連續(xù)梁橋掛籃反力預壓設計與結(jié)構受力分析

張清川

（中鐵十九局集團第三工程有限公司，遼寧沈陽 110136）

在國內(nèi)高速鐵路橋梁建設中，混凝土連續(xù)梁采用掛籃懸臂澆筑法施工已較為普遍，在懸臂施工過程中，掛籃承受新澆筑節(jié)段混凝土及施工設備的全部重量，因此掛籃的承載能力及施工的安全性尤為重要。掛籃反力架預壓的目的是檢驗掛籃主桁的實際承載力和掛籃的安全與可靠性，并獲得彈性和非彈性變形參數(shù)，為懸臂梁施工提供數(shù)據(jù)，同時檢驗掛籃加工質(zhì)量［1］。目前，傳統(tǒng)的掛籃預壓方法主要有混凝土預制塊、砂袋或水箱直接堆載法，耗時長、費用高且難以模擬掛籃實際工作狀態(tài)，往往難以適應菱形掛籃預壓的施工需要［2］。

結(jié)合杭長客運專線外崗塢特大橋工程特點、菱形掛籃的結(jié)構形式以及項目自身資源的情況，提出了用反力架的加載方法［3］，對菱形掛籃進行預壓試驗。

1 工程概況

杭長高速鐵路外崗塢特大橋跨越規(guī)劃江郎山大道，主橋結(jié)構為1 聯(lián)（58+90+58）m 變截面預應力混凝土單箱單室連續(xù)箱梁。箱梁頂寬12.1 m，箱梁底寬8 m，頂板厚40 cm，底板厚80～100 cm，腹板厚80～70 cm，跨中及邊跨現(xiàn)澆段梁高2 m，其余梁段梁高按1.8 次拋物線變化。箱梁0#節(jié)段采用托架現(xiàn)澆施工，1#～13#節(jié)段采用菱形掛籃逐節(jié)懸臂澆筑，邊跨合龍段及12 m 邊跨段采用支架現(xiàn)澆法施工。其中，掛籃主桁架桿件均采用普通熱軋2［32c 槽鋼焊接組成，2［32c槽鋼截面積A=123 cm2，其軸向容許應力［σ］＝240 MPa，容許最大應力［σw］＝245 MPa；節(jié)點銷子（φ60 mm）的孔壁承壓應力為310 MPa；吊帶采用寬度為15 cm、厚度為3 cm 的Q345 鋼材，其軸向容許應力［σ］＝300 MPa，容許最大應力［σw］＝310 MPa，節(jié)點銷子的孔壁承壓應力為300 MPa；掛籃各構件容許最大變形為30 mm；本橋各節(jié)段均采用反力架預壓技術對掛籃進行預壓，掛籃預壓施工時選取混凝土最重的9#梁段作為掛籃預壓荷載，此時掛籃安裝在混凝土已澆筑段（7#，8#梁段）上，在8#梁段上設置反力架，利用千斤頂分級進行加載。

2 反力架預壓工藝原理

根據(jù)菱形掛籃在施工中的實際受力，待9#節(jié)段菱形掛籃和箱梁底模安裝之后，將液壓千斤頂置于反力架與底模的預留空間內(nèi)，從已澆筑完成的箱梁體端部腹板混凝土中引出工字鋼反力架，利用其反向作用力通過液壓千斤頂、I32工字鋼支墊梁、I36工字鋼分配梁，分級傳到掛籃底板施加所需的預壓荷載，進而傳遞到掛籃吊帶、前后上橫梁、主桁架及已澆筑梁段上，從而模擬掛籃在澆筑過程中的實際受力狀態(tài)，測量出掛籃在荷載作用下各部位的變形數(shù)據(jù)和規(guī)律，以達到掛籃預壓的目的［4］。

