楊軼

(湘西自治州交通建設(shè)中心，湖南 吉首 416000)

1 工程概況

某雙塔雙索面砼斜拉橋全長(zhǎng)840 m(210 m+420 m+210 m)，主梁采用PK斷面預(yù)應(yīng)力砼梁，C55砼。主梁中心線處高3.2 m，邊箱底板寬8.9 m，中間橋面板寬18 m，全寬35.8 m。橫橋向主梁底板水平，橋面設(shè)2%雙向橫坡。標(biāo)準(zhǔn)斷面厚度為30 cm，水平底板厚度60 cm，斜底板厚度28 cm，中腹板厚度40 cm。

0#塊施工完成后，J1～J28節(jié)段、A1～A34節(jié)段采用前支點(diǎn)掛籃懸澆，即掛籃在主梁中部利用斜拉索形成前支點(diǎn)，與已澆筑節(jié)段上的錨固點(diǎn)一起形成簡(jiǎn)支體系。掛籃體系分為后錨點(diǎn)、前支點(diǎn)、移動(dòng)平臺(tái)和拉索轉(zhuǎn)換裝置，其中移動(dòng)平臺(tái)由后錨點(diǎn)和前支點(diǎn)提供支撐力。J1梁段澆筑前掛籃錨固在0#塊，行走裝置位于梁段正下方。待移動(dòng)平臺(tái)移動(dòng)到位后，將斜拉索固定在掛籃拉索錨固裝置上，進(jìn)行索力第一次張拉；移動(dòng)平臺(tái)模板安裝后進(jìn)行第一階段砼澆筑，先澆筑1/2梁端砼，然后將斜拉索張拉至第二階段索力并進(jìn)行剩余砼澆筑；待砼全部養(yǎng)護(hù)完成后通過拉索轉(zhuǎn)換裝置將斜拉索轉(zhuǎn)移到梁端錨點(diǎn)，并進(jìn)行第三次索力張拉。主梁標(biāo)準(zhǔn)斷面見圖1，掛籃布置見圖2。

2 有限元模型的建立

2.1 有限元建模

根據(jù)掛籃結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，采用ANSYS軟件對(duì)其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)算分析。主要結(jié)構(gòu)采用Beam188梁?jiǎn)卧M，桁架結(jié)構(gòu)中僅受軸力桿件采用Link8單元模擬，斜拉索、錨固系統(tǒng)及頂升機(jī)構(gòu)等單向受力構(gòu)件采用Link10單元模擬，各部分裝配采用共用節(jié)點(diǎn)固結(jié)、節(jié)點(diǎn)耦合及接觸分析等方式模擬。根據(jù)有限元分析所得內(nèi)力等信息對(duì)結(jié)構(gòu)桿件及相關(guān)構(gòu)件進(jìn)行詳細(xì)計(jì)算。

圖1 主梁標(biāo)準(zhǔn)斷面示意圖(單位：cm)

圖2 掛籃布置示意圖

建模過程中作如下假設(shè)與簡(jiǎn)化：1) 除主要受力構(gòu)件外，其余附屬結(jié)構(gòu)和模板系統(tǒng)等采用等效質(zhì)量的方式作用到主要受力構(gòu)件的節(jié)點(diǎn)、單元上。2) 分析模型中采用同一位置利用一個(gè)節(jié)點(diǎn)的方式模擬焊縫和螺栓的連接，界面參數(shù)由單元界面參數(shù)代替，其余連接方式也采用共用連接單元或節(jié)點(diǎn)連接等方式模擬。3) 掛籃與斜拉索的轉(zhuǎn)換裝置采用直接連接單元的方式，索力轉(zhuǎn)換通過改變連接節(jié)點(diǎn)實(shí)現(xiàn)，索力通過應(yīng)變來控制。4) 掛籃在梁段錨固端的止推機(jī)構(gòu)和部分行走裝置在模型分析中忽略不計(jì)，掛籃主要通過約束受力構(gòu)件來控制邊界條件。5) 掛籃所受荷載按箱梁截面及模板等在各箱梁的分布狀況簡(jiǎn)化為均布荷載施加在各節(jié)點(diǎn)上。在ANSYS中建模完成后的掛籃結(jié)構(gòu)見圖3。

圖3 掛籃有限元計(jì)算模型

ANSYS中的DOF constraint將對(duì)掛籃的自由度進(jìn)行約束，在結(jié)構(gòu)分析過程中，作為位移和邊界條件出現(xiàn)。掛籃模型的約束見表1。

表1 掛籃模型的約束

2.2 計(jì)算工況

澆筑過程中的工況如下：工況1為掛籃移動(dòng)至34#節(jié)段，砼澆筑完成1/2(砼重511 t)，風(fēng)向豎直向下(風(fēng)速13.6 m/s)，二次張拉單索索力4 327 kN，計(jì)算掛籃工作狀態(tài)和受力變形。工況2為掛籃移動(dòng)至中跨34#節(jié)段，砼澆筑完成(砼重511 t)，風(fēng)向豎直向下(風(fēng)速13.6 m/s)，二次張拉單索索力6 181 kN，計(jì)算掛籃工作狀態(tài)和受力變形。

