應(yīng)，但整個(gè)施工階段結(jié)構(gòu)安全可靠。汪勁豐等［8］以杭州市跨京杭運(yùn)河（37+60+37）m單箱三室連續(xù)鋼箱梁橋?yàn)楣こ瘫尘?，鋼箱梁橫向分塊形成3 個(gè)不同開口程度的梁段，梁段腹板與頂板開口處及缺失腹板處沿縱橋向設(shè)置了X 型剪刀撐，運(yùn)用Midas Civil 分析吊裝及安放過程中各梁塊跨中處的位移與應(yīng)力，并對(duì)實(shí)橋應(yīng)力進(jìn)行監(jiān)測(cè)，結(jié)果表明，增設(shè)X型剪刀撐后各梁塊的變形和應(yīng)力均較為協(xié)調(diào)，滿足后續(xù)橫向焊接施工要求，結(jié)構(gòu)應(yīng)力處于安全范圍。江勁豐等［9］將考慮界面滑移的組合結(jié)構(gòu)理論應(yīng)用于橫向分塊后的鋼箱梁塊，通過引入部分抗剪組合結(jié)構(gòu)的控制微分方程，建立變形和應(yīng)力的解析解方法。隨后根據(jù)橫向分塊后鋼箱梁塊的構(gòu)造特點(diǎn)，歸納分析影響位移和應(yīng)力的關(guān)鍵參數(shù)及影響規(guī)律，進(jìn)行分塊施工技術(shù)探討，并指導(dǎo)和應(yīng)用于工程實(shí)例。綜上所述，鋼箱梁橫向分塊施工方面的研究已經(jīng)有一些成果，但對(duì)于異形寬幅鋼箱梁橫向分塊施工中鋼箱梁塊接縫處的位移差問題及解決大位移差的施工措施還沒有進(jìn)行有針對(duì)性的研究。

本研究以深中通道淺灘區(qū)某異形寬幅鋼箱連續(xù)梁橋?yàn)楣こ瘫尘?，通過有限元方法分析采用橫向分塊方案后鋼箱梁在各施工階段下梁塊線形和應(yīng)力情況以及為減小梁塊接縫處位移差采取的施工措施，從而保證異形鋼箱梁施工過程中始終處于安全合理狀態(tài)。

1 工程背景

深中通道某異形扁平鋼箱連續(xù)梁橋位于124～129#橋墩上，橋跨布置為5×60 m，橋面寬24～35.9 m。全橋位于整條線路的右幅，雙向八車道，設(shè)計(jì)時(shí)速為110 km∕h，抗風(fēng)風(fēng)速為地面以上10 m 高、100 a 重現(xiàn)期的10 min 平均年最大風(fēng)速39.1 m∕s，鋼箱梁立面和平面布置如圖1所示。

前三跨（A～C 段）主梁為單箱雙室，后兩跨（D、E 段）主梁為單箱三室截面，A～C 段鋼箱梁通過增大外箱室寬度來實(shí)現(xiàn)橋面寬度變化，D、E 段鋼箱梁通過增大中間箱室寬度實(shí)現(xiàn)橋面寬度變化，全橋主梁在距離線路中心10.25 m 處的梁高均為3.5 m。全橋均設(shè)有2.5%的橫坡，橫坡表現(xiàn)為線路中心線側(cè)低，通過傾斜箱梁頂板實(shí)現(xiàn)，箱梁底板保持水平，橫隔板間距大部分為2 m，少數(shù)橫隔板間距為0.3 m、0.5 m、1.55 m、1.75 m，橫隔板標(biāo)準(zhǔn)斷面如圖2所示。

圖2 橫隔板標(biāo)準(zhǔn)斷面（單位:mm）

橋梁采用整孔預(yù)制、整孔吊裝的施工方案。相鄰兩跨主梁的斷開位置為橋墩中心線附近，主梁頂板在橋墩中心線往小里程側(cè)偏移200 mm，底板在橋墩中心線往大里程側(cè)偏移200 mm。其中D、E 段鋼箱梁由于自身構(gòu)造原因，無法采用“天一號(hào)”海上架梁施工專用起重船一次性吊裝架設(shè)。為解決該施工難題，加快施工進(jìn)度，采用橫向分塊的施工方案。方案將D、E 段鋼箱梁沿縱橋向劃分成兩部分，分別制作這兩塊鋼箱梁，單獨(dú)吊裝到橋墩上，再焊接成一孔鋼箱梁，完成整跨鋼箱梁的吊裝作業(yè)。