3 反力架預壓設計

菱形掛籃預壓是采用液壓千斤頂+反力架在底模板范圍內(nèi)建立受力體系，對掛籃進行加載預壓，掛籃反力架加載預壓側(cè)視、正視圖見圖1。

反力架預壓方案設計步驟如下：

1）在8#梁段端面兩側(cè)腹板施工中，預埋反力架預埋鋼板（單側(cè)2塊預埋鋼板）。

2）在預埋鋼板上安裝2 個反力架（每個反力架由2根I36a工字鋼和2根I20工字鋼組成三腳架）。

3）在反力架與掛籃底模平臺上的預留空間內(nèi)安裝4 臺200 t 液壓千斤頂（等間距布置在反壓墊梁上），千斤頂與底模板間設置鋼墊梁（4 根I20工字鋼），千斤頂和工字鋼反力架間設置分配梁（1根I36工字鋼）［5］。

4）通過千斤頂、分配梁、墊梁傳到掛籃底板施加所需的預壓荷載，從而根據(jù)9#梁段實際受力情況模擬掛籃后錨、吊帶及主桁架實際受力狀況，測出在液壓千斤頂逐級加載作用下掛籃結(jié)構變形與強度。

為了防止預埋件處腹板混凝土在加載試驗過程中開裂，在預埋件腹板全斷面范圍內(nèi)設置防裂鋼筋網(wǎng)（三層φ16@10×10 cm）。

4 掛籃預壓荷載及構件強度計算

4.1 荷載確定與計算

菱形掛籃在澆筑混凝土期間，大部分荷載在底板位置由底板模板傳至底籃前后橫梁，再由吊帶、分配梁傳遞到橋面主桁架及底籃后錨，最終作用于已澆筑梁段混凝土上。菱形掛籃承受的荷載包括梁段的混凝土自重、掛籃及模板自重、施工荷載（施工機具、人員、材料等）及預壓荷載［6］。

4.1.1 箱梁混凝土自重荷載計算

各梁段混凝土重量不同，其中9#梁段混凝土自重最大，長度為4 m，頂板厚度為40 cm，底板厚度為80～100 cm，腹板厚度為70～80 cm。因此，選取最重的9#梁段進行加載預壓，只要能保證該段澆注時掛籃的強度及剛度符合要求，其他梁段亦能保證。在澆注時，不同部分的混凝土自重傳遞給不同的掛籃構件，為模擬掛籃實際受力狀態(tài)，將9#梁段兩端截面分割成7塊，分別計算其單位重量，計算示意圖見圖2，計算結(jié)果見表1。

圖2 9#梁段自重荷載計算示意

表1 分塊單位自重荷載計算

圖2中，A1，A2的重量由外模滑梁承擔，A4，A5的重量由內(nèi)?；撼袚珹3，A6，A7 的重量由底模板下縱梁承擔，通過底模板下橫梁、掛籃吊帶傳遞給前上橫梁，最終傳遞給主梁桁架上承重系統(tǒng)?；炷猎跐沧r，由于混凝土跌落時的沖擊和澆注的不均勻性，對掛籃的受力更為不利，反力預壓須考慮1.2 倍安全系數(shù)［7］。

4.1.2 施工荷載計算

根據(jù)以往經(jīng)驗并結(jié)合該橋的實際情況，施工荷載取2.5 kN/m2，計算面積取澆注段底板的面積32 m2，澆注混凝土期間的施工荷載為80 kN。

4.1.3 預壓荷載計算

反力架預壓在菱形掛籃底模上進行，其掛籃及模板自重已施加，所以掛籃預壓荷載主要模擬最重9＃梁段的底板、腹板、頂板的自重及施工荷載，荷載計算如下。

計算時混凝土的沖擊系數(shù)取1.2，施工荷載80 kN。假設預壓加載點1，4 模擬9＃梁段腹板及翼緣板混凝土的自重；預壓加載點2，3 模擬9＃梁段底承受底板、頂板混凝土的自重及施工荷載，即每臺千斤頂單位延米預壓荷載為：q1＝q4=207.10 kN/m，q2＝q3=157.57 kN/m；9#梁段長度4 m，則千斤頂承受的集中預壓荷載為：預壓加載點1，4 為828.40 kN，預壓加載點2，3 為630.28 kN。由以上可知，9#梁段預壓總荷載為2 917.36 kN。

