劉鴿，黃修平，江曉陽，鄭和暉，李剛，高鑫林

（1.中交第二航務工程局有限公司，湖北 武漢 430040；2.長大橋梁建設施工技術交通行業(yè)重點實驗室，湖北 武漢 430040；3.交通運輸行業(yè)交通基礎設施智能制造技術研發(fā)中心，湖北 武漢 430040）

0 引言

橋塔施工主要包括塔柱及橫梁施工，塔柱一般采用液壓爬?；蛑C施工，橫梁采用支架施工。施工中利用塔吊吊裝，同時設置電梯、人行通道、作業(yè)平臺等輔助設施供人員上下作業(yè)。而預埋件作為橋塔施工臨時結構與主塔的重要連接構件，決定工程成敗。

根據(jù)預埋件結構受力大小和用途分為輕型預埋件、重型預埋件。輕型預埋件通常采用錨錐式預埋件、爬錐式預埋件，工程應用較多，結構體系成熟。超重超高橫梁施工，要求研究出更多的重型預埋件形式。重型預埋件作為橋塔橫梁施工的主要承重構件，要求承載力高，整體剛度大，與橋塔連接可靠，傳力明確，對橋塔錨固區(qū)混凝土的影響小，避免產(chǎn)生施工裂縫。高空作業(yè)的特點要求安裝工藝簡單易行，構件輕巧易吊裝。近年來，重型預埋件的研究應用有一定的發(fā)展[1-10]，常用的形式有錨錐式預埋件、剪力銷與爬錐（錨筋）組合型、精軋螺紋鋼對拉式型鋼（鋼靴）牛腿等，如楓樹壩大橋0 號塊支架、五峰山長江大橋橫梁支架采用重載錨錐式預埋件[1-2]，深中通道蓋梁支架采用精軋螺紋鋼對拉式型鋼牛腿[3]，龍?zhí)堕L江大橋北塔、舟岱跨海大橋橫梁支架采用剪力銷與爬錐（錨筋）組合型牛腿[4-5]，平潭海峽公鐵兩用大橋、商合杭鐵路蕪湖長江大橋、重慶寸灘長江大橋等橫梁支架采用精軋螺紋鋼對拉式鋼靴牛腿[6-10]，有力助推了超高橋塔的施工，但也存在一些問題：1） 傳統(tǒng)的牛腿承載能力有限，最大承載小于200 t，無法滿足受力需求；2） 錨錐式、爬錐式連接質(zhì)量、連接精度難以保證；3） 型鋼（鋼靴）牛腿為獲得較高承載力，需在橋塔上開大洞，導致洞口位置主筋截斷，對主體結構帶來一定程度的削弱，影響其受力；4） 裝配化、標準化程度低，循環(huán)利用效能低造成資源浪費；5） 混凝土表面外觀修復效果不理想；6） 重型預埋件結構受力僅局限于數(shù)值分析計算，尚未開展相關試驗研究，缺少對錨固橋塔混凝土的受力影響研究內(nèi)容。

本文在已有重型預埋件調(diào)研基礎上，提出了一種高承載力（350 t 級）、對橋塔影響較小、安拆方便、后期修復效果好的鋼板承插式牛腿，通過開展荷載試驗、計算分析驗證其安全合理性。

1 工程概況

龍?zhí)堕L江大橋是主跨1 560 m 的兩塔單跨鋼箱梁懸索橋，索塔包含2 個塔柱和上、下橫梁，采用C55 混凝土門形結構。上橫梁為預應力混凝土單箱單室結構，橫橋向28.19 m，縱橋向10 m，高10.7 m。上橫梁腹板下兩側設有裝飾塊，混凝土澆筑方量1 398.5 m3，自重3 637 t。超重荷載作用下，托架設計牛腿受力超過340 t（如圖1 所示），為確保龍?zhí)堕L江大橋南塔順利施工，迫切需要研究一種承載力高、安裝質(zhì)量易保證、對橋塔影響小、易于外觀修復的可裝配牛腿。

鋼板承插式牛腿由預埋鋼盒結構與抗剪件組成，其中預埋鋼盒結構由窄鋼盒、壓力擴散及傳遞鋼板（鋼筋）組成，抗剪件插入端為工字形截面，外露端為多腹板組合截面。根據(jù)受載大小進行截面高度及尺寸的設計和承插鋼板片數(shù)的選取。預埋鋼盒與抗剪件應在工廠裝配加工，鋼盒結構應加工成整體后，避開主筋埋設，在塔身上準確定位并安裝固定，然后進行塔身混凝土的澆筑。施工中確保加工及安裝精度滿足要求。

