唐治軍，桂水榮

(1.中鐵四局集團第五工程有限公司，江西九江 332000;2.華東交通大學土木建筑學院，江西南昌 330013;3.東南大學交通學院，江蘇南京 210096)

1 工程概況

滬昆高速鐵路跨越某高速公路的大跨度預應力混凝土連續(xù)梁橋，主橋為60 m+100 m+60 m懸臂澆筑的連續(xù)箱梁橋。箱梁頂板寬12.0 m，底板寬6.7 m，懸臂澆筑梁段長度分別為2.50 m，2.75 m，3.00 m，3.25 m，3.50 m和4.00 m。單個T構共有26個懸臂澆筑梁段，其中最大節(jié)段質量160 t。

根據預應力混凝土連續(xù)梁橋懸臂澆筑施工的要求，并考慮掛籃構件便于安裝和拆卸，重復使用時的改造工作量小的要求，設計采用兩片三角桁架組成的三角掛籃。設計原則為:①掛籃結構簡單，受力明確，安全可靠，確保主桁架等主要構件的強度和剛度;②主要材料采用型鋼和成品鋼板，減少機械加工的工作量;③掛籃走行裝置構造簡單，除走行箱梁及內外模板外，掛籃一次整體前移到位;④通用性強，重復使用時便于改造;⑤便于安裝和拆卸［1］。

對掛籃的整體及局部構件驗算時，主要考慮掛籃自重，待澆塊混凝土自重，施工人員和機具荷載，混凝土傾倒或振搗荷載、風荷載等。驗算掛籃的強度、剛度及穩(wěn)定性時，分別對掛籃澆筑的滿載及偏載狀態(tài)，行走狀態(tài)進行驗算。荷載組合分以下四種進行:①組合Ⅰ，混凝土重量+超載+動力附加荷載+掛籃自重+人群和機具荷載;②組合Ⅱ，混凝土重量+超載+混凝土偏載+掛籃自重+人群和機具荷載;③組合Ⅲ，混凝土重量+超載+掛籃自重+人群和機具荷載;④組合Ⅳ，掛籃自重+沖擊附加荷載(行走穩(wěn)定)［2］。其中，組合Ⅰ、組合Ⅱ驗算主桁承重系統(tǒng)在超載和偏載作用下的強度和穩(wěn)定性;組合Ⅲ驗算掛籃最大變形，為立模拋高做準備;組合Ⅳ驗算掛籃系統(tǒng)的行走穩(wěn)定性。

2 掛籃結構及特點

2.1 掛籃結構

本橋采用的三角掛籃由型鋼構件拼裝而成，主要由主桁承重系統(tǒng)、工作系統(tǒng)、模板系統(tǒng)、吊掛系統(tǒng)、行走及后錨固系統(tǒng)六部分組成［1，3］。掛籃結構如圖1所示。

2.1.1 主桁承重系統(tǒng)

掛籃主要的承重構件是由兩片三角形桁架通過門架及前上橫梁連成整體，兩片三角桁架間距7 100 cm，主縱梁長10.96 m。每片三角桁架由主縱梁、后斜拉梁、前斜拉梁、立柱等組成，均由2根［40b槽鋼焊接成箱形截面。立柱與主縱梁之間通過鉚釘連接;立柱頂部兩側各焊一塊厚20 mm節(jié)點板，通過φ80 mm的銷桿與前、后斜拉桿在立柱的節(jié)點板處實現(xiàn)鉸接。

2.1.2 工作系統(tǒng)

工作系統(tǒng)包括底籃、滑梁。底籃直接承受待澆梁段的底板及腹板上的荷載，并將荷載傳遞給前上橫梁和已澆筑梁段;側模及內模布置在滑梁上，將翼緣板及頂板的荷載傳遞至前上橫梁和已澆梁段上。

底籃由前、后下橫梁和底縱梁組成，在底縱梁上直接鋪底模板。前后下橫梁用2根［40b槽鋼加工成］［形截面梁。前、后下橫梁上設置吊耳，通過鋼銷與吊桿連接。底縱梁為I36b工字鋼，順橋向鋪設于前、后下橫梁上，焊接固定作為澆筑混凝土的底平臺。底縱梁鋪設間距，依據承受混凝土荷載的大小而定，腹板下的工字鋼局部加密。內外滑梁支撐翼緣板、頂板的荷載，并設置了特殊的小車，使其能隨掛籃前移。

