摘 要：結合高架橋現(xiàn)場施工環(huán)境條件，建立模型，研究曲線段鋼箱梁吊裝對原有橋梁受力的影響。

關鍵詞：鋼箱梁；吊裝；跨越；既有橋梁

新建高架橋鋼箱梁吊裝有時需跨過原有橋梁，吊車支在原有橋梁上，因而需要核算原有橋梁性能指標，包括：預應力混凝土持久狀況（使用階段）箱梁結構的正截面混凝土法向壓應力、預應力鋼筋的拉應力和斜截面混凝土的主應力；持久狀況正常使用極限狀態(tài)箱梁結構的正截面和斜截面抗裂；持久狀況承載能力極限狀態(tài)箱梁結構的正截面抗彎承載力，以保證施工人員及設備安全，確保吊裝對原有橋梁性能影響最小。

1 工程概況

鄭州隴海路快速通道工程是該市道路快速系統(tǒng)的重要組成部分，西起西四環(huán)西，東至京港澳高速東，全長32.5km，全線采用高架快速路+地面輔道形式穿越市中心城區(qū)。其中高架橋曲線段范圍為K20+345.212～K20+535.212，是36+59+59+36m四跨連續(xù)鋼箱梁橋，長190m，橋梁為雙幅，全寬25.3m，且與原有七里河橋斜交。七里河橋為四幅分離式混凝土連續(xù)梁橋，跨度為30+45+30m；兩幅最外側橋為人行橋，寬9m；兩內幅車行橋，全寬18.5m。新建橋鋼箱梁寬度為25.3m，高度為2～2.36m，墩柱高度為8.5～15m，考慮長途運輸、現(xiàn)場交通、場內制作及現(xiàn)場吊裝和相關設計、規(guī)范要求等，將鋼箱梁分為75個箱室節(jié)段，36個挑臂節(jié)段，節(jié)段最大長度L為27m，最大寬度B為3.5m，最大高度H為2.36m，最大節(jié)段重量為63t。

2 吊裝基礎設計方案

根據(jù)現(xiàn)場實際情況確定，采用350t汽車吊進行鋼箱梁吊裝，縱向吊裝順序為：兩邊向中間吊裝，在中間兩墩柱之間合攏；橫向吊裝順序為：先吊裝靠北面平直底板鋼箱梁，依次吊裝內側箱梁、挑臂，再往外依次吊裝，見圖1所示。鋼箱梁安裝時，吊車布置采取就近安裝位置原則，采用單臺起重機吊裝。擬選擇一臺350t汽車吊，配重107t，吊裝時回轉半徑控制在9m內，臂長控制在30.9m內，額定起重量為Q=76t，可以滿足本工程梁段的吊裝需要。

吊點對稱設置在鋼箱梁隔板和勁板相交處，共4 個，見圖2。吊點吊耳采用船用通用吊耳（A-25型，安全負載25t），吊點焊縫經(jīng)過核算，滿足安全要求，吊索為直徑φ56mm的6×37鋼絲繩，其吊裝額定荷載為27.7t，滿足吊裝需要。

計算兩側鋼箱梁重量為443t+443t，荷載按照均布荷載布置（荷載分布寬度10m），再考慮1.4的活載系數(shù)，則支架上的荷載為443*10*1.4/（2*20）=155kN/m，建立支架計算模型：（圖3）

道路上基礎的反力分別為1367kN和1319kN，按照該部分軸力對混凝土基礎進行結構尺寸及配筋設計（見圖4）：

計算出基底平均壓力196kPa，基底最大壓力392 kPa。

3 原有橋梁結構安全性核算

本計算用于30+45+30m七里河橋預應力混凝土連續(xù)箱梁。

采用橋梁博士平面桿系有限元程序（V3.2.0）建模分析，結構計算幾何模型見圖5和圖6，采用梁單元進行模擬，橋面寬度為18.5m。主梁采用C50強度等級混凝土，按部分預應力A類構件計算。

依據(jù)《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG D62-2012）相關的規(guī)定，對箱梁結構橋受力進行計算分析：①持久狀況（使用階段）箱梁結構的正截面混凝土法向壓應力、預應力鋼筋的拉應力和斜截面混凝土的主應力驗算；②持久狀況正常使用極限狀態(tài)箱梁結構的正截面和斜截面抗裂驗算；③持久狀況承載能力極限狀態(tài)箱梁結構的正截面抗彎承載力。

