金善長(zhǎng)

摘要：為探明單索面混凝土斜拉橋前后支點(diǎn)組合式掛籃性能，本文首先對(duì)前后支點(diǎn)組合式掛籃的構(gòu)成及優(yōu)勢(shì)進(jìn)行了分析，在此基礎(chǔ)上，通過(guò)工程實(shí)力對(duì)前后支點(diǎn)組合式掛籃的性能進(jìn)行了研究，力求對(duì)該掛籃施工進(jìn)行全面的掌握。

關(guān)鍵詞：?jiǎn)嗡髅?混凝土斜拉橋;前后支點(diǎn)組合式掛籃;性能

混凝土斜拉橋結(jié)構(gòu)包括塔、梁主和斜拉索，其中斜拉索是橋梁跨的中間支撐，具有彈性，能夠降低主梁截面彎矩，減輕主梁自重，提高跨越能力，同時(shí)斜拉索還能夠增強(qiáng)主梁的承載力與抗裂能力。由于斜拉橋具有較理想的結(jié)構(gòu)狀態(tài)，因此比懸索橋更加抗風(fēng)和抗震，穩(wěn)定性更好?；炷列崩瓨蛑髁旱氖┕ぶ饕捎脩冶蹪仓膾旎@施工。由于掛籃施工時(shí)，結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，具有較多次數(shù)的超靜定，并且斜拉索的位置與各部分尺寸要求精確，因此在施工中需要對(duì)各階段的結(jié)構(gòu)進(jìn)行力學(xué)性能分析。

一、前支點(diǎn)掛籃與后支點(diǎn)掛籃

國(guó)內(nèi)斜拉橋主梁施工的掛籃施工根據(jù)受力形式分為前支點(diǎn)、后支點(diǎn)兩種，兩種方式具有各自的優(yōu)勢(shì)與不足之處。

（一）前支點(diǎn)掛籃

前支點(diǎn)掛籃是利用待澆筑節(jié)段的斜拉索為前支點(diǎn)的，它與已澆筑完成節(jié)段上的錨固點(diǎn)構(gòu)成了簡(jiǎn)支體系，掛籃平臺(tái)和主要承重結(jié)構(gòu)位于橋梁下面。前支點(diǎn)提供了前端的斜拉索作用，有利于減少已澆筑節(jié)段的施工應(yīng)力，并調(diào)整混凝土節(jié)段無(wú)應(yīng)力標(biāo)高，便于施工控制。但是前支點(diǎn)掛籃的主桁布置受斜拉索位置的限制，尤其是單索面較寬的主梁斜拉橋，由于前支點(diǎn)斜拉索位于主梁中間，因此結(jié)構(gòu)傳力復(fù)雜，橫向穩(wěn)定性難設(shè)計(jì)，而橫向高差的調(diào)整也比較困難，掛籃行走系統(tǒng)復(fù)雜。

（二）后支點(diǎn)掛籃

后支點(diǎn)掛籃則不需要前端斜拉索，只是依靠掛籃主體結(jié)構(gòu)的剛度形成懸臂體系，掛籃底平臺(tái)，混凝土澆筑在底平臺(tái)上進(jìn)行。后支點(diǎn)掛籃的結(jié)構(gòu)較簡(jiǎn)單，行走方便，受力明確，因此在斜拉橋上廣泛使用。但是后支點(diǎn)掛籃的自重與待澆筑混凝土的荷載對(duì)已澆筑完成的前一節(jié)段梁會(huì)產(chǎn)生較大的施工應(yīng)力，并且在梁重量較重、懸臂較大的節(jié)段后支點(diǎn)掛籃設(shè)計(jì)不夠經(jīng)濟(jì)。

二、前后支點(diǎn)組合式掛籃

前后支點(diǎn)組合式掛籃由重慶橋梁公司研究設(shè)計(jì)，并用于重慶雙牌嘉陵江大橋施工。前后支點(diǎn)組合式掛籃具有一套前支點(diǎn)掛籃和兩套后支點(diǎn)掛籃，前支點(diǎn)位于主梁中間，與單索面斜拉索的位置相對(duì)應(yīng)，用于承擔(dān)主梁中間與斜腹板的部分荷載，后支點(diǎn)掛籃位于主梁兩側(cè)，用于承擔(dān)斜腹板和翼板的部分荷載。前、后支點(diǎn)的組合由后支點(diǎn)掛籃平臺(tái)、前支點(diǎn)掛籃平臺(tái)、后支點(diǎn)掛籃平臺(tái)（掛籃底平臺(tái)橫向劃分）三部分鉸接連接而成。前后支點(diǎn)組合式掛籃與前支點(diǎn)掛籃、后支點(diǎn)掛籃相比其優(yōu)點(diǎn)表現(xiàn)在以下幾個(gè)方面。