4.2 掛籃構件受力與頂力計算

將以上荷載及掛籃數(shù)據(jù)輸入MIDAS/Civil軟件，建立三維仿真模型。選取9#梁段各桿件進行結(jié)構計算，掛籃底模預壓總荷載為2 917.36 kN，由MIDAS/Civil軟件計算可知，承重前吊帶承受的拉力為1 017.6 kN，其余拉力均由底模后錨下橫梁及承重后吊帶系統(tǒng)承受。由于千斤頂加載預壓點均設置在9#梁段掛籃前下橫梁底模上，其預壓反作用力直接施加于掛籃前橫梁、掛籃吊帶、主桁架上，因此模擬9#梁段掛籃實際受力和變形情況，從而測量出掛籃各部位的變形參數(shù)，以達到掛籃預壓的目的。后吊帶、后下橫梁、外模桁架、外?；?、內(nèi)?；旱冉Y(jié)構直接錨固于7#，8#梁段箱梁頂板、翼緣板和腹板混凝土上，不作為荷載分析對象。偏安全考慮，每個吊點增加51 kN 荷載，掛籃底模前端4 臺千斤頂預壓力為1 323.6 kN。在澆筑9#梁段混凝土作用下，計算得到掛籃單吊帶承受的最大拉應力發(fā)生在前下橫梁底模吊帶上，最大組合應力σ＝23.56 MPa＜［σw］=310 MPa，滿足施工要求。由于菱形掛籃反力架加載預壓直接作用于掛籃底模上，進而傳遞到掛籃吊帶、前后橫梁桁架上，因此將底模平臺、掛籃吊帶、桁架建立模型，底模荷載分布見圖3，吊帶拉力見圖4。

圖3 菱形掛籃底模荷載分布（單位：kN·m）

圖4 菱形掛籃桁架吊帶拉力（單位：kN）

由MIDAS/Civil 軟件計算可知，9#梁段在澆筑混凝土作用下，掛籃主桁架支反應力最大發(fā)生在主桁架最后端兩個桿件處，最大組合應力σ＝P/A=84.08 MPa＜［σw］＝245 MPa；9#梁段底模前端在1 323.6 kN 荷載的作用下，掛籃桁架桿件最大彈性變形發(fā)生在桁架前支點上橫梁位置處，fmax=-0.024 m＜0.030 m。因此，掛籃各桿件強度及結(jié)構應力均能滿足施工要求。綜合考慮實際掛籃安裝存在非彈性變形因素，本掛籃底模預抬量為2.4 cm。掛籃底模前端加載1 323.6 kN，桁架及吊帶變形見圖5。

圖5 桁架及吊帶變形（單位：m）

5 現(xiàn)場預壓與變形觀測

根據(jù)外崗塢特大橋連續(xù)梁菱形掛籃的拼裝完成情況，將反力架設置在8#梁段腹板端面上，即在8#梁段4個腹板內(nèi)各預埋1個型鋼三角架作為預壓反力點，對9#梁段的菱形掛籃進行預壓。在掛籃桁架前下橫梁前端底模上采用4臺液壓千斤頂及配套油泵逐級同時進行加載預壓，觀測每級加載前后掛籃前后上橫托梁和主桁架各桿件變形數(shù)據(jù)和承載力。預壓完成后對數(shù)據(jù)進行分析，經(jīng)線性回歸分析加載與變形之間的關系，由此可推出掛籃前后上橫托梁和主桁架桿件的豎向位移，為施工控制提供可靠依據(jù)。

5.1 變形測點布置

為了充分測量掛籃的變形，在千斤頂反力架預壓過程中，菱形掛籃布置6個變形觀測點，主桁架后上橫梁設置2個（H2，H'2），后錨系統(tǒng)設置2個（H3，H'3），前上橫梁布置2個（H1，H'1），觀測點用紅油漆對已布設的點做好標記。菱形掛籃變形觀測點布置見圖6。

