管 弦，唐國(guó)華

(1.北京華宏工程咨詢有限公司，北京 101101; 2.重慶交通大學(xué)， 重慶 400074)

0 引言

工字鋼-混組合結(jié)構(gòu)是由外露的工字型鋼主梁作為主要的承重結(jié)構(gòu)與混凝土橋面板間通過剪力鍵連接形成的一種組合結(jié)構(gòu)。這一組合結(jié)構(gòu)由于兼具鋼梁和鋼筋混凝土梁的優(yōu)點(diǎn)而廣泛應(yīng)用于梁式橋[1]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)工字鋼混組合梁的研究主要集中在抗剪連接件力學(xué)性能研究和鋼混組合梁的力學(xué)行為研究[2-3]，在施工方法方面的研究較少且主要集中在落地支架方面[4-8]，是缺少新型施工方法的研究[9]。在研究方法方面則廣泛采用了三維有限元分析方法，有的采用了實(shí)體模型[10-13]，但大多采用了桿系模型進(jìn)行了分析[14-16]。

懸吊支架法是直接利用鋼-混組合梁中鋼結(jié)構(gòu)梁的自承能力，在鋼結(jié)構(gòu)梁下懸掛支架體系來完成這種組合結(jié)構(gòu)中的混凝土構(gòu)件的現(xiàn)澆施工。這種施工方法的支架不受地形、河流、地基承載力的限制，且經(jīng)濟(jì)性高，占用橋下空間少，是一種經(jīng)濟(jì)有效的施工方法[17]。然而懸吊支架這種支架類型在實(shí)際工程中卻很少使用。王國(guó)煒等[18]采用懸吊模板支架法成功完成了上珠線漕溪路橋中跨128 m主縱梁的現(xiàn)澆施工。劉寶新等[19]在京哈直通線財(cái)落大橋采用門式框架墩連續(xù)梁懸吊式支撐體系進(jìn)行了施工。姚宏生等[20]對(duì)梁懸吊式支撐體系在京哈直通線財(cái)落大橋中的應(yīng)用，從施工技術(shù)方面進(jìn)行了深入研究。

懸吊支架法雖然具有不受現(xiàn)場(chǎng)環(huán)境限制，可提高施工速度、節(jié)約施工成本且可以大大降低對(duì)橋下已有線路影響的諸多優(yōu)點(diǎn)，但由于懸吊支架固定點(diǎn)較少，在風(fēng)荷載等敏感性因素影響下支架體系的橫向位移控制較為困難。同時(shí)，在混凝土橋面板澆注過程中，隨著混凝土質(zhì)量的增加及澆注點(diǎn)縱橫向位置的變化，懸吊支架系統(tǒng)也將發(fā)生變形，導(dǎo)致澆注的混凝土結(jié)構(gòu)隨之發(fā)生變形。為了使懸吊支架澆注的混凝土橋面板成型后其線形能滿足設(shè)計(jì)要求，有必要對(duì)這種懸吊支架對(duì)鋼結(jié)構(gòu)及支架本身在施工過程中的力學(xué)行為進(jìn)行研究。

1 工程概況

1.1 工程背景

廣東某大橋的橋位地處低緩丘陵，跨越丘陵間谷地，沿丘陵坡腳展布，地勢(shì)起伏較大。大橋主梁采用的是雙工字鋼板組合梁，分左右兩幅，橋跨組合為4×40 m+4×40 m+3×40 m+4×40 m，共15跨。單幅組合梁橋面寬為12.5 m，左右幅中間設(shè)置 50 cm 寬分隔帶，雙幅全寬25.5 m，上部結(jié)構(gòu)梁高均為2.7 m(其中鋼板梁高2.2 m，橋面板0.4 m，鋪裝層0.1 m)。

1.2 懸吊支架構(gòu)造

該大橋現(xiàn)澆橋面板采用懸吊支架方案，即利用鋼梁自承重能力，在鋼板梁底板下懸掛橫向主承重梁，而后以此為基礎(chǔ)安裝滿堂碗扣支架，鋪設(shè)方木及竹膠板，實(shí)現(xiàn)整聯(lián)現(xiàn)澆。懸吊支架設(shè)計(jì)圖如圖1所示。

