跨河大橋鋼桁梁步履式頂推施工控制探討

范曉震

（山西晉陽高速改擴建項目管理有限公司，山西 晉城 048000）

當前頂推技術主要有步履式和拖拉式兩種，在拖拉式頂推過程中梁體會出現竄動，并會對永久墩或臨時支架造成巨大水平力，施工控制難度大。步履式頂推施工時，在各墩頂布置步履機，通過其豎向千斤頂頂起鋼梁多點，再借助其水平千斤頂將鋼梁向前推移，待1 個步距完成后落回豎向千斤頂，同時使水平千斤頂回程；重復以上操作直至頂推過程完成。步履式頂推機械化程度高，所施加的水平推力對摩擦力有平衡作用，故支架和墩柱承受的水平反力小，結構安全。但是因步履式頂推過程中，梁體每次所到達的頂升位置不固定，大噸位的鋼桁梁下弦桿不具備承受支反力的能力，橋梁結構受力達不到要求。

基于此，本文依托鋼桁梁實例，采用水平輸出力和豎向頂升力協同控制，將主墩和臨時墩墩頂支反力控制在設計范圍內，增強結構受力安全。

1 工程概況

某跨河橋梁主橋跨徑為72+122+4×240+122+72m，采用雙塔連續鋼桁梁斜拉橋形式；主梁為高15.5m 的N形桁架，橫向布置3 片主桁。鋼桁梁的材料主要選用Q370qE 高強鋼，邊跨斜拉索區桿件全部按照節段形式焊接處理。根據橋梁所處環境，主跨鋼梁主要借助架梁吊機逐節段懸臂架設施工。為簡化吊裝過程，采用步履式頂推法進行邊跨斜拉索鋼桁梁施工。橋型立面布置如圖1 所示。

圖1 橋型立面布置

2 施工方案

該橋梁工程所在河道航運頻繁，部分河道寬度僅為12m，浮吊以及規模較大的運輸船舶全部難以進場，更不能進行梁段運輸及吊裝施工。與此同時，所研究橋梁工程屬于相鄰公路連接段樞紐，施工任務重，故決定從兩岸岸坡處出發，逐節向跨中多點同步頂推。由于鋼桁梁頂推重量較大，提出攜帶加勁弦和不攜帶加勁弦的兩種頂推方案[1]。

2.1 方案1：不帶加勁弦

即主橋頂推跨度為80m，不帶加勁弦頂推，待鋼桁梁頂推合龍后，再展開上加勁弦施工。該方案總頂推長度達到520m，總頂推重量為20592t，單片主桁頂推時最大支反力17500kN，桿件受力符合要求，結構安全。在ZQ5 墩布置合龍口。頂推時，將長度為90m 的鋼桁梁拼裝平臺布置在ZQ1～ZQ3 墩間，并按照80m 間距在ZQ2～ZQ8 墩間布置臨時墩；將120t 跨墩門吊設置在鋼桁梁拼裝平臺頂面，借助該門吊展開長45m 的桁架式鋼導梁和長60m 的鋼桁梁拼裝。此后向跨中頂推30m。此后按照要求將30m 長的鋼桁梁拼接于平臺尾端，進而向跨中向持續推進80m 長度。此后在每次拼裝好80m 長度的鋼桁梁后，均向跨中頂推80m，直至合龍。

待鋼桁梁合龍后，通過公路橋面運輸加勁弦，并使用250t 履帶吊架設，最后通過頂落梁措施分5 次從中跨向邊跨逐跨合龍。

2.2 方案2：帶加勁弦

即主橋頂推跨度為80m，帶加勁弦頂推，也就是待鋼桁梁和加勁弦整體拼裝后一起頂推合龍。總頂推長度520m，頂推重量27500t，單片主桁頂推時最大支反力24500kN；鋼桁梁豎向桿件最大應力320.4MPa；應力超限桿件共24 根，需增大截面加固。在ZQ5 墩布置合龍口。包括鋼桁梁拼裝、臨時墩布置、頂推跨度設置及頂推施工等在內的思路與方案1 基本一致。

待鋼桁梁頂推就位后，只在中跨S59-S60 處布置1 個合龍口，則臨時墩LS4 頂落梁調整值最大（為8cm）。

2.3 方案比選

綜合以上分析，不攜帶加勁弦方案在結構安全、施工工藝、施工控制難度、工期、造價等方面均比攜帶加勁弦方案優異[2]，故最終選擇方案1，即不帶加勁弦方案。

表1 鋼桁梁步履式頂推施工方案比選

3 施工要點

3.1 頂推設備

由φ1520mm×20mm 鋼管立柱和φ1800mm 鉆孔樁構成臨時墩，并在立柱頂部設置滑道梁和分配梁，滑道梁由三層梁疊放設置，層間栓接；內嵌式平臺全部布設在滑道梁兩側，主要作為空間放置步履機。