為保證運(yùn)輸及架設(shè)過程中分塊梁段的橫向穩(wěn)定性，分塊后左右兩塊鋼箱梁都要有一個(gè)封閉的箱室，即橫向分塊位置應(yīng)處于中間箱室。此外，縱向分塊位置應(yīng)使左右兩塊鋼箱梁在簡(jiǎn)支狀態(tài)下縱向整體撓度基本相當(dāng)，左右兩個(gè)梁段剛度、自重基本相當(dāng)。橫向分塊方案是將一跨變寬度鋼箱梁分割成等寬度和變寬度兩塊鋼箱梁，記D 段鋼箱梁分塊后的鋼箱梁為1 號(hào)、2 號(hào)梁段，記E 段的為3 號(hào)、4 號(hào)梁段。

鋼箱梁采取橫向分塊方案后，新增加了一道縱縫，縱縫處存在較大的位移差。該位移差在不產(chǎn)生較大的局部變形的情況下，應(yīng)采取施工措施確保兩塊鋼箱梁能夠焊接成為一個(gè)整體。該橋通過在2 號(hào)、4 號(hào)梁段施加壓重荷載來控制縱縫處的位移差，具體如圖3、圖4、表1 所示，1 號(hào)、3 號(hào)梁段的開口較大，其開口處設(shè)有桁架式縱隔板。

表1 橫線分塊距離及壓重荷載

圖3 D段箱梁頂板橫向分塊示意（單位：m）

圖4 2號(hào)梁段荷載壓重示意（單位:mm）

2 有限元模型

采用Midas Civil 建立D 段、E 段鋼箱梁有限元模型，分別模擬箱梁吊裝到位（吊裝到臨時(shí)支撐）、施加壓重荷載兩個(gè)施工工況，E 段鋼箱梁有限元模型如圖5 所示。模型縱隔板采用梁?jiǎn)卧M，其余部分均采用薄板單元模擬，鋼箱梁施工階段僅考慮結(jié)構(gòu)自重的影響?？臻g坐標(biāo)系X、Y、Z分別代表縱橋方向、橫橋方向、梁高方向，1～4 號(hào)梁段的邊界條件均是四個(gè)位置有約束，分別為：約束X、Y、Z方向位移，約束X、Z方向位移，約束Y、Z方向位移，約束Z方向位移；四個(gè)位置都約束了X、Z方向的轉(zhuǎn)動(dòng)。鋼箱梁構(gòu)件均采用低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼Q345qD，其技術(shù)條件符合《橋梁用結(jié)構(gòu)鋼》（GB∕T 714—2015）的規(guī)定，鋼材彈性模量為2.06 × 105MPa，泊松比為0.3，密度為7 850 kg·m-3。

圖5 E段鋼箱梁有限元模型

3 橫向分塊施工分析

3.1 位移分析

采用有限元方法模擬分析鋼箱梁橫向分塊施工，既需要對(duì)每一梁段變形進(jìn)行計(jì)算，又需對(duì)相鄰梁段變形值進(jìn)行比較，求理論變形差值。各施工階段下1 號(hào)、2 號(hào)梁段縱縫處的位移如圖6 所示，各施工階段下位移差如圖7 所示。圖7 中的位移差為2號(hào)梁段的位移減去1 號(hào)梁段的位移。位移以豎直向上為正，即位移差為正數(shù)時(shí)表示該縱縫處2 號(hào)梁段比1號(hào)梁段高。圖7中的縱橋向距離表示位移測(cè)點(diǎn)距離該段鋼箱梁小里程側(cè)橋墩中心的里程距離。3、4號(hào)梁段各施工階段的位移如圖8、圖9所示。

