楊長清

（中鐵二十二局集團有限公司，北京 100000）

0 引言

隨著社會的不斷進步，我國橋梁建設的速度也越來越快，同時對建造技術的要求也越來越高[1]。由于掛籃結構具有結構輕、拼裝方便、傳力清晰、行走平穩(wěn)等優(yōu)點[2]，因此掛籃施工技術在大跨度連續(xù)梁橋施工中應用廣泛[3]。

2017年方淑君[4]將三角掛籃和菱形掛籃兩種不同的掛籃結構形式進行對比分析，結論表明菱形掛籃的穩(wěn)定性優(yōu)于三角掛籃，就桁架和橫梁的受力而言，菱形掛籃優(yōu)于三角形掛籃。2018年李煒東[5]通過有限元分析軟件建立三角掛籃模型，對掛籃主要構件進行強度、剛度分析，從而驗證了在施工中采用有限元軟件分析三角掛籃的可行性與正確性。2021年阮人杰[6]以嘉陵江右線大橋為工程背景，對三角形掛籃進行分析及研究，采用有限元軟件對三角形掛籃的各個主要構件的強度、剛度、穩(wěn)定性進行驗算，從而為施工安全提供理論支持。

文中以某連續(xù)梁橋懸臂澆筑施工中采用菱形掛籃為工程背景，利用有限元分析軟件對掛籃的主要構件進行剛度、強度及穩(wěn)定性驗算，根據(jù)相關規(guī)范判斷其是否滿足要求[7]，確保掛籃各構件在施工過程中的安全穩(wěn)定[8]。

1 工程概況

某三跨連續(xù)梁橋跨徑組合為（48+80+48）m，主梁為單箱三室預應力混凝土箱梁。箱梁頂寬28.0m，單側懸臂長4.0m，根部箱梁底寬16m，跨中箱梁底寬19.8m。箱梁外側腹板采用斜腹板，厚度為0.5～0.7m；內(nèi)側采用直腹板，厚度為0.5～0.7m；底板厚度由跨中的0.3m按1.8次拋物線漸變到支點附近的0.85m；邊箱室頂板厚0.28m，根部加厚至0.9m；中箱室頂板厚度0.55m，根部加厚到0.85m。該橋最重塊為4#塊，重量為153.4t。最長塊4m，梁頂寬12.2m，梁底寬6.4m。采用掛籃懸澆法施工，因此設計菱形掛籃[9,10]。連續(xù)梁橋總體布置見圖1，箱梁典型橫截面尺寸如圖2所示。

圖1 總體布置（單位：cm）

圖2 箱梁橫斷面圖（單位：cm）

2 掛籃結構分析

該菱形掛籃涉及到的主要參數(shù)如表1所示。

表1 主要技術參數(shù)

采用組焊的雙I32#普通熱軋槽鋼制作菱形桁架的豎桿和前后斜桿，前后托梁及前橫梁制作材料均為雙I40工字鋼組焊，底縱梁采用I32#工字鋼，內(nèi)外導梁采用組焊的雙I36#普通熱軋槽鋼，掛籃吊桿采用PSB930Φ28精軋螺紋鋼，腹板兩側使用吊帶，規(guī)格為Φ25×80，材質(zhì)為 Q345。

3 有限元模型

采用有限元軟件Midas/Civil 2020建立菱形掛籃整體模型并進行計算，釋放主桁架各節(jié)點連接銷軸的自由度。該掛籃有限元模型共586個單元，644個節(jié)點，掛籃有限元模型如圖3所示。

圖3 掛籃整體計算模型

4 強度分析

4.1 荷載組合1

荷載組合：掛籃自重+施工機具及人群荷載+傾倒和振搗混凝土荷載+護欄荷載+混凝土荷載+模板自重。

掛籃的主桁架承重系統(tǒng)的強度和穩(wěn)定性用該工況進行計算?；炷翝仓淖畈焕奢d工況是混凝土澆筑完畢（混凝土脹模的影響需考慮在內(nèi)），振動系統(tǒng)仍在振搗時，所以掛籃施工的動力附加荷載和人員機具荷載也要考慮進去。掛籃各構件的有限元軟件計算結果如圖4～圖7所示。