以下應力圖中及文字中負值表示拉應力，正值表示壓應力。

持久狀況結構應力分析：

持久狀況下，根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG D62-2012）中第7.1.5條規(guī)定，對主梁進行使用階段正截面混凝土法向壓應力、斜截面混凝土主應力驗算及預應力鋼筋的拉應力進行驗算。

考慮混凝土結構作用標準值組合。其組合工況：結構自重+預應力+收縮徐變影響力+支架荷載 +梯度溫變影響力+支座變位。作用標準值產生的箱梁應力見圖7～8所示。

持久狀況標準作用組合下的箱梁受力情況為：箱梁正截面包絡法向最大壓應力為14.2MPa，小于規(guī)范限值0.50fck=16.2MPa；斜截面最大主壓應力為14.4MPa，小于規(guī)范限值0.60fck=19.44MPa。持久狀況下箱梁正截面壓應力和斜截面主壓應力滿足規(guī)范要求。

持久狀況標準作用組合下，除支點截面外的箱梁斜截面最大主拉應力小于規(guī)范限值0.50ftk=1.325。（見圖9）

持久狀況正常使用極限狀態(tài)分析：①正截面抗裂驗算。預應力混凝土箱梁結構，對正截面抗裂性進行驗算。正截面法向拉應力短期效應組合作用下如圖10所示。短期效應組合下的受力情況為：混凝土正截面最小法向壓應力為：短期效應組合下1.6MPa，小于規(guī)范限值0.70ftk=1.855MPa。其正截面的抗裂性滿足規(guī)范要求。通過對比支架集中荷載可引起本區(qū)域最小應力值減小為4.1MPa左右，降低值為2MPa左右，但均不出現(xiàn)拉應力。②斜截面抗裂驗算。預應力混凝箱梁土結構，對斜截面抗裂性進行驗算。斜截面主拉應力在短期效應組合作用下如圖11所示。在持久狀況短期效應組合下的受力情況為：混凝土除端橫梁處斜截面最大主拉應力為-1MPa，小于規(guī)范限值0.50ftk=1.325MPa，截面的斜截面抗裂性滿足規(guī)范要求。由于支架荷載引起本區(qū)段梁部標準組合下主拉應力值增大了0.2MPa，達到-0.3MPa，均不超限。③撓度驗算。支架荷載為短期荷載，且定性判斷支架荷載所引起的豎向位移應小于汽車荷載效應，即撓度小于汽車效應的情況。橋面板橫向框架采用平面桿系理論進行計算，沿主梁縱向取出1m寬度進行計算分析如圖12所示。永久支承按箱梁結構腹板位置進行約束。

計算內容：依據(jù)《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG D62-2012）相關的規(guī)定，對箱梁結構橋受力進行計算分析：①正常使用極限狀態(tài)箱梁橋面板結構裂縫寬度驗算；②持久狀況承載能力極限狀態(tài)下箱梁橋面板結構的承載力驗算。

支架荷載按均勻分布荷載考慮最不利效應布置，將荷載分布在縱橋單延米范圍內，支架荷載布置如圖13：

施工方法：階段1：橋面鋪裝，二期恒載，成橋10年；階段2：臨時支架荷載；計算結果：箱梁分析按施工階段及使用階段進行，分別按規(guī)范要求進行計算：按持久狀況計算，對使用階段考慮了結構自重、收縮徐變和溫度等效應作用，進行正常使用極限狀態(tài)和承載能力極限狀態(tài)計算。

以下應力圖中及文字中負值表示拉應力，正值表示壓應力。

裂縫驗算：橋面板結構，在正常使用狀況下各部位的裂縫如圖14、圖15所示。

計算結果表明：橋面板構件在臨時支架作用下，在立柱附近腹板上緣裂縫最大為0.24mm，外側腹板頂緣外側裂縫為0.35mm，最外側箱室底板與腹板交匯處最大裂縫為0.29mm，均不滿足規(guī)范要求。

計算結果表明：橋面板構件在臨時支架作用下，臨時支架立柱附近中腹板左側裂縫最大為0.40mm，不滿足規(guī)范要求。

計算結論：橋面板構件在臨時支架荷載作用下，箱室頂板除腹板位置裂縫較大外，其他位置均能滿足規(guī)范要求。箱室底板僅在臨時支架作用的最外側箱室裂縫超限，其他兩個箱室底板均能滿足規(guī)范要求。腹板裂縫僅出現(xiàn)在與支架立柱作用處，均超出規(guī)范限值，不滿足規(guī)范要求。