首先，前支點(diǎn)掛籃兩側(cè)增設(shè)兩套后支點(diǎn)掛籃，掛籃底平臺(tái)擁有三個(gè)支撐點(diǎn)，橫向穩(wěn)定性增強(qiáng);其次，兩套后支點(diǎn)掛籃的前吊標(biāo)高均可進(jìn)行調(diào)整，避免了橫向的標(biāo)高差異與不平衡;再次，前支點(diǎn)與后支點(diǎn)掛籃之間受力相互協(xié)同，掛籃結(jié)構(gòu)得到了優(yōu)化，增強(qiáng)了長(zhǎng)節(jié)段、寬主梁、大噸位和單索面的適應(yīng)性，并且掛籃的自重得到了控制;最后，前支點(diǎn)與后支點(diǎn)掛籃平臺(tái)采用鉸接連接，翼板受力明確，不會(huì)因溫度的變化受到影響，并且掛籃的裝卸比較方便。但是這種組合式掛籃也存在一定的缺點(diǎn)，盡管采用鉸接連接減輕了掛籃自重，但組合體系的橫向剛度和橫向整體性變差。

三、前后支點(diǎn)組合式掛籃性能研究——以重慶雙牌嘉陵江大橋?yàn)槔?/p>

重慶雙牌嘉陵江大橋主橋標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段長(zhǎng)度7m，重量為461t，橋面寬32.5m，橫向懸臂長(zhǎng)約12m，由于節(jié)段較長(zhǎng)、重量較大、寬橋面，因此橋型設(shè)計(jì)較為困難。為解決前、后支點(diǎn)施工中的不利因素，減少自重和材料浪費(fèi)，避免錨點(diǎn)反力超過(guò)上限，重慶橋梁公司設(shè)計(jì)研究了前后支點(diǎn)組合式掛籃，并在重慶雙牌嘉陵江大橋施工中應(yīng)用。為了探明前后支點(diǎn)組合式掛籃的可行性，需要對(duì)其各項(xiàng)性能指標(biāo)參數(shù)進(jìn)行研究。本研究通過(guò)理論上的分析與試驗(yàn)掌握掛籃的性能能夠更好的對(duì)該組合式掛籃進(jìn)行掌握。這里對(duì)組合式掛籃進(jìn)行空間應(yīng)力的分析，采用的方法為有限元分析軟件Midas Civil，通過(guò)掛籃三維模型的構(gòu)建，進(jìn)行理想約束與模擬施工，對(duì)掛籃在各個(gè)工況下的受力與變形情況進(jìn)行分析。

（一）研究分析步驟：

第一步，參數(shù)設(shè)置。主梁混凝土強(qiáng)度為C50，預(yù)應(yīng)力鋼筋為φs15.24 的鋼絞線，精軋螺紋鋼筋為JL32的粗鋼筋。

第二步，構(gòu)件模型。采用有限元法求解需要從實(shí)際結(jié)構(gòu)出發(fā)，在滿足準(zhǔn)確性的基礎(chǔ)上，對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行合理的簡(jiǎn)化。簡(jiǎn)化的模型需要符合雙牌嘉陵江大橋的實(shí)際結(jié)構(gòu)受力，同時(shí)也要對(duì)重點(diǎn)部位進(jìn)行突出。

第三步，劃分懸臂澆筑掛籃施工工況。在理論計(jì)算中對(duì)澆筑調(diào)索工況劃分依次為：空載、節(jié)段荷載施加25%、節(jié)段荷載施加50%、節(jié)段荷載施加50%并進(jìn)行所里的調(diào)整、節(jié)段荷載施加75%、節(jié)段荷載施加100%;澆筑不調(diào)索工況依次為：空載、節(jié)段荷載施加25%、節(jié)段荷載施加50%、節(jié)段荷載施加75%、節(jié)段荷載施加100%。

第四步，對(duì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化處理。主要包括單元處理、坐標(biāo)系假定、邊界約束、載荷簡(jiǎn)化、橫向預(yù)拉架預(yù)拉力模擬。