該牛腿結構應用于龍?zhí)堕L江大橋上橫梁支架中，承受豎向剪力340 t（標準值），如圖2 所示。

圖2 鋼板承插式牛腿構造Fig.2 Structure of steel plate embedded corbel

牛腿采用4 片承插鋼板與4 塊預埋鋼盒組合形式，單個預埋鋼盒外尺寸為1 034 mm×90 mm×1 050 mm（高×寬×深），埋入墩身表面下50 mm處。預埋鋼盒中心距30 cm，鋼盒之間設置有加勁鋼筋及鋼板。鋼盒由12 mm 厚鋼板焊接而成，下設置有30 mm 厚墊板，墊板應提前在主筋位置開孔。

抗剪件插入端工字形截面，單個尺寸為1 000 mm×60 mm（高×寬），外露端多腹板組合截面尺寸為1 000 mm×1 220 mm（高×寬）。抗剪件由30 mm厚鋼板焊接而成，外露端設置有肋板。

2 試驗概況

2.1 試驗設計及試驗裝置

為驗證支架牛腿設計合理性，真實模擬結構受力，在項目引橋墩身上開展牛腿分級加載足尺模型試驗，通過千斤頂偏心加載模擬上橫梁支架牛腿實際受力情況及對墩身錨固混凝土的影響。施加荷載根據(jù)上橫梁牛腿荷載等比例折算，上橫梁支架牛腿為4 塊承插鋼板與鋼盒組合結構，試驗牛腿采用2 塊承插鋼板與鋼盒組合結構（見圖3），因此施加荷載為340/2=170 t。加載相對塔壁位置與上橫梁牛腿相同，距離墩身混凝土表面450 mm。

圖3 試驗鋼板承插式牛腿幾何尺寸及構造Fig.3 Geometric dimension and structure of experimental steel plate embedded corbel

試驗加載裝置為采用250 t 千斤頂進行反向加載，千斤頂支撐墊塊采用型鋼3 層疊放，千斤頂施加170 t 向上的荷載。墊塊頂部應標注千斤頂安放位置標識，避免墊塊偏心受力。

2.2 試驗材料力學性能

結構鋼材均采用Q235B 鋼材，墩身混凝土為C40。經(jīng)過進場檢驗，Q235B 鋼材的屈服強度fv=235 MPa，彈性模量Es=2.06×105MPa。C40 墩身混凝土同養(yǎng)試塊抗壓強度為fcu=49.1 MPa，彈性模量Ec=3.25×104MPa。

2.3 試件計算分析

對試件及錨固墩身進行局部建模計算，考慮墩身鋼筋的作用，在預埋鋼盒范圍開洞處理，預埋鋼盒、承插鋼板按設計圖紙模擬。墩底按固結處理，預埋鋼盒與錨固區(qū)混凝土、鋼盒與承插鋼板之間的接觸分離特性采用接觸對，法向特性為硬接觸（剛度系數(shù)取1），切向特性為摩擦（摩擦系數(shù)取0.6）。荷載考慮自重、千斤頂加載值（170 t）、上部墩身自重（0.21 MPa）。考慮到現(xiàn)場試驗的荷載確定性較高，按標準組合進行驗算。經(jīng)計算，靠近墩身處牛腿豎向相對位移2.1 mm，牛腿最大應力為124 MPa，墩身主壓應力最大值為17.3 MPa，混凝土無壓潰風險，主拉應力最大值為3.65 MPa（局部應力集中，如圖4 所示），僅局部應力集中處的主拉應力超過ftk=2.40 MPa，計算得裂縫最大寬度0.065 mm，對墩身耐久性幾乎無影響。

圖4 模型及錨固區(qū)混凝土主拉應力計算結果Fig.4 Model and calculation results of concrete principal tensile stress of anchored concrete

承插鋼板埋入墩身的嵌入深度d 根據(jù)GB 50017—2017《鋼結構設計標準》中相關公式計算。

式中：M、V 為牛腿嵌入端的彎矩和剪力設計值；V=1.35×1 700=2 295 kN，M=1.35×1 700×0.5=1 148 kN·m；bf為牛腿翼緣寬度；fc為混凝土軸心抗壓強度設計值。