圖1 掛籃結構

2.1.3 吊掛系統(tǒng)

吊掛系統(tǒng)主要用來支撐底籃、滑梁。底籃、滑梁的錨固系統(tǒng)是通過吊帶完成的，吊帶均采用φ32精軋螺紋鋼筋?；旱鯉У那岸隋^固于前上橫梁，后端錨固于已澆筑梁段的頂板上。

前吊帶下端與前下橫梁銷接，上端通過轉換裝置，與千斤頂連接。后吊帶的下端與后下橫梁銷接，上端穿過主梁底板或頂板的混凝土預留孔，錨固于已澆箱梁底板或頂板上。前后吊帶均采用液壓千斤頂來調節(jié)底橫梁的高程，以實現(xiàn)準確的立模高程。

2.1.4 錨固系統(tǒng)

承重桁架的錨固系統(tǒng)，是在澆筑混凝土時，用后錨桿穿過箱梁頂板預留孔，上端與掛籃錨固梁連接，下端與混凝土箱梁頂板連接。由于箱梁頂板混凝土表面傾斜，因此錨墊板須與混凝土密貼，使錨墊板的錨孔永遠保持豎直，避免錨桿受彎。

掛籃行走時，在主縱梁后部設置移動裝置反掛于行走箱梁翼緣板上，而行走箱梁的錨固依靠精軋螺紋鋼筋連接主梁的豎向預應力鋼筋，將行走箱梁固定在已澆箱梁上。

2.1.5 行走系統(tǒng)

行走系統(tǒng)由行走箱梁、前支座、后支座等組成。在前支座下端，設置行走滾輪，使前支點既作為掛籃澆筑混凝土時的支點，又作為掛籃移動時的行走小車。后端用特制的小輪反掛于行走箱梁的上翼緣板上，用兩臺液壓千斤頂驅動掛籃前移。

行走箱梁用鋼板加工成工字形截面，其上設置四氟滑板，以減小摩擦力。行走箱梁通過與豎向預應力鋼筋連接進行固定。掛籃行走時，反掛輪與行走箱梁的接觸示意如圖2。

圖2 反掛輪與行走梁接觸示意

2.2 掛籃特點

①掛籃結構簡單，桿件受力明確;②掛籃行走裝置構造簡單，主桁、底模可一次到位，內模及外側模也能整體走行到位;③利用箱梁豎向預應力筋錨固行走箱梁及掛籃，取消了后平衡重，掛籃自重較輕;④掛籃前端及中部工作面開闊，便于箱梁底、腹板鋼筋和豎向預應力筋安裝，以及混凝土輸送泵鋪設，方便施工;⑤材質方面，吊帶采用精軋螺紋鋼筋，其他均采用型鋼構件拼裝，加工制作簡單，成本低;⑥每只掛籃質量55 t，其中:主桁系統(tǒng)質量8 t，行走系統(tǒng)及后錨系統(tǒng)12.5 t，底籃 9 t，外模 10.5 t，內模系統(tǒng) 8 t，端模 4.5 t，兩側工作平臺1.0 t，前平臺0.5 t，提升系統(tǒng)1.0 t，適用最大質量160 t的梁段澆筑。掛籃質量與箱梁最大節(jié)段質量之比(掛籃工作系數(shù))為55/160=0.343 8，掛籃質量較輕。

3 掛籃受力分析

掛籃主桁架及其它各系統(tǒng)均為空間桁架結構，采用Midas建立掛籃的空間模型，對整體受力進行分析，采用ANSYS建立局部構件的平面模型，對局部構件進行受力分析。

3.1 掛籃整體受力分析

3.1.1 滿載工作狀態(tài)

考慮掛籃在對稱的動力荷載及超載作用下，主桁承重系統(tǒng)按結構對稱可取一片三角主桁架進行計算。根據荷載組合計算作用于單片三角主桁架的前支點的力為673.6 kN，三角主桁架的前后斜桿及立柱主要承受軸向力，各構件所承受的軸向應力如圖3(a)所示，主縱梁的彎曲正應力如圖3(b)所示。從圖3可以看出，主桁架的后斜拉桿承受的最大拉應力為71.29 MPa，立柱承受最大壓應力為97.24 MPa。但主縱梁在前斜拉桿與主縱梁交接處，最大正應力為233.28 MPa，大于A3鋼的容許應力，主梁在此處應予以局部加強。

