強臺風下曲線現澆箱梁移動模架設計及施工關鍵技術

華勇，黃鵬，胡偉邦，陳誠

(中交第二航務工程局有限公司，湖北 武漢 430000)

移動模架作為一種大型施工裝備，適應不同墩高不同地形的現澆箱梁施工。在施工環(huán)境、邊界條件復雜的情況下，如臺風多發(fā)環(huán)境、平曲線及空間限制時，對移動模架的結構設計與施工提出了新要求。通常，移動模架設計時風荷載不作為結構形式的主要考慮因素，而在臺風多發(fā)區(qū)的跨海橋梁施工時，為使移動模架滿足施工期抗風要求，需研究風荷載對移動模架穩(wěn)定性的影響。在應對曲線箱梁施工時這種特定的抗風結構的施工難度也相應增加，所以在結構設計時需綜合考慮選用合理的結構形式。

1 工程概況

1.1 現澆箱梁概況

海南海口鋪前大橋文昌側引橋上部結構為左右雙幅單箱雙室現澆連續(xù)箱梁，其中1～3聯橋跨布置為4×30 m，分為(66+54) m兩個節(jié)段澆筑；4～6聯為5×30 m，分為(66+60+24) m 3個節(jié)段澆筑，平曲線半徑為1 200 m。墩身為花瓶形(圖1)，墩頂寬度9.8 m，左右幅墩身凈間距6.45 m，最大墩高35 m。

圖1 墩身一般構造圖(單位：cm)

1.2 風環(huán)境

輔前大橋項目位于威馬遜17級超強臺風登陸區(qū)，設計基本風速49.5 m/s，為目前中國橋梁設計最大風速。4～10月均可出現10級以上大風，年最大風速約25 m/s，極大風速41.2 m/s。大于20 m/s的最大風速主要出現在三季度。主導風向隨季節(jié)轉換明顯。

2 施工重難點分析

針對該工程的施工條件，移動模架設計及施工存在以下難點：

(1) 強臺風環(huán)境下移動模架的抗風要求高，常規(guī)的橫梁整體開合不能滿足施工要求。

(2) 墩身為花瓶形，上部較寬，導致過跨時主梁需要橫移較大距離方可避開墩身。而左右幅墩身凈間距較小，主梁無法橫移較大距離。

(3) 中央分隔帶僅0.5 m間隙，右幅移動模架過跨時受左幅已澆筑箱梁的限制無法開合較大距離。

(4) 現澆箱梁最小平曲線半徑為1 200 m，移動模架需要具備一定的旋轉能力，增加了過跨施工難度。

針對以上重、難點，需對移動模架抗風設計及曲線過跨兩項關鍵技術進行研究。

3 強臺風環(huán)境移動模架抗風設計

3.1 設計基準風速

該項目設計基準風速為 49.5 m/s。工程區(qū)內大風狀況下風速隨高度的變化呈冪指數規(guī)律分布，風切變指數=0.155。工程區(qū)內陣風系數為 1.31，鋪前港的平均海平面高度為0.3 m。

根據JTG/T 3360-01-2018《公路橋梁抗風設計規(guī)范》，橋梁或構件基準高度Z處的設計風速按下式計算：

(1)

施工階段按20年一遇的設計風速考慮：

Usd=ksfUd

(2)

式中：Ud為橋梁或構件基準高度Z處的設計基準風速(m/s)；kf為抗風風險系數；Z為基準高度，為相對值(m)；α0為橋址處的地表粗糙系數，海面取0.12；Us10為橋梁設計基本風速(m/s)；Usd為施工階段設計風速(m/s)；ksf為施工期抗風風險系數，取值0.88。

根據式(1)、(2)得到該項目移動模架施工時設計基準風速(高度35 m處20年重現期10 min平均最大風速)為50.57 m/s。

3.2 移動模架橫梁分組開合結構

3.2.1 常規(guī)橫梁開合方案

移動模架橫梁直接承受上部結構荷載，通常位于主梁中部，無法相對主梁橫向移動。故在縱移過跨時需要全部打開，避開墩身，開合方式為所有橫梁同步開合。這種結構在該項目存在以下問題：

(1) 墩身上部較寬，主梁需橫移較大距離方可避開墩身，導致三角托架承受力矩大，不利于精軋螺紋鋼受力。

當墩身為柱式墩時，整體開合式移動模架橫梁僅需打開墩身寬度D即可滿足縱移要求。該項目墩身為花瓶形，墩頂寬度9.8 m。如圖2所示，當墩身頂部較寬時，則移動模架需要橫移較大的距離才能避開墩身，而這對牛腿結構的受力非常不利，且該項目左右幅墩身距離較小(6.45 m)，整體開合距離受限。

