明德江， 殷新鋒

(1.四川路橋華東建設(shè)有限責(zé)任公司， 四川 成都 610200；2.長沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院， 湖南 長沙 410114)

由于掛籃具有結(jié)構(gòu)簡單、穩(wěn)定牢固、可循環(huán)利用等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于懸臂梁橋施工，且使用掛籃施工能使懸臂梁橋砼和鋼筋融合更緊密。掛籃施工技術(shù)與吊車相比具有足夠的靈活性，能有效提高施工效率。該文以江西吉安贛江大橋危橋改造工程中新橋建設(shè)所采用的寬幅掛籃為例，運用有限元軟件建立掛籃三維模型進(jìn)行受力分析，針對受力情況進(jìn)一步優(yōu)化寬幅菱形掛籃設(shè)計。

1 工程概況

江西吉安贛江大橋全長1 501.2 m，為(75+2×120+75) m多跨變截面梁橋，主橋長度390 m；東西引橋采用24～42.7 m不等高變截面連續(xù)梁結(jié)構(gòu)；承臺基礎(chǔ)由38.6 m逐漸變化到41.85 m；主梁截面高度從13.5～7.2 m按1.8次拋物線變化，采用箱梁截面形式；梁頂板和底板均為漸變寬度，懸臂長度3 m；分兩幅設(shè)置，兩副之間設(shè)置1.0 m間隙(見圖1)。主梁采用對稱懸臂施工方式。

2 寬幅菱形掛籃設(shè)計

2.1 主要設(shè)計和計算依據(jù)

計算模板、支架和拱架的剛度時，容許撓度值不得超過表1的要求。由表1確定的掛籃各結(jié)構(gòu)容許撓度值見表2。

表1 各部件容許撓度 mm

表2 掛籃結(jié)構(gòu)的容許撓度 mm

2.2 主要構(gòu)造

2.2.1 主梁承重系統(tǒng)

菱形掛籃主梁承重系統(tǒng)主要由3片菱形主桁、后下橫梁、前上下橫梁和滑道組成。菱形桁架為2×[36a組成的箱形截面，前上橫梁為雙H形鋼結(jié)構(gòu)，前后下橫梁均為H形鋼結(jié)構(gòu)。

2.2.2 底模、后錨和懸吊系統(tǒng)

(1) 菱形掛籃的底模系統(tǒng)主要包括腹板下縱梁(H400×200)、底板下縱梁(H400×200)、底籃后橫梁(H390×300桁架)、底籃前橫梁(H390×300桁架)，其縱梁采用工字型鋼和大塊鋼模。

(2) 錨固系統(tǒng)由扁擔(dān)梁、預(yù)應(yīng)力筋、連接錨筋和后錨箱構(gòu)成，后錨梁型號為2×[32b。走行由滑道和后上橫梁構(gòu)成。

(3) 吊桿系統(tǒng)主要由底板前吊帶(實心矩形160×40鋼結(jié)構(gòu))、后吊桿(實心矩形160×40鋼結(jié)構(gòu))、模板吊桿(精軋螺紋鋼D32)組成。

2.2.3 模板系統(tǒng)

菱形掛籃的內(nèi)外模板系統(tǒng)靠吊掛在已澆筑梁段和前上橫梁上的滑梁構(gòu)成。箱梁外模為整體鋼模，內(nèi)模為組合型鋼模，內(nèi)外模板靠對拉螺栓連成一體。掛籃整體布置見圖2。

圖2 掛籃結(jié)構(gòu)示意圖

3 掛籃計算分析

3.1 掛籃荷載及其工況組合

根據(jù)箱梁結(jié)構(gòu)截面的受力特點，將箱梁劃分成不同節(jié)段(見圖3)。

1～5為節(jié)段號

通過建立各節(jié)段箱梁三維模型并查詢各部分體積，計算箱梁斷面內(nèi)各梁段重量和長度，計算結(jié)果如表3所示。

表3 各梁段重量

掛籃在懸臂施工中產(chǎn)生的其他荷載見表4。荷載組合分為2種：荷載組合Ⅰ包括砼重量、掛籃自重、超載重量、機(jī)械荷載和人群荷載；荷載組合Ⅱ包括沖擊附加荷載+掛籃自重。