圖3 滿載狀態(tài)主桁架受力云圖(單位:kPa)

3.1.2 偏載工作狀態(tài)

考慮節(jié)段混凝土在施工過程中，兩側非對稱澆筑，導致掛籃兩片主桁架受力不均。兩側非對稱澆筑時，按兩片主桁架承受混凝土相差5 m3考慮，并按最不利情況布置其他施工活載，研究偏載對掛籃受力的影響。根據偏載組合，兩片主桁架承擔的荷載值分別為632.2 kN和565.4 kN，采用Midas建立三維的掛籃空間模型，構件受力如圖4所示。從圖4可以看出，主桁架的前后斜桿及門架的最大拉應力為65.47 MPa，最大壓應力為92.31 MPa，主梁的彎曲正應力小于滿載工作狀態(tài)的應力，門架各桿件受力均小于材料容許強度。

圖4 偏載狀態(tài)主桁架受力云圖(單位:kPa)

3.1.3 底籃變形

根據Madis計算可知，掛籃主桁架的前吊點處最大撓度變形為0.013 m，按組合Ⅲ計算，掛籃前吊點承受拉力P=479.4 kN，前吊桿的精軋螺紋鋼最大長度約為9.5 m，精軋螺紋鋼伸長量 δ=5.392×10－3m。底籃的前吊點最大豎向位移Δ=13+5.392=18.392 mm。

3.1.4 行走穩(wěn)定性

掛籃三角架在安裝時與支座牢固地焊成整體，掛籃前移時，利用連接在前支座與行走箱梁之間的液壓千斤頂頂進行走。行走時，主桁架的后錨梁錨固鋼筋需拆去。主桁架的后錨依靠梁體豎向預應力鋼筋固定行走箱梁，后支座掛輪反掛住行走箱梁頂板使掛籃不傾覆。行走時，底籃后錨桿的荷載由掛籃底端中部移至橫梁兩端懸吊的鋼絲繩及手動葫蘆承擔，內外滑梁的后錨桿荷載由錨固在箱體的吊架承擔。

由以上行走方式可知，控制掛籃傾覆穩(wěn)定因素有:①豎向預應力鋼筋與行走箱梁的錨固;②后支座鉤板的抗剪強度;③三角桁架與后支座的焊接強度。

①屬于施工注意事項，豎向預應力筋下料時要考慮行走箱梁錨固需要的長度，只要每節(jié)行走箱梁不漏錨，精軋螺紋鋼筋就能提供足夠的錨固力扣緊軌道。因此，本文只研究②和③兩項因素的影響。通過研究行走狀態(tài)受力，后支座反掛輪處走行梁的翼緣板能提供給走行輪的抗剪反力安全系數(shù)n=2.87，三角架與支座焊接焊縫強度安全系數(shù)n=5.60。

3.2 掛籃局部受力分析

根據Midas空間有限元模型計算可知，掛籃主桁架在滿載作用下，前斜拉桿最大拉力為1 127.1 kN，后斜拉桿最大拉力為1 193.7 kN。通過經典力學計算，除立柱的節(jié)點板、前后斜拉板局部應力不滿足外，其他各構件局部強度均滿足要求。因前斜拉桿與后斜拉桿截面形式相同，后斜拉桿承受拉力大于前斜拉桿，本文對構件的局部分析只對立柱的節(jié)點板及后斜拉桿的局部進行分析。

3.2.1 主桁架節(jié)點板局部受力分析

設計時，節(jié)點板采用兩塊厚20 mm的Q235鋼板焊接在立柱上，立柱的節(jié)點板與斜拉桿通過銷桿連接，銷孔直徑為150 mm，銷桿直徑為80 mm。根據節(jié)點板的截面形式及受力特點，節(jié)點板受力為平面應力問題。采用ANSYS有限元分析軟件，選用Solid82單元建立有限元模型。圖5(a)為節(jié)點板第一主應力圖，圖5(b)為節(jié)點板第三主應力圖。從圖中可以看出，節(jié)點板第一主應力最大拉應力為330 MPa，出現(xiàn)在節(jié)點板與后斜桿銷軸接觸的垂直方向;節(jié)點板第三主應力的最大壓應力488 MPa，出現(xiàn)在節(jié)點板與后斜桿銷軸接觸部位，最大主拉應力和最大主壓應力均大于Q235鋼材的屈服強度，需予以補強。