(2) 橫梁整體開合，抗風穩(wěn)定性差，不適用于強臺風地域施工。

整體開合式移動模架兩側主梁及相連的橫梁和模板為單獨的兩組結構(圖2)。為了保證移動模架過孔安全，一般配重應保證單側結構橫向整體穩(wěn)定性大于1.5。縱移時對風速有嚴格要求，6級風以下方可縱移過跨。

該項目由于位于強臺風區(qū)，施工周期較長，若采取橫梁同步開合的方案，突發(fā)強對流天氣對移動模架過跨期間安全造成不利影響，為增加整體結構的穩(wěn)定性，同時保證過跨時盡量減小主梁橫移距離，研究橫梁分組開合的方案，主梁縱移時保證部分橫梁連接，橫梁通過主梁上的墊梁滑道橫向移動，避開墩身，減小主梁打開的距離。

圖2 橫梁整體開合

3.2.2 橫梁分組開合技術

文昌側引橋墩身為花瓶形，上部寬度9.8 m，如果橫梁的開合方式采用單側整體開合，必將引起移動模架橫向穩(wěn)定性的不足，為解決該問題，必須探討一種新的橫梁開合方式。

針對該工程難點，移動模架結構設計時通過以下方案解決：

(1) 橫梁設置在主梁上方，主梁與橫梁采用插銷進行鉸接連接，橫梁相對主梁可以橫向移動，減小縱移過跨時主梁的橫移量。線路中心線與外側設置不等長橫梁，解決左右幅墩身凈間距不足的問題?？紤]左右側不等長橫梁打開時由于懸臂結構不利于結構穩(wěn)定，故一次只打開部分橫梁，保證了結構整體性。

(2) 移動模架縱移時橫梁需要打開避開墩身，而兩側橫梁打開后懸臂較長主梁傾覆力矩較大，因此此移動模架的設計思路是采用橫梁分組開合的方式，過跨時保持部分橫梁為連接狀態(tài)(圖3)。經過計算在不需配重的情況下能夠滿足穩(wěn)定性要求。

如圖4所示，橫梁位于主梁上方，通過固定在主梁滑移支座上的千斤頂的收縮和頂推實現橫梁的橫向移動。同時，滑移支座設置反扣板限制橫梁懸臂狀態(tài)的豎向轉動。縱移過跨時通過橫梁的橫移避開墩身，極大地減少了主梁橫移量，有利于三角托架受力。

3.3 抗傾覆穩(wěn)定性分析

(1) 常規(guī)整體開合(圖5)

傾覆力矩主要為風載荷產生(按8級風壓值計算)，傾覆產生的力矩Mw=2 029.75 kN·m。穩(wěn)定力矩由自重產生，穩(wěn)定力矩Mq=3 156.95 kN·m。

圖3 橫梁分組開合

圖4 橫梁與主梁連接示意圖

圖5 整體開合式移動模架開模行走穩(wěn)定性計算

(2) 分組開合移動模架抗風穩(wěn)定性(圖6)

圖6 分組開合式移動模架開模行走穩(wěn)定性計算

由于分組開合式移動模架過跨時不需要整體打開，計算穩(wěn)定性時兩側主梁通過橫梁連接為整體。

傾覆力矩為風載荷產生(按8級風壓值計算)，傾覆產生的力矩Mw=3 493 kN·m。穩(wěn)定力矩由自重產生，穩(wěn)定力矩Mq=4.43×104kN·m。

通過對比可知，分組開合結構形式移動模架抗傾覆穩(wěn)定性遠高于整體開合式。

3.4 移動模架動力特性分析

采用大型通用軟件Ansys對結構的動力特性進行分析，其中主梁、橫梁和導梁采用Beam188 單元模擬，對移動模架的主體結構按實際工作情況進行適當簡化處理，對移動模架的主梁、橫梁和導梁分別單獨計算分析。

在Ansys中進行模態(tài)分析，計算主梁、橫梁和導梁的前10階振型，結果如表1所示。

表1 主梁、橫梁和導梁動力特性

由表1可知：主梁和橫梁、導梁的結構扭彎頻率比值都大于 1，顫振形態(tài)矢量不斷向扭轉自由度軸偏移，表明豎向自由度的參與程度不斷降低，顫振的發(fā)生過程中扭轉和豎向自由度的耦合程度也不斷減弱。因此，移動模架不易發(fā)生顫振失穩(wěn)現象。

3.5 移動模架顫振穩(wěn)定性分析

根據JTG/T 3360-01-2018《公路橋涵抗風設計規(guī)范》，施工階段結構或構件的顫振穩(wěn)定性按式(3)檢驗：

Uf>γfγtγαUsd

(3)

式中：Uf為橋梁或構件施工階段的顫振臨界風速(m/s)；γf為顫振穩(wěn)定性分項系數，該項目取1.4；γt為風速脈動空間影響分項系數，該項目取1.3；γα為攻角效應分項系數，取1.0；Usd為構件基準高度處施工階段的設計風速(m/s)，取50.57 m/s。