圖4 底托系統(tǒng)應力計算結果（單位：MPa）

圖5 導梁系統(tǒng)應力計算結果（單位：MPa）

圖6 前上橫梁應力計算結果（單位：MPa）

圖7 主桁架應力計算結果（單位：MPa）

由圖4～圖7所示，底托系統(tǒng)最大拉應力為178.5MPa，位于腹板下縱梁位置；導梁系統(tǒng)最大拉應力為136.4MPa；前上橫梁最大壓應力為86.1MPa；主桁架最大壓應力為107.0MPa，均小于Q345彎曲強度設計值215MPa。各構件應力在荷載組合1下均在安全范圍內(nèi)。

4.2 荷載組合2

荷載組合：掛籃自重+施工機具及人群荷載+混凝土偏載+傾倒和振搗混凝土荷載+護欄荷載+模板自重。

該荷載組合適用于混凝土澆筑的最不利荷載工況，假設此時一側混凝土已澆筑完畢（混凝土脹模的影響需考慮在內(nèi)），而另一側尚未澆筑，在這種情況下，兩側混凝土總重相差約10t，且人員機具仍在施工，所以掛籃結構還要承受人員機具荷載。

與載荷組合1相比較，該荷載組合只是一側腹板處混凝土總量減少10t，其余均不變。因導梁在荷載組合1與荷載組合2中受力形式和荷載值沒有發(fā)生變化，所以不再另行計算。經(jīng)計算，底托系統(tǒng)最大拉應力為158.2MPa，位于較重側腹板下縱梁位置；前上橫梁最大壓應力為81.3MPa；主桁架最大壓應力為106.8MPa，均小于Q345彎曲強度設計值215MPa。各構件應力在荷載組合2下均在安全范圍內(nèi)。

4.3 荷載組合3

荷載組合：混凝土荷載+掛籃自重+模板自重+風荷載+護欄荷載。

若混凝土澆筑完畢后出現(xiàn)大風，則該荷載組合即適用，此時荷載包括混凝土自重（混凝土脹模的影響需考慮在內(nèi)），風荷載和掛籃自重。主桁架最大壓應力為107.3MPa。

4.4 荷載組合4

該荷載組合：掛籃自重+模板自重+沖擊荷載+風載+護欄荷載。

當掛籃向前移動時，反扣裝置為主桁在軌道上行走提供反力；其它結構未發(fā)生變化，底托橫梁均由吊桿懸吊；外導梁仍有模板荷載作用。掛籃行走時，中門架和掛籃桿件應力計算結果如圖8所示。

圖8 掛籃行走應力圖（單位：MPa）

如圖8所示，掛籃結構中門架和掛籃桿件的最大應力為118.9MPa。

5 剛度分析

用混凝土荷載+模板自重+施工機具及人群荷載+掛籃自重+護欄荷載的荷載組合形式來計算掛籃系統(tǒng)的結構剛度。掛籃各構件有限元計算結果如圖9所示。

圖9 整體模型變形等值線圖（單位：mm）

如圖9所示，主桁架最大變形位于前橫梁支點處，最大豎向變形量為10.8mm；前橫梁最大位移位于一側位置，變形值為3.54mm；導梁最大位移值為18.6mm（包含吊桿彈性變形）；底縱梁部分最大位移18.9mm；整體模型中最大變形在主桁架部分的前橫梁支點處，最大豎向變形量為18.9mm。

