馬 耕

(福州市規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院，福州 350001)

某高速公路橋梁主橋?yàn)楠?dú)塔雙索面鋼箱梁斜拉橋，大橋采用雙向八車道，橋梁寬度40.5 m(不含布索區(qū))。鋼箱梁架設(shè)采用頂推法施工。經(jīng)方案比選，最終采用以混凝土寬箱梁引橋作為主橋鋼箱梁組拼施工場地，進(jìn)行鋼箱梁的拼裝、移梁和頂推作業(yè)。

該橋引橋采用了6×45 m跨徑的斜腹板式單箱單室預(yù)應(yīng)力混凝土等截面連續(xù)箱梁結(jié)構(gòu)，上下幅分離。橋梁單幅全寬19.55 m，箱梁高3.0 m，底板寬9.75 m，箱梁典型斷面如圖1所示。本橋?qū)捀弑冗_(dá)到6.5∶1，寬跨比也接近0.5，屬于典型的低高度寬箱梁，在國內(nèi)類似工程實(shí)踐并不多見。目前，針對寬箱梁橋的空間受力特性的研究還不多，對其空間應(yīng)力狀態(tài)的認(rèn)識也不成熟，而通過此類箱梁進(jìn)行大噸位鋼箱梁的組拼、運(yùn)梁的實(shí)踐在國內(nèi)尚屬首次。因此，有必要對主橋鋼箱梁在組拼、運(yùn)梁過程中引橋?qū)捪淞旱慕Y(jié)構(gòu)空間受力進(jìn)行仿真分析，確保施工中結(jié)構(gòu)的安全性。

圖1 跨中典型橫斷面(單位:cm)

1 組拼及運(yùn)梁方案介紹

圖2 鋼箱梁拼裝胎架及梁上運(yùn)梁示意

鋼箱梁主要構(gòu)件在制梁廠加工制作完成，吊裝至引橋箱梁上。在預(yù)先安裝好的胎架上進(jìn)行鋼箱梁的組拼，胎架按15 m標(biāo)準(zhǔn)段設(shè)計(jì)，原則上每個(gè)橫隔板及梁端外伸＞2 m處下設(shè)胎架橫梁。對于非標(biāo)準(zhǔn)間距的橫隔板，可對胎架橫梁作臨時(shí)調(diào)整。胎架與混凝土橋面的連接可根據(jù)荷載及施工方便的具體情況而定，如采取預(yù)埋鋼板焊接或在橋面作臨時(shí)圈梁栓接。待鋼箱梁組拼完成后，用專用運(yùn)梁平車通過預(yù)設(shè)的鋼軌將鋼箱梁運(yùn)送至指定位置，進(jìn)行鋼箱梁的頂推工序。鋼箱梁拼裝胎架及梁上運(yùn)梁示意如圖2所示。

2 計(jì)算荷載及工況說明

2.1 計(jì)算荷載

在鋼箱梁組拼、運(yùn)梁過程中，引橋?qū)捪淞褐饕惺軆刹糠趾奢d:第一部分為箱梁自身的恒載，包括箱梁自重、橋面鋪裝欄桿等二期恒載以及預(yù)應(yīng)力效應(yīng)，相應(yīng)參數(shù)可按照規(guī)范及施工圖取值;另一部分為施工臨時(shí)荷載，包括鋼箱梁梁段自重q1、胎架自重q2、胎架與橋面板之間預(yù)埋鋼板q3以及平車拖運(yùn)時(shí)車輪的作用力R1、R2。經(jīng)計(jì)算得到各單項(xiàng)產(chǎn)生的縱向荷載累計(jì)效應(yīng)為q=q1+q2+q3=154.4 kN/m(橫向以全寬40 m計(jì));R1=2×76.63 t=1 532.6 kN，R2=2×103.02 t=2 060.4 kN。

2.2 計(jì)算工況

根據(jù)上述荷載形式以及結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，鋼箱梁組拼、運(yùn)梁過程中需要進(jìn)行的計(jì)算工況包括三種，計(jì)算工況圖式詳見圖3。

圖3 施工荷載驗(yàn)算工況圖式

3 有限元模型說明

本文采用大型空間程序ANSYS對引橋?qū)捪淞航⑷珮蚩臻g實(shí)體模型，箱梁頂、底、腹板、橫隔板均以實(shí)體單元SOLID45模擬，縱、橫向預(yù)應(yīng)力鋼束以桿單元LINK8模擬。由于單元劃分較細(xì)，程序計(jì)算結(jié)果將自動計(jì)入寬箱梁的剪切、扭轉(zhuǎn)、畸變及翹曲變形等影響。中支點(diǎn)處結(jié)構(gòu)斷面透視圖如圖4。

圖4 結(jié)構(gòu)斷面透視圖(中支點(diǎn)處)