圖1 懸吊支架跨中標(biāo)準(zhǔn)斷面(單位：cm)

精軋螺紋鋼吊桿組成。其中上下橫梁均間距4 m布置一道，主縱梁根據(jù)受力特性間距先按30，60，90，120 cm布置。在橫斷面上布置6根精軋螺紋鋼吊桿，兩側(cè)對(duì)稱布置。碗扣支架立桿橫向間距根據(jù)不同部位受力情況分為30，60，90，120 cm 4種布置，縱向統(tǒng)一按90 cm間距布置。根據(jù)碗扣支架的搭設(shè)施工規(guī)范，設(shè)置縱橫向的剪刀撐。底模系統(tǒng)由15 mm厚的竹膠板面板、10 cm×10 cm的截面的方木縱橋向方木、橫橋向φ48×3.5 mm小鋼管組成。

懸吊支架各材料的參數(shù)如表1所示。

表1 懸吊支架材料參數(shù)

2 懸吊支架結(jié)構(gòu)對(duì)鋼主梁結(jié)構(gòu)力學(xué)行為影響研究

2.1 懸吊支架結(jié)構(gòu)計(jì)算模型

應(yīng)用有限元軟件Midas Civil建立了該支架系統(tǒng)的計(jì)算模型。邊界條件設(shè)置為鋼主梁的兩端下橫梁放在蓋梁上，兩端下橫梁中間約束DZ，兩端下橫梁按照簡(jiǎn)支梁添加約束，上橫梁與鋼主梁之間只考慮只受壓彈性連接，上下橫梁通過吊桿連接，吊桿采用桁架單元模擬不傳遞彎矩。懸吊支架模型建模共計(jì)14 500個(gè)節(jié)點(diǎn)，18 399個(gè)梁?jiǎn)卧?2個(gè)桁架單元。懸吊支架有限元計(jì)算模型如圖2、圖3所示。

圖2 懸吊支架整體有限元模型

圖3 懸吊支架整體有限元模型(端部放大)

2.2 懸吊支架的質(zhì)量對(duì)鋼主梁的力學(xué)行為影響

通過對(duì)懸吊支架的質(zhì)量進(jìn)行調(diào)整來研究懸吊支架質(zhì)量對(duì)鋼主梁的力學(xué)行為的影響。采用控制變量的方法，設(shè)定懸吊支架的質(zhì)量為唯一變量，風(fēng)荷載、懸吊點(diǎn)的縱向距離及橋面板板厚等影響因素不變。在荷載Q1，Q2，Q3，Q4和Wk共同作用的情況下，將懸吊支架的質(zhì)量轉(zhuǎn)化為自重的形式，再通過改變材料的重度來實(shí)現(xiàn)改變懸吊支架的質(zhì)量。懸吊支架內(nèi)部各個(gè)構(gòu)件的重度增幅按照原來懸吊支架自重時(shí)各個(gè)構(gòu)件所占的百分比來進(jìn)行重度增加的比例分配。選取懸吊支架的重度控制范圍為1.0倍、1.5倍和2.0倍自重3個(gè)樣本來計(jì)算出鋼主梁的應(yīng)力及位移。

(1)應(yīng)力計(jì)算

應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如表2和圖4所示。

表2 懸吊支架不同質(zhì)量下鋼主梁跨中應(yīng)力值(單位：MPa)