表4 掛籃的其他荷載

掛籃澆筑施工承載時，采用有限元軟件對3種工況進(jìn)行計算，施工承載工況1～3分別為澆筑1#、6#和11#塊時砼澆筑后還未凝固，分析掛籃受力和變形情況。

3.2 有限元計算分析

采用MIDAS/Civil 2019建立圖4所示掛籃有限元模型。

圖4 掛籃三維模型

3.2.1 腹板系統(tǒng)計算分析

表5為腹板下縱梁荷載，圖5為工況1下掛籃底籃系統(tǒng)施加荷載計算模型。計算所得工況1下底籃系統(tǒng)應(yīng)力和變形分別見圖6、圖7，底籃系統(tǒng)吊點反力見表6。

表5 腹板下縱梁荷載

圖5 底籃系統(tǒng)計算模型

圖6 工況1下底籃系統(tǒng)整體應(yīng)力云圖(單位：MPa)

圖7 工況1下底籃系統(tǒng)整體變形云圖(單位：mm)

表6 工況1下底籃系統(tǒng)吊點反力 kN

由圖6、圖7可知：掛籃底籃系統(tǒng)最大應(yīng)力出現(xiàn)在邊腹板下底籃縱梁中間位置，為138.12 MPa，產(chǎn)生的最大位移為8.48 mm，均滿足規(guī)范要求。

同理可得工況2、工況3下底籃最大應(yīng)力均出現(xiàn)在邊腹板下底籃縱梁中間位置，分別為122.42、83.23 MPa，最大位移分別為7.69、5.78 mm，均滿足規(guī)范要求。

3.2.2 主桁系統(tǒng)計算分析

最不利工況下單片主桁前節(jié)點的最大荷載P=800 kN，圖8為最不利工況下掛籃主桁系統(tǒng)施加荷載和約束條件的計算模型。

圖8 最不利工況下主桁系統(tǒng)計算模型(單位：kN)

在砼澆筑但未凝固時計算掛籃主桁系統(tǒng)工作狀態(tài)的受力和變形狀態(tài)，最不利工況下主桁系統(tǒng)應(yīng)力和軸力分別見圖9、圖10。

由圖9、圖10可知：掛籃主桁系統(tǒng)最大應(yīng)力出現(xiàn)在主桁后斜桿上，為43.55 MPa，最大軸力為419.7 kN，滿足規(guī)范要求。

圖9 最不利工況下主桁系統(tǒng)應(yīng)力云圖(單位：MPa)

圖10 最不利工況下主桁系統(tǒng)軸力云圖(單位：kN)

主桁的后錨精軋螺紋鋼設(shè)計數(shù)量為6根,每根的實際受力F=276.1/(1.2×6)=38.35 kN, 其應(yīng)力為：

(1)

PSB830精軋螺紋鋼的設(shè)計應(yīng)力為705 MPa，其安全儲備為:

K=705/47.68=14.78>2.5

(2)

主桁系統(tǒng)的受力滿足要求。

3.2.3 吊掛系統(tǒng)受力分析

工況1下吊帶系統(tǒng)軸力見圖11。

圖11 工況1下吊帶軸力云圖(單位：kN)

吊帶采用Q355鋼材，結(jié)構(gòu)形式為t40×160，銷孔直徑為φ60 mm，承受的實際最大支點反力為323.54/1.2=269.62 kN，則其應(yīng)力為:

(3)

Q355鋼材的設(shè)計應(yīng)力為295 MPa，其安全儲備為:

K=295/67.4=4.38>2

(4)

吊掛系統(tǒng)的受力滿足要求。

3.2.4 掛籃整體計算分析

根據(jù)以上計算結(jié)果，掛籃澆筑6#塊時前上橫梁承受的荷載最大，故計算該節(jié)段正常澆筑狀態(tài)下掛籃的整體變形。計算掛籃整體變形時，腹板下縱梁荷載見表7。