桁架結構中的導梁設計長度為45m。當鋼桁梁懸臂達到最大時，導梁前部存在較大程度的下撓，必須借助千斤頂、墊塊或增設鼻梁等方式頂升鋼桁梁。該橋梁主要借助預拋高，通過縮小上弦桿長度，達到預抬導梁及上墩的效果。桁架導梁共上墩6 次，由此也得到6 個計算工況。結合有限元分析結果，在全面分析施工荷載、鋼桁梁預拱、結構自重等情況下，第2 次上墩受力處于最為不利狀況，導梁前端發生的下撓值高達18cm。采取預拋高等處治措施并使預制上弦桿的長度減小6cm后，導梁前端預抬高度達到20cm＞18cm，故預抬導梁及上墩效果較好。

鋼桁梁多點頂推通過步履機和滑塊的結合實現。頂推系統由布置于滑道梁頂面的2 套步履機和1 個滑塊組成；每套步履機由2 臺150t 橫向水平千斤頂、1 臺150t縱向水平千斤頂、1 臺1500t 豎向千斤頂組成，單次頂推行程可達到0.6m。兩套步履機之間布置滑塊。

3.2 頂推施工

在拼裝平臺上將鋼桁梁節段焊接好后展開頂推施工，1 個頂推輪次包括4 個節段。重復展開以上相關操作程序，直至鋼桁梁頂進10m 長度。由步履機豎向千斤頂同步起頂至10000kN，并使鋼桁梁底部從滑塊所在位置起離，此后，鋼桁梁的結構重量瞬間轉向豎向千斤頂，并主要由該千斤頂承擔，滑塊所對應的支撐力瞬時消除。借助卷揚機將滑塊后拖10m 至初始位置，結束節間頂推循環。

鋼桁梁支反力包括滑塊支撐力和步履機豎向千斤頂頂升力兩部分，其受力分配主要與滑道梁安裝精度有關。對于該跨河大橋鋼桁梁頂推施工而言，應將滑道梁安裝偏差控制在5cm 以內時，將寬度和順直度偏差控制在2mm 以內，平整度偏差則控制在0.3mm 以下。

3.3 水平輸出力與豎向頂升力控制

步履機頂升步伐較小，無法滿足鋼桁梁受力，為此項目組經過多方論證后提出，水平輸出力與豎向頂升力協同控制技術[3]。

（1）水平輸出力控制

為確保鋼桁梁和墊梁間所產生的靜摩阻力值不小于步履機豎向千斤頂底部所釋放的靜摩阻力，同時將兩個摩阻力值的差控制在頂推水平力以上，必須選用較大摩擦系數的墊梁抄墊介質，同時選用較小摩擦系數的千斤頂底部抄墊介質。

為此，對皮帶板、橡膠板、不銹鋼板、四氟板間的摩擦系數展開試驗，以選擇合適的抄墊介質。根據試驗結果，普通鋼板和橡膠板間摩擦系數為0.57，摩擦系數較大，但剪切變形也不小（為10mm），不利于頂推質量控制。普通鋼板和皮帶板間剪切變形小（為1mm），摩擦系數為0.28，可充分發揮摩阻力效果。根據試驗結果，最終決定在千斤頂底部設置工程塑料合金板抄墊介質，在墊梁頂面設置皮帶板作為抄墊介質。如此設置后，單臺步履機可提供770kN 的水平輸出力，安全系數為1.45，完全符合要求。

（2）豎向頂升力控制

按照0.6m 的設計間隔值，借助步履機豎向千斤頂的主要作用將主動頂升力施加至主桁下弦桿結構上，從而起到較好的帶動鋼桁梁在軌道上運行的效果。根據前述有限元分析結果，在3000kN 的頂升力作用于節間跨中時，下弦桿組合應力達到Q370qE 鋼材應力允許值的61.8%，符合受力穩定要求。為此，應將下弦桿所承受的主動頂升力控制在3000kN 以內。

3.4 線形控制

鋼桁梁結構整體剛度大，支點高程偏差對支反力影響大，根據模擬結果，邊支點和中支點高程偏差均為1cm 時，支反力變動量可達到176kN 和1285kN。為此，必須在頂推施工期間，加強線形控制，保證結構受力穩定。

線形控制時，先確定出不同工況下各支點反力、梁底高程及抄墊高度，再以此為依據設定各頂推點泵站最大輸出壓力，將支反力控制在允許范圍內。進而依據梁底高程和抄墊高度，每頂推10m 均調整相應節點墊塊的實際可能高度，以保證梁底實際高差不超出設計值。