（二）前后支點(diǎn)組合式掛籃剛度分析

對(duì)前后支點(diǎn)組合式掛籃剛度分析是通過(guò)對(duì)各工況下掛籃的位移變化來(lái)進(jìn)行的，本研究中掛籃驗(yàn)算荷載取標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段（節(jié)段數(shù)量最多）為掛籃計(jì)算的載荷取值，并進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段載荷的劃分并模擬，進(jìn)而掌握掛籃的性能。調(diào)索在混凝土澆筑一半時(shí)進(jìn)行，只調(diào)索一次，并與不調(diào)索進(jìn)行對(duì)比。掛籃變形觀測(cè)點(diǎn)共計(jì)9個(gè)點(diǎn)，均為變形最大截面。調(diào)索與不調(diào)索下各工況掛籃控制部位位移值見(jiàn)表1、表2。根據(jù)表1 和表2 的結(jié)果顯示，在混凝土澆筑一半時(shí)調(diào)索，使前支點(diǎn)掛籃前端中間標(biāo)高抬高了6mm，其余部位也相應(yīng)抬高約6mm，由于混凝土索力的調(diào)整，重量朝上下游轉(zhuǎn)移，后支點(diǎn)掛籃的最大撓量為3mm。當(dāng)荷載增大到100%，前支點(diǎn)變形量最大為18mm，后支點(diǎn)為30mm?？傮w上來(lái)看，各點(diǎn)的位移變換量較小，無(wú)突變點(diǎn)，這有利于主梁線性控制。不進(jìn)行調(diào)索前支點(diǎn)最大位移24mm、后支點(diǎn)最大位移32mm，當(dāng)荷載為100%時(shí)，位移量與調(diào)索時(shí)一致;但是在荷載25%時(shí)存在后支點(diǎn)結(jié)合處的位移突變，位移量變化很大（4、5、6點(diǎn)），這主要是空載時(shí)掛籃下拉所所里較小造成的。

表1 調(diào)索下掛籃位移

工況

荷載施加

理論情況下的位移mm

1

2

3

4

5

6

7

8

9

1

空載

-24

-7

5

18

19

18

5

-7

-24

2

25%

-19

-11

-3

8

11

8

-3

-11

-19

3

50%

-24

-22

-17

1

5

1

-17

-19

-24

4

50%調(diào)索

-27

-22

-13

7

11

7

-13

-22

-27

5

75%

-21

-23

-18

-4

2

-4

-18

-23

-21

6

100%

-41

-32

-25

-5

1

-5

-25

-32

-41

表2 不調(diào)索下掛籃位移

工況

荷載施加

理論情況下的位移mm

1

2

3

4

5

6

7

8

9

1

空載

-27

-7

7

24

25

24

7

-7

-27

2

25%

-22

-11

1

-14

17

-14

1

-11

-22

3

50%

-27

-22

-15

7

11

7

-15

-19

-27

4

75%

-21

-23

-16

-4

2

-4

-16

-23

-21

5

100%

-40

-32

-25

-5

1

-5

-25

-32

-40

（三）前后支點(diǎn)組合式掛籃強(qiáng)度、反力分析

研究分析發(fā)現(xiàn)，調(diào)索與不調(diào)索兩種情況下吊桿反力值基本相同，盡管初始情況下，弧形梁由于斜拉索的作用產(chǎn)生負(fù)值，這是預(yù)抬的作用效果。在荷載100%時(shí)，調(diào)索與不調(diào)索工況下中吊桿力值相同，這表明，在初始索力一致、荷載數(shù)相同的情況下，調(diào)索與不調(diào)索的吊桿受力情況相同，并且均在極限值之內(nèi)，達(dá)到了設(shè)計(jì)的要求。而施加荷載100%時(shí)，掛籃的受力最大，對(duì)此時(shí)荷載的應(yīng)力值進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果發(fā)現(xiàn)調(diào)索與不調(diào)索下掛籃主要構(gòu)件的應(yīng)力值相同，最大應(yīng)力在后支點(diǎn)三角桁架主縱梁處，最大應(yīng)力值為140MPa<345MPa，符合應(yīng)力要求;最大應(yīng)力在后支點(diǎn)三角桁架主縱梁外行走主梁吊桿處，最大應(yīng)力值為127MPa<345MPa，符合應(yīng)力要求.

（四）前后支點(diǎn)組合式掛籃的穩(wěn)定性分析

結(jié)構(gòu)穩(wěn)定包括了分支點(diǎn)失穩(wěn)與極值點(diǎn)失穩(wěn)，實(shí)際工程中場(chǎng)出現(xiàn)極值點(diǎn)

失穩(wěn)情況，由于分支點(diǎn)失穩(wěn)計(jì)算方便，并且計(jì)算臨界值與極值點(diǎn)失穩(wěn)接近，因此常根據(jù)分支點(diǎn)失穩(wěn)進(jìn)行結(jié)構(gòu)安全系數(shù)的求解。Midas Civil有限元求解，一定變形狀態(tài)下結(jié)構(gòu)靜力平衡方程為：