表7 邊腹板與底板下縱梁荷載

作用于內(nèi)導(dǎo)梁上的荷載為：模板加載在導(dǎo)梁上的荷載9.22 kN/m，砼加載在導(dǎo)梁上的荷載25.97 kN/m。作用于外導(dǎo)梁上的荷載為：模板加載在導(dǎo)梁上的荷載為9.78 kN/m，砼加載在導(dǎo)梁上的荷載為22.51 kN/m。計算整體變形時，底籃橫梁的荷載為：橫梁上的兜底荷載1.19 kN/m。計算得工況2下掛籃整體變形和應(yīng)力分別見圖12、圖13。

圖12 工況2下掛籃整體變形云圖(單位：mm)

圖13 工況2下掛籃整體應(yīng)力云圖(單位：MPa)

由圖12、圖13可知：掛籃整體最大位移出現(xiàn)在內(nèi)導(dǎo)梁端頭，最大應(yīng)力出現(xiàn)在內(nèi)導(dǎo)梁中間位置，其值分別為17.93 mm、126.01 MPa，均滿足規(guī)范要求。

4 設(shè)計優(yōu)化

為節(jié)省鋼材用量、減少掛籃自身重力，對掛籃設(shè)計進(jìn)行優(yōu)化，將原掛籃采用的t40×160 Q355吊帶換成2根直徑為32 mm的PSB930精軋螺紋鋼，將底籃桁架替換為2H600×200鋼材。圖14為優(yōu)化后掛籃三維模型。

圖14 優(yōu)化后掛籃模型

4.1 優(yōu)化設(shè)計后底籃驗算

工況1下底籃系統(tǒng)變形和應(yīng)力驗算結(jié)果分別見圖15、圖16。

圖15 優(yōu)化后工況1下底籃系統(tǒng)變形云圖(單位：mm)

圖16 優(yōu)化后工況1下底籃系統(tǒng)應(yīng)力云圖(單位：MPa)

由圖15、圖16可知：底籃系統(tǒng)最大位移出現(xiàn)在邊腹板下底籃縱梁端頭位置，最大應(yīng)力出現(xiàn)在邊腹板下底籃縱梁中間位置，其值分別為11.09 mm、124.765 MPa，均滿足規(guī)范要求。

4.2 優(yōu)化后吊掛系統(tǒng)受力

優(yōu)化后工況1下吊帶軸力見圖17。采用直徑為32 mm的PSB930精軋螺紋鋼，其所承受的實際最大支點反力為286.258/1.2=238.55 kN，則其應(yīng)力為:

(5)

圖17 優(yōu)化后工況1下吊帶軸力云圖(單位：kN)

PSB930精軋螺紋鋼的設(shè)計應(yīng)力為744 MPa，其安全儲備為:

K=744/296.61=2.51>2

(6)

吊掛系統(tǒng)受力滿足要求。

4.3 優(yōu)化后掛籃整體計算

優(yōu)化后掛籃荷載與優(yōu)化前相同。優(yōu)化后工況2下掛籃整體變形和應(yīng)力分別見圖18、圖19。

圖18 優(yōu)化后工況2下掛籃整體變形云圖(單位：mm)

圖19 優(yōu)化后工況2下掛籃整體應(yīng)力云圖(單位：MPa)

由圖18、圖9可知：優(yōu)化后掛籃整體最大位移出現(xiàn)在中腹板下底籃縱梁端頭部位，最大應(yīng)力出現(xiàn)在內(nèi)導(dǎo)梁中間位置，其值分別為11.55 mm、119.84 MPa，均滿足規(guī)范要求。

5 結(jié)論

菱形掛籃在懸臂施工中具有良好的受力性能，且施工進(jìn)度塊、安全系數(shù)高。通過有限元軟件對江西吉安贛江大橋危橋改造工程中新橋建設(shè)所采用的寬幅掛籃進(jìn)行局部和整體分析驗算，根據(jù)其受力特點進(jìn)行優(yōu)化，得出在最不利荷載工況下，優(yōu)化后掛籃整體最大位移出現(xiàn)在中腹板下底籃縱梁端頭部位，最大應(yīng)力出現(xiàn)在內(nèi)導(dǎo)梁中間位置，其值分別為11.55 mm、119.84 MPa，均滿足規(guī)范要求。通過優(yōu)化設(shè)計，降低了掛籃的整體自重荷載，將矩形吊帶更換成高強(qiáng)度螺紋鋼，使施工更方便簡潔，提高了施工效率和施工安全。