行走過程中的工況即工況3為掛籃移動(dòng)至2#節(jié)段，掛籃完成一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段行走，掛籃頭部通過吊帶與行走滑靴連接支撐在行走軌道上，后部移動(dòng)裝置固定在移動(dòng)軌道上，風(fēng)向豎直向下(風(fēng)速13.6 m/s)，計(jì)算掛籃行走狀態(tài)和受力。

在砼澆筑階段，整個(gè)梁段的砼分兩次澆筑，第一次澆筑整體重量的1/2，第二次完成全部澆筑。由于砼的質(zhì)量較大，掛籃和拉索的受力會(huì)隨著砼重量的增大而增加，掛籃的變形也會(huì)變大，掛籃的變形將引起索力變化，即使在已調(diào)好索力的情況下，隨著掛籃的變形索力也會(huì)產(chǎn)生較大變化。因此，應(yīng)保證掛籃的剛度，嚴(yán)格控制掛籃變形，防止索力變化太大。

通常經(jīng)過有限元受力分析計(jì)算后，現(xiàn)場(chǎng)施工時(shí)在掛籃安裝到位后進(jìn)行預(yù)壓試驗(yàn)，采用掛籃理論極限承載力進(jìn)行預(yù)壓，并根據(jù)實(shí)際工況結(jié)果對(duì)掛籃進(jìn)行剛度修正。

3 計(jì)算分析

3.1 工況1

工況1下掛籃豎向位移、應(yīng)力、軸力計(jì)算結(jié)果見圖4～6。

圖4 工況1下掛籃豎向位移云圖(單位：mm)

圖5 工況1下掛籃應(yīng)力云圖(單位：MPa)

圖6 工況1下掛籃軸力云圖(單位：kN)

由圖4～6可知：工況1下掛籃橫梁的相對(duì)變形ε=61.1 mm

表2 工況1下掛籃各部件的最大應(yīng)力 MPa

3.2 工況2

工況2下掛籃豎向位移、應(yīng)力、軸力計(jì)算結(jié)果見圖7～9。

圖7 工況2下掛籃豎向位移云圖(單位：mm)

圖8 工況2下掛籃應(yīng)力云圖(單位：MPa)

由圖7～9可知：工況2下掛籃橫梁的相對(duì)變形ε=61.1 mm

圖9 工況2下掛籃軸力云圖(單位：kN)

表3 工況2下掛籃各部件的最大應(yīng)力 MPa

根據(jù)工況1和工況2的計(jì)算結(jié)果，掛籃的豎向位移與應(yīng)力并不會(huì)隨著砼重量的增加而產(chǎn)生較大變化，因?yàn)殡S著砼澆筑的完成，斜拉索會(huì)相應(yīng)地張拉到合適的索力，保證在砼增加的情況下掛籃變形和應(yīng)力都得到很好的控制。施工時(shí)應(yīng)注意及時(shí)調(diào)整索力并保證索力張拉到理論值。

3.3 工況3

工況3下掛籃豎向位移、應(yīng)力計(jì)算結(jié)果分別見圖10、圖11。

圖10 工況3下掛籃豎向位移云圖(單位：mm)

圖11 工況3下掛籃應(yīng)力云圖(單位：MPa)

由圖10、圖11可知：工況3下掛籃的最大應(yīng)力出現(xiàn)在次縱梁與前橫梁交叉位置，σmax=164.7 MPa<[σ]=241 MPa，掛籃強(qiáng)度滿足要求。行走機(jī)構(gòu)前吊點(diǎn)單點(diǎn)反力為660 kN，行走機(jī)構(gòu)后吊點(diǎn)單點(diǎn)反力為1 040 kN。行走工況下主要受力結(jié)構(gòu)為行走裝置，在控制行走裝置的同時(shí)應(yīng)注意行走過程中結(jié)構(gòu)整體和局部的穩(wěn)定性。

4 結(jié)論

(1) 掛籃設(shè)計(jì)分析中剛度的正確模擬較重要，在分階段澆筑過程中配合索力調(diào)整，有利于施工過程中主梁線形控制。

(2) 掛籃的整體變形與應(yīng)力分布應(yīng)隨主梁砼的分布情況而均勻分布，以控制整體的穩(wěn)定性，保證施工安全。

(3) 應(yīng)根據(jù)不同施工步驟和梁段信息對(duì)掛籃進(jìn)行多工況組合分析，結(jié)合工程實(shí)際及時(shí)對(duì)掛籃進(jìn)行優(yōu)化和調(diào)整，保證施工又快又好地進(jìn)行。