解得d≥0.87 m，實際嵌入深度為1.05 m。錨固區(qū)混凝土的局部受壓承載力計算：Fl=1.3×1 700 kN≤0.9βcβlfcAln=19 383 kN，受力滿足要求。式中：Fl為受壓面上作用的局部壓力設計值；βc為混凝土強度影響系數(shù)；βl為混凝土局部受壓時的強度提高系數(shù)；fc為混凝土軸心抗壓強度設計值；Aln為混凝土局部受壓凈面積。

她薅了一把野蒜，嗅了幾口，說：“秀容川，我來詩興了?！蔽艺f：“好，你念，我聽?！眲e呦呦忽然一把抱住我：“可我不想作詩，只想和你那個?！?/p>

2.4 試驗方案

試驗時首先進行預加載，以消除結構的非彈性變形，同時檢查加載設備的工作狀況。正式加載采用分級加載的方式，在設計荷載的50%以下時，每級荷載增量為10%，在設計荷載的50%～90%時，每級荷載增量為5%，在設計荷載的90%以上時，每級荷載增量為2%，加載完成后，分5級卸載至0。

2.5 測點布置

應變測試內(nèi)容包括錨固區(qū)表面混凝土應變（共布置14 個測點，H1—H6、HX1—HX8）、牛腿承插鋼板應變（共布置4 個測點，G1—G4）、鋼盒加勁鋼筋應變（共布置4 個測點，GJ1—GJ4），應變測點布置如圖5 所示。位移測點布置如圖6 所示，共布置6 個位移計，分別測試牛腿與墩身的豎向相對位移（共布置4 個測點，W1—W4）及水平相對位移（共布置2 個測點，W5—W6）。

圖5 應變測點布置（mm）Fig.5 Arrangement of stress measuring points（mm）

圖6 位移測點布置Fig.6 Arrangement of displacement measuring points

3 試驗結果及分析

3.1 試驗現(xiàn)象

加載初期，牛腿發(fā)生整體線性變形。隨著荷載的增加，牛腿上方墩身錨固區(qū)表面開始出現(xiàn)微裂縫，表現(xiàn)為沿右側承插鋼板45°斜向裂縫，繼續(xù)加載，兩側承插鋼板水平向新增1 條微裂縫，靠近右側承插鋼板位置也近似為45°沖切方向，形成八字形斜裂縫（如圖7 所示）。加載過程中最大裂縫寬度為0.05 mm，與計算最大裂縫寬度0.065 mm基本吻合，小于容許限值0.2 mm，且卸載后裂縫閉合，說明臨時荷載對墩身耐久性無不利影響。

圖7 頂部承壓區(qū)混凝土開裂模式Fig.7 Concrete cracking mode of top bearing area

結合數(shù)值分析及應變測試數(shù)據(jù)，裂縫原因為牛腿上方錨固區(qū)混凝土處于局部受壓與沖切的復合受力狀態(tài)所致。另外，由于墩身澆筑、試件加工安裝等誤差，左右兩側鋼盒、牛腿承插鋼板的相對位置存在差異，承插鋼板與鋼盒或混凝土的接觸有先后，左右兩側受力不均勻，導致開裂模態(tài)存在一定的差異。

3.2 荷載-位移曲線

圖8 為牛腿荷載-豎向及水平相對位移曲線。加載、卸載過程中，試件荷載-相對位移關系均呈線性變化，說明牛腿始終處于彈性受力階段?？拷丈硖幣Ｍ蓉Q向相對位移1.9 mm（向上）（與模型計算結果2.1 mm 相近），遠端牛腿豎向相對位移4.9 mm（向上）。牛腿下緣水平相對位移3.5 mm（遠離墩身），上緣水平相對位移0.8 mm（靠近墩身），說明牛腿下緣有被拔出、上緣有被擠壓的趨勢，與下翼緣受拉、上翼緣受壓的受力特點一致。荷載作用下，牛腿向上變形，與混凝土接觸后形成轉動支點，上緣測點更靠近支點，因此上緣水平相對位移小于下緣。W3、W4 為左右側牛腿上的對稱測點，但豎向相對位移數(shù)值卻不對稱，與裂縫形態(tài)發(fā)展相吻合。試件卸載后存在一定的殘余變形，殘余變形與試件的累積損傷、測試時應力未消散、變形未完全恢復有關。