圖4 懸吊支架不同質(zhì)量下跨中應(yīng)力變化

由表2和圖4數(shù)據(jù)分析可知，鋼主梁在1.0倍自重、1.5倍自重和2.0倍自重時(shí)的最大壓應(yīng)力發(fā)生在鋼主梁的L/2位置，當(dāng)懸吊支架為原自重時(shí)(即1.0倍自重)的壓應(yīng)力為172.90 MPa，相對(duì)于Q345的鋼材允許應(yīng)力來說仍有較大的儲(chǔ)備空間，而且鋼主梁的梁端部分大多處于低應(yīng)力狀態(tài)，有較大的安全儲(chǔ)備空間。同時(shí)可以看出鋼主梁的最大壓應(yīng)力值隨著懸吊支架的質(zhì)量增加而增加，且正應(yīng)力值大致呈線性增長(zhǎng)。當(dāng)懸吊架的質(zhì)量為1.5倍自重時(shí)，壓應(yīng)力為180.11 MPa，比1.0倍自重時(shí)的壓應(yīng)力增大了6.21 MPa，增加了3.59%；當(dāng)懸吊支架的質(zhì)量為2.0倍自重時(shí)，壓應(yīng)力為187.22 MPa，比1.0倍自重時(shí)的壓應(yīng)力增了12.32 MPa，增加了7.13%。由此可見，懸吊支架質(zhì)量的改變對(duì)于鋼主梁應(yīng)力影響較大，同時(shí)也說明懸吊支架的質(zhì)量在整個(gè)橋面板澆注過程中結(jié)構(gòu)應(yīng)力中所占比重較小。

(2)位移計(jì)算

位移計(jì)算結(jié)果如表3和圖5所示。

表3 懸吊支架不同質(zhì)量下鋼主梁的跨中位移值(單位：mm)

圖5 懸吊支架不同質(zhì)量下跨中位移變化

由表3和圖5數(shù)據(jù)分析可知，鋼主梁的最大z向位移隨著懸吊支架質(zhì)量的增加而呈線性增長(zhǎng)，且鋼主梁在1.0倍自重、1.5倍自重和2.0倍自重時(shí)的最大z向位移均發(fā)生在鋼主梁的L/2位置。當(dāng)懸吊支架的質(zhì)量為原支架的1.5倍自重時(shí)，鋼主梁在z向的最大位移比1.0倍自重時(shí)位移值增加了3.9 mm，增加了5.87%；當(dāng)懸吊支架的質(zhì)量為原支架的2.0倍自重時(shí)，鋼主梁在z向的最大位移比1.0倍自重時(shí)位移值增加了7.78 mm，增加了11.70%。由此可見，懸吊支架質(zhì)量的變化對(duì)鋼主梁的跨中位移的影響較大。

在對(duì)鋼主梁結(jié)構(gòu)成型前線形控制時(shí)，應(yīng)根據(jù)懸吊支架自重與鋼主梁之間變形規(guī)律對(duì)鋼主梁的預(yù)拱度進(jìn)行預(yù)抬?？缰蓄A(yù)拱度在1.5倍自重時(shí)要比1.0倍自重時(shí)向上多預(yù)抬3.9 mm，2.0倍自重時(shí)要比1.0倍自重時(shí)向上多預(yù)抬7.78 mm。其余截面位置預(yù)拱度的設(shè)置均按照在各自懸吊支架質(zhì)量作用下對(duì)應(yīng)引起的變形值進(jìn)行調(diào)整，這樣才能使鋼主梁成橋后的實(shí)際線形與理論線形保持一致。

2.3 風(fēng)荷載對(duì)鋼主梁的力學(xué)行為影響

根據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》的規(guī)定，廣東省的基本風(fēng)壓值可按照《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》附錄E中的表5重現(xiàn)期(R)為50 a的值采用。查該規(guī)范可以得出廣東地區(qū)的基本風(fēng)壓為0.35 kN/m2。根據(jù)橋梁所處的區(qū)域，查該規(guī)范可以得出當(dāng)?shù)氐幕撅L(fēng)壓為0.35 kN/m2?；撅L(fēng)壓由公式ωk=βzμsμzω0計(jì)算得當(dāng)?shù)氐娘L(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值為ωk=0.75 kN/m2，方向考慮為水平；將風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值轉(zhuǎn)化為節(jié)點(diǎn)荷載，再將風(fēng)荷載通過節(jié)點(diǎn)荷載的形式施加到懸吊支架和鋼主梁的橫向迎風(fēng)面上。

支架的橫向位移都是發(fā)生在鋼主梁的L/2處。在當(dāng)懸吊支架和鋼主梁考慮作用風(fēng)荷載時(shí)，比沒有風(fēng)荷載時(shí)的橫向位移大了18.46 mm，橫向最大位移達(dá)到了21.20 mm。鋼主梁跨中應(yīng)力值增加了10.05 MPa，增加幅度為26.17%。這說明風(fēng)荷載對(duì)于鋼主梁的應(yīng)力與變形影響較大。