隨著頂推施工過程的持續展開，只要遇到頂推線形超出預警值的情形，必須借助步履機展開偏差糾正，同時采取有效措施調整并優化墊塊實際高度，從而將鋼桁梁頂推線形所對應的可能偏差嚴格控制在5mm 以內，各支點反不超出20000kN，為結構受力安全提供了保證。

4 施工過程受力分析

4.1 有限元模型

應用MIDAS/Civil 有限元分析軟件構建該三跨單片鋼桁梁實際截面的仿真模型，在滑塊支承點處設邊界條件，以約束豎向位移。分別對鋼桁梁最大懸臂狀態（工況1）和鋼桁梁非懸臂狀態（工況2）展開計算。計算荷載包括：（1）結構自重：以中桁重量加載；（2）臨時施工荷載：按照2.0kN/m的均布荷載考慮；（3）風荷載：按照10 年一遇考慮，取8.52kN/m；（4）機械荷載：步履頂推施工過程中，計算出步履機豎向限壓荷載×0.3倍的具體取值，并按照該值展開加載試驗。試驗過程應按照以下兩種工況展開：結構自重+臨時施工荷載+風荷載（荷載組合A）；自重+臨時施工荷載+風荷載+步履機荷載（荷載組合B）。

4.2 下弦桿受力

在兩種荷載組合下分析下弦桿在自重、風荷載、施工荷載等綜合作用下可能的實際受力狀況，工況1 下以鋼桁梁前端懸臂支點處所對應的下弦桿實際受力情況為重點分析對象；工況2 下則以鋼桁梁中間支點處所對應的下弦桿設計受力情況為重點考慮對象[4]。

在尚未展開步履機加載的情況下計算不同工況鋼桁梁桿件應力。根據計算結果，鋼桁梁支承點所對應的連接斜桿側下弦桿應力最大達到130MPa，Q370qE 鋼材的應力允許值為220MPa，據此展開下弦桿承載力使用率計算，結果匯總至表2。據此可知，對于荷載組合A 而言，支承點設置連接斜桿側下弦桿剩余承載力為41.3%，應在此處布置限壓步履機。

表2 下弦桿承載能力使用率

在頂推施工的同時展開步履機加載，也就是荷載組合B 時展開兩種工況鋼桁梁桿件內力計算。根據結果，頂推時施加步履機荷載后支承點無連接斜桿側下弦桿受力仍較大，再次表明，應在支承點設置連接斜桿側布置限壓步履機。

在向步履機進行試加載時，步履機豎向限壓達到6000kN 水平時，對應的摩擦力取值為1800kN，步履機下弦桿應力最大為190MPa，Q370qE 鋼材的允許應力220MPa。所計算出的下弦桿承載力使用率見表2。可見，在步履機豎向力加載至6000kN 時，下弦桿承載力已經使用86.5%，其承載力得到了較充分利用。這也說明該橋梁限壓步履機布置合理，頂推時鋼桁梁桿件受力符合要求，結構偏安全。

4.3 頂推水平力及支點承載力

根據頂推施工期間步履機豎向限壓，其所施加的頂推水平力根據豎向限壓值與步履機和下弦桿間的摩擦系數之積進行計算，即6000kN×0.3=1800kN。在滑塊和滑道間采取潤滑時，支點允許承載力按照頂推水平力與滑塊和滑道間摩擦系數之比確定，即1800kN/0.08=22500kN；6 臺450t 千斤頂頂升力為27000kN＞22500kN，表明該大橋鋼桁梁頂推豎向千斤頂布置合理。

根據以上分析過程看出，在步履機豎向限壓值既定的情況下，步履機和下弦桿間的摩擦系數、滑塊和滑道間摩擦系數之間相差越大，則支點允許承載力也越大，步履機頂推能力越強[5]。對于實際工程而言，應將膠墊墊設于步履機頂部，使步履機和下弦桿間的摩擦系數增大；或是在滑道上采取粘貼聚四氟乙烯板、涂抹潤滑油的方式，減小滑塊和滑道間摩擦系數。

5 結論

綜上所述，不帶加勁弦步履式頂推方案在結構安全、質量控制、工期、投資等方面均具有一定優勢，在該方案下展開跨河大橋鋼桁梁頂推施工，施工中，借助步履機水平輸出力與豎向頂升力協同控制技術及頂推線形控制技術，成功規避了步履機頂升過程中鋼桁梁節點受力穩定難題。根據有限元分析結果，使用步履機頂推大噸位鋼桁梁的施工工效主要與兩個摩擦系數有關，通過增大兩個摩擦系數之差，可實現大噸位鋼桁梁頂推施工的工程目的。