圖8 荷載-位移曲線Fig.8 Curves of load-displacement

3.3 應力分析

3.3.1 牛腿承插鋼板荷載-應變

牛腿承插鋼板的荷載-應變曲線如圖9 所示。加載過程中，牛腿承插鋼板荷載-應變關系均呈線性變化，最大應變小于屈服應變1 140 με（根據(jù)鋼材的屈服應力和彈性模量計算所得），與位移線性測試結果吻合，試驗結束后牛腿未出現(xiàn)明顯的局部皺折和屈曲（如圖10 框內(nèi)所示），說明牛腿承插鋼板始終處于彈性受力階段。

圖9 牛腿承插鋼板荷載-應變曲線Fig.9 Curves of load-stress of steel plate embedded corbel

圖10 試驗后牛腿Fig.10 Corbel after test loading

表1 牛腿承插鋼板應力對比Table 1 Stress contrast of steel plate embedded corbel

3.3.2 錨固區(qū)混凝土荷載-應變

錨固區(qū)表面混凝土的荷載-應變曲線如圖11所示?；炷灵_裂時的極限拉應變?yōu)?50～200 με，極限壓應變?yōu)? 300 με。加載過程中，錨固區(qū)混凝土應變結果不對稱，除H1、H6 測點位置由于承插鋼板沖切導致表面混凝土受拉外，牛腿正上方混凝土處于受壓狀態(tài)。牛腿上方壓應變最大為421 με，小于極限壓應變，比模型計算結果（主壓應力17.3 MPa，即532 με）略小，錨固區(qū)上方混凝土不會發(fā)生受壓破壞。加載至設計荷載的75%時，H6 測點處拉應變達到128 με，牛腿上方墩身錨固區(qū)表面開始出現(xiàn)微裂縫。繼續(xù)加載，拉應變增大逐漸超過混凝土開裂時極限拉應變，裂縫進一步開展，在右側承插鋼板位置形成八字形沖切斜裂縫，且向左側延伸。HX1—HX8 測點數(shù)據(jù)顯示，牛腿下方錨固區(qū)表面混凝土主要為受拉狀態(tài)，最大拉應變較小，無裂縫出現(xiàn)。主拉應力試驗結果大于模型計算結果，與試件制作、預留孔洞、現(xiàn)場加載偏差等有關，理論計算無法完全模擬現(xiàn)場實際情況。

圖11 牛腿上方錨固區(qū)混凝土荷載-應變曲線Fig.11 Curves of load-stress of anchored concrete above the corbel

3.3.3 鋼盒加勁鋼筋荷載-應變

鋼盒加勁鋼筋GJ1、GJ4 為壓應變，GJ2、GJ3為拉應變，與實際受力情況吻合。（GJ1—GJ4）最大應變結果為35 με，受力較小，對牛腿錨固混凝土結構有一定的加勁作用，但效果不明顯，可作為構造加強措施。實際工程中應同時在受壓區(qū)錨固混凝土內(nèi)增設局部間接鋼筋網(wǎng)片，以增強混凝土的局部受壓承載力。

4 結語

1） 在設計荷載下，牛腿承插鋼板截面的應變與荷載大小基本上呈線性，試驗結束后牛腿未出現(xiàn)明顯的局部皺折和屈曲，說明鋼材始終處于彈性受力范圍內(nèi)。錨固區(qū)混凝土的破壞形態(tài)為沖切引起的斜裂縫，裂縫最大寬度為0.05 mm，小于容許限值0.2 mm，且卸載后裂縫閉合，說明該臨時荷載對結構耐久性無不利影響。

2） 承插鋼板與鋼盒之間為裝配加工，施工中應嚴格控制牛腿各承插鋼板、各鋼盒之間的相對高差、加工及安裝精度，確保均勻、協(xié)同受力。裝配就位后，應通過塞墊鋼板或壓漿處理使承插鋼板上下翼緣受壓區(qū)域與鋼盒或混凝土密貼，避免點接觸造成的局部受壓，受力連續(xù)。

3） 新型鋼板承插式牛腿經(jīng)過試驗驗證、工程應用，受力良好，可作為重載牛腿的選型。試驗牛腿單片承插鋼板可承受85 t 豎向剪力，根據(jù)工程實際受力需求，等比例選用承插鋼板片數(shù)，為重載下的牛腿設計提供參考。