2.4 懸吊支架的懸吊點(diǎn)縱向距離對(duì)鋼主梁的力學(xué)行為影響

通過對(duì)懸吊支架的懸吊點(diǎn)縱向距離進(jìn)行調(diào)整來研究懸吊支架的懸吊點(diǎn)縱向距離對(duì)鋼主梁的力學(xué)行為的影響，縱橋向間距分別采用2，3.5，4，5，6 m布置來探討吊支架的懸吊點(diǎn)縱向距離對(duì)鋼主梁的力學(xué)行為的影響情況。

通過應(yīng)力和位移匯總對(duì)比圖6、圖7看出，鋼主梁的跨中最大位移和應(yīng)力隨著懸吊點(diǎn)的縱向距離的變化而大致表現(xiàn)出拋物線變化，其中懸吊點(diǎn)縱向距離在2～4 m之間時(shí)，最大壓應(yīng)力值和最大豎向位移逐漸減小；在4～6 m之間時(shí)，最大壓應(yīng)力值和最大豎向位移逐漸增大。實(shí)際工程懸吊點(diǎn)縱向間距設(shè)計(jì)合理值為4 m，處于拋物線的極值點(diǎn)附近，有利于提高鋼主梁的受力。

圖6 鋼主梁應(yīng)力與懸吊點(diǎn)縱向距離關(guān)系

圖7 鋼主梁跨中位移與懸吊點(diǎn)縱向距離關(guān)系

2.5 混凝土橋面板板厚對(duì)鋼主梁結(jié)構(gòu)力學(xué)行為影響

通過對(duì)橋面板的板厚進(jìn)行調(diào)整來研究混凝土橋面板的板厚對(duì)鋼主梁的力學(xué)行為的影響。具體研究了橋面板厚度為10，20，30 cm時(shí)鋼主梁的力學(xué)行為，計(jì)算結(jié)果如表4所示。

表4 混凝土板厚度對(duì)鋼主梁跨中應(yīng)力和位移的影響

由表4數(shù)據(jù)分析可知，隨著橋面板厚度的增加，鋼主梁的應(yīng)力和位移都在增加。當(dāng)橋面板板厚為20 cm 時(shí)，鋼主梁的壓應(yīng)力為172.90 MPa；當(dāng)橋面板板厚為30 cm時(shí)，鋼主梁的壓應(yīng)力為232.28 MPa，增加了59.29 MPa，增加比例為34.29%；而位移為由66.48 mm增加到88.90 mm，增加了33.72%。由此可以看出，橋面板的質(zhì)量在整個(gè)系統(tǒng)的受力中占據(jù)了主要的地位。

2.6 澆注橋面板混凝土過程中對(duì)鋼主梁的力學(xué)行為影響

澆注混凝土橋面板的澆注順序，即澆注橋面板采用在橫橋向澆注時(shí)按照先中間再兩邊的澆注順序一次澆注到位，縱橋向由跨中向梁端逐步澆注到位的方式進(jìn)行。依據(jù)澆注順序，共分4個(gè)工況：工況1為懸吊支架安裝成功狀態(tài)(臨時(shí)施工荷載也加載在了懸吊支架上)；工況2為跨中段混凝土澆注完成；工況3為三分段混凝土澆注完成；工況4為梁端段混凝土澆注完成。

通過圖8可以看出由于鋼主梁在工況4作用下所受到的梁部荷載最大，所以應(yīng)力也最大，最大應(yīng)力為172.99 MPa。通過圖9可以看出由于鋼主梁在工況4作用下所受到的梁部荷載最大，故豎向位移也最大，最大位移為66.48 mm。這些數(shù)據(jù)為鋼主梁的安全，以及鋼主梁的預(yù)拱度的設(shè)置提供了依據(jù)。

圖8 鋼主梁跨中應(yīng)力變化

圖9 豎向跨中位移變化

2.7 懸吊支架結(jié)構(gòu)的拆除對(duì)鋼主梁結(jié)構(gòu)力學(xué)行為影響

當(dāng)混凝土橋面板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度達(dá)到設(shè)計(jì)要求時(shí)即可對(duì)懸吊支架進(jìn)行拆除。當(dāng)橋面板混凝土達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度后，就認(rèn)為鋼主梁和混凝土板已經(jīng)成為一體，可以作為一個(gè)整體共同受力，則此時(shí)就只承受懸吊支架的自重和風(fēng)荷載作用，不再承受混凝土的振搗荷載和施工荷載。對(duì)懸吊支架在拆除前后鋼主梁的位移變化進(jìn)行分析。