4 有限元仿真計(jì)算分析

本文對引橋?qū)捪淞涸谥鳂蜾撓淞航M拼、運(yùn)梁過程中的三種計(jì)算工況分別進(jìn)行分析，包括寬箱梁的變形、縱橋向、橫橋向正應(yīng)力以及主拉應(yīng)力。為了便于比較，將成橋狀態(tài)的結(jié)構(gòu)響應(yīng)設(shè)為工況4。計(jì)算中應(yīng)力結(jié)果負(fù)值為受壓，正值為受拉，單位為 MPa，位移單位為mm。

4.1 變形響應(yīng)分析

選取第三跨跨中及墩頂兩個(gè)控制截面的頂板頂面位置作為研究對象，各計(jì)算工況下的箱梁斷面位移如圖5、圖6所示。由圖5、圖6可見，相對與成橋狀態(tài)，鋼箱梁組拼、運(yùn)梁對跨中斷面豎向變形影響較大，尤以工況一最為嚴(yán)重，頂板中心最大豎向變形從成橋時(shí)的4.7 mm增大為12.3 mm;墩頂斷面的變形較小，各工況下箱梁頂板的最大豎向變形在2 mm以內(nèi)，且最大值發(fā)生在橋中心線側(cè)翼緣端部。

圖5 跨中斷面頂板豎向變形

圖6 墩頂斷面頂板豎向變形

4.2 縱橋向應(yīng)力分析

不同工況下箱梁控制斷面頂板頂面的縱橋向應(yīng)力分布如圖7、圖8所示。計(jì)算表明，工況一作用下跨中斷面箱梁頂板頂面正應(yīng)力的變化最為明顯，頂板中心壓應(yīng)力從5.64 MPa增大至7.00 MPa;而墩頂斷面頂板頂面的壓應(yīng)力有所減小，工況三的影響最大，其中，翼緣端部位置頂板頂面從壓應(yīng)力4.95 MPa變?yōu)榻咏? MPa的拉應(yīng)力。

4.3 橫橋向應(yīng)力分析

不同工況下箱梁控制斷面頂板頂面的橫橋向應(yīng)力分布如圖9、圖10所示。計(jì)算表明，鋼箱梁拼裝、運(yùn)梁過程對引橋?qū)捪淞旱臋M向應(yīng)力分布影響較小。相對而言，墩頂斷面頂板頂面的橫向應(yīng)力變化略大，其中，在工況2作用下，在距離頂板中心2.5 m附近位置，頂板頂面橫向應(yīng)力從壓應(yīng)力0.15 MPa變?yōu)?.13 MPa的拉應(yīng)力，值得注意。

圖7 跨中斷面頂板縱橋向應(yīng)力

圖8 墩頂斷面頂板縱橋向應(yīng)力

圖9 跨中斷面頂板橫橋向應(yīng)力

4.4 主拉應(yīng)力分析

限于篇幅，本文僅列出工況3下控制斷面的主拉應(yīng)力。引橋箱梁第三跨跨中梁段在工況3(同時(shí)進(jìn)行鋼箱梁拼裝、運(yùn)梁)下，最大主拉應(yīng)力發(fā)生在底板中心上表面?zhèn)?，?yīng)力值為1.96 MPa，小于混凝土的開裂強(qiáng)度(2.54 MPa)。引橋箱梁第三跨墩頂梁段在工況3下，最大主拉應(yīng)力發(fā)生在支座位置，應(yīng)力值為5.8 MPa，超過混凝土的開裂強(qiáng)度。因此，對該區(qū)域的混凝土應(yīng)采取加勁處理，以防止混凝土出現(xiàn)裂縫，影響結(jié)構(gòu)的使用性能和耐久性。

圖10 墩頂斷面頂板橫橋向應(yīng)力

5 結(jié)論

本文利用空間有限元，對引橋?qū)捪淞涸谥鳂蜾撓淞浩囱b、運(yùn)梁工況下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)進(jìn)行了分析。研究表明，鋼箱梁組拼、運(yùn)梁對跨中斷面豎向變形影響較大，最大豎向變形增大近8 mm。大部分梁段范圍內(nèi)縱、橫橋向的正應(yīng)力變化都較小，其中，工況3下墩頂斷面翼緣端部位置頂板頂面的應(yīng)力變化最為顯著，從壓應(yīng)力4.95 MPa變?yōu)榻咏? MPa的拉應(yīng)力。而第三跨墩頂梁段在工況3下的最大主拉應(yīng)力發(fā)生在支座位置，應(yīng)力值為5.8 MPa，超過混凝土的開裂強(qiáng)度。因此，對該區(qū)域的混凝土應(yīng)采取加勁處理，以防止混凝土出現(xiàn)裂縫，影響結(jié)構(gòu)的使用性能和耐久性。

總體來說，除局部位置需要進(jìn)行加強(qiáng)外，在主橋鋼箱梁拼裝、運(yùn)梁施工過程中可以保證本橋?qū)捒绫?、寬高比均較大的低高度混凝土單箱單室連續(xù)梁橋處于安全狀態(tài)。

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