計算得顫振臨界風速：

主梁的顫振臨界風速：Uf=7.5ftBh=7.5×4.279×11=353 m/s>92.365 m/s

導梁的顫振臨界風速：Uf=7.5ftBh=7.5×9.590 4×2=143.856 m/s>92.365 m/s

3.6 移動模架非線性靜風穩(wěn)定性分析

依據科研單位風洞試驗所測移動模架靜力三分系數，在綜合考慮靜風荷載非線性、結構幾何非線性基礎上，采用有限元軟件Ansys對移動模架進行非線性靜風穩(wěn)定性全過程分析，得出靜風失穩(wěn)臨界風速。有限元模型與動力特性模型相同，但此處要對結構進行循環(huán)加載，直至結構扭轉產生的三分力系數變化，導致荷載不斷變化直至變形不斷增大出現失穩(wěn)現象。

當荷載施加到100 m/s時，移動模架的導梁出現橫向失穩(wěn)，結構不再收斂，達到極限狀態(tài)，移動模架橫向、豎向位移云圖如圖7、8所示，整體應力云圖見圖9。

圖7 移動模架橫向位移云圖(單位：m)

圖8 移動模架豎向位移云圖(單位：m)

由計算結果可知：移動模架橫向臨界失穩(wěn)風速為 100 m/s，移動模架非線性靜風穩(wěn)定性滿足要求。當達到極限風速時，移動模架橫向最大變形為-0.42 m，發(fā)生在前導梁前端點處，豎直方向最大變形為0.07 m，發(fā)生在前導梁前端，整體結構最大應力為153 MPa，發(fā)生在前導梁位置。

圖9 移動模架整體應力云圖(單位：Pa)

通過以上分析，分組開合式移動模架能夠滿足設計基準風速50.57m/s的施工要求。

4 分組開合移動模架曲線過跨施工技術研究

4.1 常規(guī)曲線箱梁施工

常規(guī)的橫梁整體開合式移動模架過跨時橫梁與主梁同時開合，兩側主梁相對獨立，導梁與主梁采用鉸接連接，通過導梁與主梁之間的旋轉機構使導梁向曲線內側偏轉一定角度，調整縱移過跨時的平面偏位(圖10)。

圖10 導梁旋轉示意圖

4.2 分組開合式移動模架曲線過跨方式

橫梁分組開合式移動模架在縱移過跨時部分橫梁仍保持連接狀態(tài)，使得兩側主梁縱移及調整偏位時必須保持高度同步，避免主梁與橫梁產生扭矩，當主梁與導梁之間存在夾角，沿導梁方向前進時主梁會向曲線內側偏移，導致橫梁與墩身產生干擾。該項目移動模架通過技術改進，使臺車與滑架之間可以旋轉一定角度，通過前后墩臺車同步反向橫移多次調整移動模架軸線，實現了分組開合式移動模架曲線過跨。

步驟1：打開部分橫梁。制梁完成后，卸落主千斤頂，打開部分橫梁，如圖11所示。

步驟2：縱移15 m。利用前墩縱移油缸將移動模架向前推進15 m，油缸每次步進700 mm(圖12)。

圖11 橫梁分組開合

圖12 移動模架整體縱移

步驟3：合橫梁，調整移動模架軸線。前導梁前移至n+3號墩，且后導梁脫離n號墩墩旁托架后，以n+2號墩為轉點，n+1號墩兩套支承臺車同步向線路中心外側橫移；n+3號墩兩套臺車同時同步向線路中心內側橫移(圖13)。

圖13 軸線調整

軸線調整完成后完成首個橫梁開合循環(huán)，移動模架縱移60 m總共經過4次開合循環(huán)達到制梁位置。

5 結論

通過對海南鋪前大橋強臺風小曲率半徑現澆箱梁移動模架設計及施工方面的系統(tǒng)研究，在保證工程順利實施的前提下，得出以下結論：

(1) 針對橫梁整體開合和分組開合兩種形式的移動模架抗傾覆穩(wěn)定性進行分析，前者雖達到規(guī)范要求但沒有富余量，難以保證強臺風區(qū)施工安全。

(2) 研發(fā)了分組開合式移動模架，通過縱移過跨時保持部分橫梁為連接狀態(tài)，增強了移動模架縱移過跨時的穩(wěn)定性，考慮作業(yè)人員高空施工，移動模架可在不大于7級風況條件下正常作業(yè)。

(3) 通過橫梁相對主梁可以橫向移動的設計，減小了縱移過跨時主梁的橫移量，改善了三角托架受力；通過兩側橫梁不等長設計，解決左右幅墩身凈間距不足的問題。

(4) 經過技術改進，使臺車與滑架之間可以旋轉一定角度，縱移時前后墩臺車同步反向橫移對移動模架軸線進行多次調整，使移動模架沿圓曲線的切線方向移動，使移動模架既能滿足抗風要求，又能實現曲線過跨。