持久狀況承載能力極限狀態(tài)分析

根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》 （JTG D62-2012）中第6.1.1條規(guī)定，混凝土箱梁結構，需進行持久狀況承載能力極限狀態(tài)驗算，即進行正截面抗彎承載能力和斜截面抗剪承載能力驗算。

①正截面抗彎承載力。橋面板正截面抗彎承載能力驗算結果見圖16、圖17（單位：kN·m）所示。計算結果表明：臨時支架處中腹板頂板頂緣、中腹板頂緣內側及箱室底板等局部部位箱梁驗算截面的設計彎矩均大于截面極限承載彎矩，不滿足規(guī)范要求。②斜截面抗彎承載力。由于橋面板沒有配置抗剪箍筋和斜向鋼筋，因此抗剪承載力僅按素混凝土承載力計算。

包絡圖（kN·m）

單延米長橋面板受剪承載力可按下式計算：Vu=0.7ftbh0

臨時支架在橋上采用0.5m高C20鋼筋砼基礎，考慮荷載通過基礎往下分布，分布寬度為1.4m，通過計算最大剪力為493kN，最大剪力處截面為450mm，有效高度為400mm，通過上式計算單延米混凝土受剪承載力為：Vu=0.7ftbh0=0.7×1.83×1000×400=512.4kN

箱室頂板標準厚度（厚度為250mm）范圍內最大剪力為235kN，截面有效高度為200mm，通過上式計算單延米混凝土受剪承載力為：Vu=0.7ftbh0=0.7×1.83×1000×200=256.2kN

計算結果表明：箱梁橋面板驗算截面的設計剪力均小于截面極限承載剪力，但是抗剪承載力富余量最小僅為4%左右。

下部結構：

主要針對汽車荷載效應與支架荷載效應對橋墩豎向力的分配做定性分析。

汽車單項效應引起的橋臺處及中墩處支反力為1700kN，2700kN。分配到橋臺單個樁基及中墩單個墩上的豎向力為1700/2，2700/2kN。

支架荷載的最不利因素為其為橫向偏心布置荷載，會引起很大的橫向墩樁不平衡力，具體分配后分配到橋臺單個樁基及中墩單個墩上的豎向力為1000kN，1300kN。

對比汽車與支架的效應可知，對于中墩來說豎向力分配幾乎相當，再加上支架荷載不會引起其制動力等水平因素，可定性認為中墩及中墩下樁基豎向承載力應沒有問題。但是對于橋臺處靠近支架側的邊墩及樁基的豎向力效應大于汽車車道荷載效應，此情況定性認為大于原設計的所考慮的最大豎向力，差值約300kN，有一定的安全隱患。

4 結論及優(yōu)化措施

4.1 綜合分析結論 ①本橋是在施工方提供的支架計算豎向反力及認定既有橋結構無不良缺陷的前提下進行的。②針對梁體整體縱向計算中，此支架荷載雖然較大，但是對于整體梁部計算結果來看，其梁部整體結構效應基本可以滿足各項結構要求。③對于橋面板部分局部計算情況來看，由于荷載較為集中，橋面板腹板附近部分裂縫寬度超限，抗彎承載力局部不滿足規(guī)范，需進一步調整優(yōu)化。④對于下部結構來說，定性對比計算中墩及基礎可滿足要求，但是橋臺處靠近支架側樁超過原設計狀態(tài)的豎向力，有一定的安全隱患。

4.2 優(yōu)化措施 本支架總荷載較大，但梁體整體縱向分析情況尚可，對于以上所述第2，3條的情況來說主要是由于本支架荷載的支柱分布情況不均引起，對于第2條原因可調整支柱的間距，務必使每排支柱直接對應于梁部腹板的中心位置，以減少對橋面板的較大集中力效應，減小剪力及負彎矩效應。

對于第3條因素，主要是由于支架位于橫橋向的一段所引起，若荷載整體均布于橫橋向寬度，支架荷載作用分配到其下的豎向力可小于汽車荷載作用。將布置于橋上的單個支架改為兩個支架，使每個支架的兩排支柱均布置于腹板中心處，鋼支架上方的橫抬梁外伸加長超過既有橋車行道橋中心處，下設分配均布至兩個支架上。見圖18。

該技術的應用縮短了基礎支架安裝工期，改善了生產安裝環(huán)境，降低了施工成本，提高了勞動效率，為隴海路順利通車贏得了時間，橋梁建設得到了業(yè)主和監(jiān)理的一致好評。

作者簡介：趙云飛，男，漢族，生于1974年02月，四川蒼溪人，現(xiàn)任水電五局路橋分局局長，高級工程師職稱，本科學歷，從事項目管理工作。