6 掛籃抗傾覆分析

6.1 掛籃抗傾覆

主要計算混凝土澆筑和掛籃移動兩種工況。

（1） 混凝土澆筑時的抗傾覆計算。

混凝土澆筑時，采用荷載組合1進行計算：掛籃自重+施工機具及人群荷載+傾倒和振搗混凝土荷載+護欄荷載+混凝土荷載+模板自重。

在混凝土澆筑時，因為精軋螺紋鋼將掛籃主桁架后端錨固在已經(jīng)澆筑好的梁體上，所以需要驗算掛籃后錨點的安全性。主桁架反力計算結果如圖10所示。

圖10 主桁架反力模型（單位：N）

該荷載組合的后錨點拉力最大值為743.64kN。兩側的后錨點各采用4根直徑32mm的精軋螺紋鋼錨固，理論上可提供錨固力為：

其安全儲備為：

（2） 掛籃走行工況抗傾覆計算

掛籃移動工況采用荷載組合4進行計算：掛籃自重+模板自重+沖擊荷載+風載+護欄荷載。

由圖11可知，荷載組合4的反扣裝置拉力最大值為150.21kN。

圖11 主桁架反力模型（單位：N）

對反扣輪裝置的強度進行驗算，結果如下：

用直徑55mm的銷軸將反扣裝置由與主桁架連接，所以單片主桁架的反力按φ55mm的銷軸單面受剪計算，銷軸材質(zhì)為40Cr鋼，承受的最大剪力為：

N=σA=570×2374.6=1353.5kN

安全儲備為：

K=1353.5÷150.21=9.01＞2

6.2 壓桿穩(wěn)定性計算

對于主桁架的穩(wěn)定性驗算，只需確保單根桿件受力在允許范圍內(nèi)，就不會發(fā)生失穩(wěn)破壞。立柱穩(wěn)定性驗算公式：

構件長細比：

軸心受壓桿件，查TB10110-2011《鐵路混凝土梁支架法現(xiàn)澆施工技術規(guī)程》表F.0.2，構件軸心受壓穩(wěn)定系數(shù)φ=0.891，

故主桁架穩(wěn)定性滿足要求。

7 掛籃結構安全性試驗

掛籃結構作為大跨度連續(xù)梁橋懸澆施工過程中的重要受力構件及模板系統(tǒng)，涉及到各個懸澆梁段的承重及線形控制。橋主跨80m，共有11個懸臂節(jié)段，為確保掛籃結構在每個懸臂節(jié)段具有足夠的安全儲備并驗證結構計算的相關技術指標，并對橋開展了掛籃結構分級預壓試驗。

掛籃拼裝完成后，進行靜載預壓試驗，能夠有效的消除其非彈性變形，測定其彈性變形與荷載的關系，為懸澆段立模標高提供數(shù)據(jù)，驗證掛籃各部分結構安全性。由掛籃受力分析可知施工4#塊時，主桁架受力最大。針對這一情況確定以4#塊重量（153.4t）為基本加載荷載。掛籃的預壓采用砂袋加載法。

每級加載對主要構件的變形和主要構件的應力。變形測量時，基準標高設在A0#塊的頂部，在前、后下橫梁布置測點以測量出各級荷載下掛籃的下沉量，并計算出掛籃前后支點在各個節(jié)段施工時產(chǎn)生的豎向荷載。每一級加載后，必須及時檢查各桿件的連接情況和工作情況，及時作出是否繼續(xù)加載的判斷，根據(jù)試驗結果整理出加載測試報告，將彈性變形值及非彈性變形值的測量結果用于指導施工。

由表2及圖12可知，在掛籃分級預壓的過程中，隨著掛籃預壓荷載的不斷增大，1～4主要構件的結構變形不斷增大，基本呈現(xiàn)均勻平緩的變化趨勢。外荷載全部卸除后，殘留變形較均勻且數(shù)值較小，表明掛籃在拼裝過程中無構件拼接不緊密或連接件縫隙偏大的問題存在。由圖12可知，掛籃卸載并偏于穩(wěn)定后，得到的有效的掛籃結構變形（彈性變形）為16.4mm，小于結構計算分析得到的理論最大變形值18.9mm。表明該掛籃結構具有一定的安全性且結構剛度較小，可滿足后續(xù)橋梁結構線形控制的精度控制要求。

表2 掛籃預壓主要測點信息表mm

圖12 掛籃預壓試驗數(shù)據(jù)分布

8 結語

通過對某三跨連續(xù)梁所采用的菱形掛籃結構進行結構計算及預壓荷載試驗對比分析，可得到以下主要結論：

（1） 采用有限元程序空間數(shù)值模擬及掛籃預壓試驗相結合的分析方法，可有效獲取掛籃結構的力學指標及應用參數(shù)，能夠作為提高結構安全性及橋梁線形控制的必要手段。

（2） 文中采用的菱形掛籃結構底托系統(tǒng)、導梁系統(tǒng)、主桁架、前上橫梁等強度、剛度及穩(wěn)定性均滿足規(guī)范及使用要求。

（3） 文中采用的掛籃系統(tǒng)預壓試驗得到的彈性變形為16.4mm，小于結構計算分析得到的理論最大變形值18.9mm；且均滿足規(guī)范要求的懸臂施工橋梁掛籃變形限值20.0mm的技術要求，可滿足后續(xù)橋梁結構線形控制的精度要求。