圖5 節(jié)點板局部應力云圖(單位:Pa)

3.2.2 斜拉桿局部受力

設計時，前后斜拉桿均直接在［40b槽鋼腹板上設置φ150 mm的圓孔，通過φ80 mm鋼銷與節(jié)點板連接，［40b槽鋼的腹板厚12.5 mm。根據斜拉桿受力特點，采用ANSYS建立斜桿平面應力有限元模型分析斜桿局部受力。因銷桿比銷孔直徑小很多，銷桿與銷孔的接觸面積按1/4圓周考慮。圖6(a)為后斜拉桿第一主應力圖，圖6(b)為后斜拉桿第三主應力圖。從圖中可以看出，后斜拉桿第一主應力最大拉應力為771 MPa，出現(xiàn)在節(jié)點板與后斜拉桿銷軸接觸的垂直方向;節(jié)點板第三主應力的最大壓應力369 MPa，出現(xiàn)在節(jié)點板與后斜拉桿銷軸接觸部位，最大主拉應力、主壓應力明顯高于Q235鋼材的屈服強度，需予以補強。

3.3 構件局部補強

對于局部應力超過屈服強度的應予以補強，常用的補強方式有:加焊鋼板，增加鋼板有效厚度;增設加勁肋，避免薄壁構件發(fā)生面外屈曲;對于應力集中效應明顯處改善局部構造;當結構局部應力較大，可改變構件截面形式或更換較大規(guī)格的構件材料［4-5］。

根據對掛籃的整體受力分析結果，主縱梁與前斜拉桿下緣受拉超限，需對應力超限的構件予以補強?？紤]構件受力及現(xiàn)場施工操作等因素，在主縱梁與前斜拉桿接觸位置的前后各50 cm范圍內的主縱梁下緣，焊接與主梁同寬的厚10 mm的鋼板。

根據局部受力分析，前后斜桿及立柱上焊接的節(jié)點板局部應力均不滿足要求，需對構件局部予以補強。將銷桿直徑更換為φ120 mm，同時在前、后斜拉桿的槽鋼兩側各貼一塊長50 cm厚14 mm的同材質鋼板。立柱上的焊接節(jié)點板，因應力超限主要在圓孔周邊50 mm范圍以內，因而局部補強在圓孔周邊外貼φ300 mm厚10 mm的環(huán)形鋼板。加固后的后斜拉桿最大主拉應力為217 MPa，最大主壓應力為80 MPa。加固后節(jié)點板的最大主拉應力為164 MPa，最大主壓應力為78 MPa。加固后的后斜拉桿及節(jié)點板第一主應力如圖7所示。經過驗算，構件經加固后的局部應力滿足要求，即低于相應鋼材的屈服強度。目前該掛籃已投入使用，已澆筑完成最大節(jié)段的施工，掛籃安全性能得以顯現(xiàn)。

圖6 后斜拉桿局部應力云圖(單位:Pa)

圖7 加固后局部應力云圖(單位:Pa)

4 結論

根據掛籃結構形式及受力特點，建立空間桿系有限元模型分析掛籃的整體受力;建立局部構件的平面有限元模型，分析構件的局部受力，可以得出以下結論:

1)三角掛籃整體結構形式可行，但主縱梁局部需予以加強;

2)增加三角掛籃銷孔處的鋼板厚度和加大鋼銷直徑，節(jié)點板和斜桿局部強度得以滿足;

3)銷桿與銷孔的接觸面積，直徑影響銷孔局部受力，若銷桿的直徑比銷孔直徑小很多時，將導致銷孔周邊的局部應力成倍增加，設計時須予以注意。

由于掛籃為施工階段臨時構件，對于部分次要構件，可考慮有限地利用鋼材屈服后的塑性性能，而不對其進行補強，以期達到經濟合理的要求。但是，對于掛籃主要受力構件及可能影響施工安全的局部構造，應具有足夠安全儲備，不應考慮其材料的塑性發(fā)展。

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［3］曾偉東，葉建軍．瀾石大橋連續(xù)箱梁三角掛籃懸澆施工［J］．公路，2005(4):72-74．

［4］李建安，梁濤，楊洋．連續(xù)梁橋懸臂施工掛籃局部受力狀態(tài)分析［J］．鐵道建筑，2011(1):12-14．

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