圖6 各施工階段1、2號(hào)梁段縱縫處的位移

圖7 各施工階段1、2號(hào)梁段縱縫處位移差

圖9 各施工階段3、4號(hào)梁段縱縫處的位移差

由圖6、圖7 可知，1 號(hào)、2 號(hào)梁段完成箱梁吊裝到位施工后，箱梁縱縫處位移最大位置均在跨中處，距離D 段鋼箱梁小里程側(cè)橋墩墩中心30 m，施工累計(jì)位移分別為-43.4 mm、-37.5 mm，縱縫處的最大位移差值為+5.9 mm；施加壓重荷載后，2 號(hào)梁段的施工累加位移為-44.2 mm，縱縫處的最大位移差為-0.9 mm。位移差最大值降低了115%，且縱縫處的位移差變化穩(wěn)定，僅有一個(gè)點(diǎn)1 號(hào)梁段比2 號(hào)梁段位移大。

由圖8 至圖9 可知，3 號(hào)、4 號(hào)梁段完成箱梁吊裝到位施工階段后，箱梁位移最大位置均在跨中，分別為-43.7 mm、-34.8 mm，縱縫處的最大位移差值為+8.9 mm；施加壓重荷載后，4 號(hào)梁段施工階段累計(jì)-41.9 mm，縱縫處的最大位移差為+1.9 mm。位移差最大值降低了79%，且縱縫處的位移差變化較為穩(wěn)定。

3.2 應(yīng)力分析

D、E 段箱梁施加壓重荷載施工階段下箱梁頂板、底板、腹板的應(yīng)力最大值及位置見表2、表3，在圖2（b）標(biāo)準(zhǔn)橫隔板示意圖中，單箱三室鋼箱梁共有4 塊腹板，從線路中心線開始，依次記為腹板1～腹板4。

表3 E段鋼箱梁有效應(yīng)力

從表2 可以看出，頂板有效應(yīng)力最大值位于頂板跨中與腹板3 交界處，周圍應(yīng)力大約是25 MPa，整體類似于同心圓，距離越遠(yuǎn)應(yīng)力越小。底板有效應(yīng)力最大值位于固定支座位置處，并且焊縫處的應(yīng)力相對(duì)其他位置小。腹板處有效應(yīng)力最大值位于腹板4 跨中靠近底板處，其余三塊腹板的有效應(yīng)力最大值也是跨中靠近底板處大，其中腹板2、腹板3的最大值在30 MPa 以內(nèi)，腹板1 與腹板4 都是箱梁的外腹板，腹板1的最大值為39.2 MPa。

4 結(jié)論

本研究以深中通道某異形扁平連續(xù)鋼箱梁橫向分塊為研究背景，采用Midas Civil 建立D、E 段鋼箱梁（鋼箱梁處于簡(jiǎn)支狀態(tài)）板單元模型，分析箱梁吊裝到臨時(shí)支撐、箱梁施加壓重荷載兩個(gè)施工階段下鋼箱梁的結(jié)構(gòu)位移及施加壓重荷載階段的應(yīng)力等情況，得出以下結(jié)論。

①D、E 段鋼箱梁吊裝到橋墩上臨時(shí)支撐后，D 段鋼箱梁橫向分塊后兩個(gè)梁段最大位移均在跨中位置，分別為-43.4 mm、-37.5 mm；E 段鋼箱梁橫向分塊后兩個(gè)梁段最大位移均在跨中位置，分別為-43.7 mm、-34.8 mm；即鋼箱梁橫向分塊后形成的縱縫處存在位移差，最大值分別為5.9 mm、8.9 mm，因此需要采取措施減小縱縫處的位移差。

②分別對(duì)D、E梁段施加不同的壓重荷載，可使縱縫處的位移差絕對(duì)最大值減小85%、79%，且理論位移差絕對(duì)值不超過2 mm，顯然合理施加壓重荷載能解決縱縫處位移差較大的問題。

③從應(yīng)力圖來看，D、E 段鋼箱梁的頂板、底板、腹板的應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，且任意點(diǎn)最大應(yīng)力值均不超過80 MPa，小于材料的屈服強(qiáng)度，證明橫向分塊施工方案可行。