5.2 預壓與變形觀測

圖6 菱形掛籃變形觀測點布置

利用液壓千斤頂+反力架對掛籃前端進行加載預壓，首先對預壓加載點1，2，3，4 的千斤頂逐級按計算荷載的20%，40%，60%，80%，100%同步施加荷載，再分別按計算荷載的80%，40%，同步卸除荷載直至全部卸載，每級停留30 min。采用精密水準儀對掛籃主桁架、掛籃底模、后錨、前后上橫梁等部位進行變形位移測量；預壓結(jié)束后，將觀測數(shù)據(jù)輸入計算機，得出掛籃在實際荷載作用下前后橫托梁和掛籃主桁架各桿件結(jié)構的變形情況，繪制荷載與位移變形的關系曲線，以判定掛籃的受力狀況能否滿足安全性及施工變形控制要求。當現(xiàn)場變形數(shù)據(jù)與掛籃主桁架設計計算變形數(shù)據(jù)一致時，即可確定掛籃的強度和穩(wěn)定性滿足施工要求［8-10］。掛籃反力預壓加載分級見表2。

表2 菱形掛籃液壓反力預壓分級加載

5.3 外觀檢查測點

在加載預壓過程中，各級加載和卸載的間隔時間為30 min，除了對掛籃進行后錨點、支點處、主桁架、前后橫梁處的變形測量監(jiān)測外，還要對其外觀進行檢查，檢查掛籃受力后各桿件有無剛度不夠產(chǎn)生變形、焊縫有無脫焊、連接銷有無松動等異常情況，及時判斷是否需要繼續(xù)加載。若發(fā)現(xiàn)異常情況，立即停止預壓，進行掛籃各構件、節(jié)點的外觀檢查［11］。

6 預壓記錄及成果分析

在預壓中做好原始數(shù)據(jù)的記錄與分析，同時結(jié)合外觀檢查情況，驗證掛籃的安全性及可靠度，得出掛籃主桁架在各級荷載預壓下的掛籃受力變形與荷載的線性關系，為設置掛籃預拱度提供依據(jù)。連續(xù)梁千斤頂加（卸）載預壓變形觀測數(shù)據(jù)見表3，可見預壓加載和卸載過程中，觀察各受力部件無異常狀況，實際受力狀況安全，最大變形量在施工中可控，可以投入使用。掛籃變形與荷載的線性關系曲線見圖7。

表3 連續(xù)梁千斤頂加（卸）載預壓觀測數(shù)據(jù)

圖7 掛籃變形與荷載的線性關系曲線

由表3、圖7 可知，6 個觀測點中最大累計變形為56 mm，最小為-2 mm；6 個觀測點中最大累計彈性變形為-26 mm＜30 mm，最小為4 mm。最大彈性變形位置均發(fā)生在掛籃主桁架前上橫梁處，因此取主桁架H1，H'1點數(shù)據(jù)進行分析，得到前上橫梁線性回歸方程分別為y=0.0171x+12.695，R2=0.793＞0.5 與y=0.0181x+10.002，R2=0.789＞0.5，均為合格的回歸方程。

7 結(jié)論與建議

1）利用MIDAS/Civil 空間分析軟件在加載前分析了反力架預壓掛籃構件受力，通過現(xiàn)場的實際預壓驗證了其合理性和安全性，消除了非彈性變形，獲得了立?？刂茦烁咚钄?shù)據(jù)，取得了良好的經(jīng)濟效果，從而為今后的掛籃設計及驗算提供了可靠的依據(jù)。

2）對掛籃的預壓觀測數(shù)據(jù)進行分析，得出掛籃主桁架前上橫梁變形觀測點的變形與荷載的線性關系曲線及線性回歸方程，在混凝土荷載作用下，其他梁段菱形掛籃桿件結(jié)構的前上橫梁撓度值可根據(jù)回歸方程計算得出。

3）掛籃整體加載至9#梁體的自重及施工荷載后，掛籃前上橫梁最大變形在10～56 cm，產(chǎn)生最大變形的主要原因在于吊帶連接器安裝不垂直，而導致掛籃前上橫梁產(chǎn)生的變形偏大。

實踐證明，反力架的預壓方法不僅克服了傳統(tǒng)預壓的缺點，還能更好地模擬懸臂澆筑施工中掛籃在等效荷載作用下的實際受力情況，得出掛籃各結(jié)構桿件的變形數(shù)據(jù)與彈性變形。該方法具有預壓設施簡單、加載和卸載快、無須對稱預壓、費用低、可重復預壓、節(jié)約勞動力、與掛籃實際受力狀態(tài)比較相近、分級施加荷載容易把握、預壓精度高等優(yōu)點，值得推廣應用。