根據(jù)表5和圖10數(shù)據(jù)分析可知，支架在拆除前后，跨中位置拆除前比拆除后的豎向位移增大了10.13 mm，而鋼主梁在只受橋面板混凝土質(zhì)量和風(fēng)荷載的情況下跨中的最大豎向位移為45.84 mm，相對(duì)于拆除后的位移減少了10.18 mm。由此可見，在橋面板和鋼主梁形成一個(gè)整體后，由于橋梁的剛度變大，會(huì)造成一部分位移是不可恢復(fù)的，而對(duì)于可恢復(fù)的這一部分位移是可以通過一些技術(shù)方法來避免。

表5 在不同工況下時(shí)鋼主梁的豎向位移(單位：mm)

圖10 懸吊支架拆除前后不同截面的豎向位移

3 結(jié)論

本研究應(yīng)用三維有限元模型對(duì)鋼混組合梁懸吊支架法的施工過程進(jìn)行了仿真模擬，分析了懸吊支架自重、風(fēng)荷載、懸吊點(diǎn)縱向間距、混凝土橋面板厚度、混凝土澆注過程和懸吊支架拆除對(duì)鋼主梁力學(xué)行為的影響，揭示了懸吊支架與鋼主梁之間的變形規(guī)律。本研究的主要結(jié)論：

(1)鋼主梁的正應(yīng)力隨著懸吊支架的質(zhì)量增加而增加，位移也隨著懸吊支架的質(zhì)量增加而增加，且應(yīng)力和位移的增幅影響都相對(duì)較大。

(2)懸吊支架的風(fēng)荷載對(duì)鋼主梁的位移和應(yīng)力影響較大，會(huì)產(chǎn)生較大的橫向位移。故應(yīng)在荷載組合分析中考慮橫風(fēng)荷載且采取必要措施來限制在澆注橋面板的過程中鋼主梁的橫向位移。

(3)鋼主梁的位移和應(yīng)力隨著懸吊支架懸吊點(diǎn)縱向距離的變化而表現(xiàn)出拋物線變化，其中懸吊點(diǎn)縱向距離在2～4 m之間時(shí)，最大壓應(yīng)力值和最大豎向位移逐漸減??；在4～6 m之間時(shí)，最大壓應(yīng)力值和最大豎向位移逐漸增大。因此，懸吊點(diǎn)縱向間距合理取值建議為4 m。

(4)鋼主梁跨中最大位移和應(yīng)力隨著橋面板板厚的增大而增大，且橋面板的質(zhì)量在整個(gè)系統(tǒng)中受力占據(jù)了主要的地位。

(5)利用懸吊支架澆注橋面板過程中，鋼主梁的應(yīng)力和位移都隨著橋面板混凝土的澆注而增加。在施工過程中可以根據(jù)每個(gè)澆注階段施工后引起的鋼主梁豎向位移對(duì)各個(gè)截面標(biāo)高進(jìn)行預(yù)抬，以確保橋梁的各階段線形和理論線形盡可能保持一致，同時(shí)也可防止誤差的積累導(dǎo)致最終線形的偏離。

(6)懸吊支架拆除過程中，鋼主梁的應(yīng)力和變形都隨著支架的拆除有所變化且變化較大，在施工前應(yīng)該通過考慮拆除懸吊支架后恢復(fù)的變形和鋼主梁與橋面板形成整體后的不可恢復(fù)變形來進(jìn)行鋼主梁預(yù)抬或設(shè)置預(yù)拱度，以確保橋梁在成橋后的實(shí)際線形和理論線形相符。

本研究成果對(duì)于完善懸吊支架法在鋼混組合梁結(jié)構(gòu)施工的理論體系提供一定的參考依據(jù)，同時(shí)也可以為類似結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、施工提供了理論指導(dǎo)。