重型汽車吊吊裝鋼箱梁過程中的結構加固措施

張 泳

（中冶南方工程技術有限公司交通市政分公司，武漢 430223）

在現代橋梁建設過程中，預制拼裝橋梁結構已經廣泛應用，如預制預應力空心板梁、預制小箱梁以及絕大部分鋼梁橋。在拼裝過程中重型汽車吊是經常需要用到的施工機械，特別在水上作業時，經常出現在未完成結構上放置重型汽車吊吊裝預制梁段的情況。由此也引發了大量的施工過程中的支撐體系和橋梁結構的局部加固問題，該文即以武漢八一路延長線光谷大橋施工過程中出現的此類問題進行分析討論。

1 工程背景

該文的工程背景為八一路延長線光谷大橋（廟湖段），該橋為連續鋼箱梁結構，由于市內運輸的原因，施工方法為縱、橫均分段，廠內制作，現場龍門吊吊裝。在實施過程中設計方案做了調整，部分梁段在龍門吊覆蓋范圍之外，須拆除龍門吊后采用汽車吊吊裝。支架體系為鋼管樁結構，鋼管樁頂面架設水平梁（H型鋼），水平梁頂面通過短鋼管柱調整標高。龍門吊覆蓋范圍內梁段已吊裝焊接完畢，文章討論余下需要用到240t汽車吊在已吊裝箱梁結構上吊裝的梁段。

2 幾種加固問題及其解決辦法

2.1 加固問題及出現的原因

240t汽車吊自重72t，需要吊裝的構件自重最大為42t，吊車配重為22t（非滿配重），在起吊狀態全車最大質量為136t，如此大的幾種荷載作用在鋼橋上，且鋼橋的翼緣未安裝，支撐體系根據以往經驗沉降較大，鋼橋的整體承載能力需要校核；鋼箱梁橋面板設計汽車車輛荷載為55t且鋼橋尚未鋪裝橋面，因此鋼箱梁橋面板的局部輪壓承載力需要校核；在吊車起吊狀態吊車支承點集中力最大值為61t，這種集中力橋面板無法承受，需要采取加固措施；由于施工誤差較大，支撐體系鋼管樁偏離箱梁橫隔板較大（最大處接近0.5m），水平梁上端短鋼管柱基本都未布置在底板下靠近縱腹板或橫隔板處，當吊裝位置接近水平梁位置時，短鋼柱最大軸向力達到16t，底板局部承載力不足，需要采取加固措施；混凝土承臺上的支撐鋼管過于靠近承臺邊緣，上端與箱梁底板接觸面偏離了橫隔板與腹板，對底板受力極其不利，且上下端均未加設墊板，接觸面局部承壓也存在較大問題，其中混凝土承臺邊緣已經出現了局部混凝土保護層剝落的情況；4＃與5＃鋼橋墩上球型支座底部未澆二次澆灌層，支座不能承受荷載，且該側需吊裝較重梁段，所以承臺上的支撐體系需要加固，用于承擔吊車吊裝引起的附加荷載。

2.2 加固問題的解決辦法

為解決上述各種問題，經過多方面的調查、計算分析和討論最終采取了以下措施：

1）復核鋼橋整體承載力和局部輪壓承載力。

2）選擇合理的吊車吊裝站位，并在吊車支點鋪設H型鋼將吊車荷載傳至橫隔梁（間距2m），荷載以盡量短的途徑傳至箱梁支點。

3）在支座旁加設支撐鋼柱，將橋面荷載傳至混凝土承臺。調整其他支撐鋼柱位置到端橫梁或縱腹板上，在支撐鋼柱頂底面設置鋼墊板，改善局部承壓受力。

4）在梁底橫隔板梁和縱腹板交接處加設支撐短鋼管柱，并在柱頭加設鋼墊板。

3 幾種加固措施的數值分析論證

該次分析所選的鋼橋材料為Q345D，支撐體系材料為Q235B，用ANSYS大型模擬分析軟件進行數值分析。

3.1 鋼橋整體承載力分析

荷載：選取單個支腿最大豎向荷載為61t，即610kN，兩個支腿相距9.6m，全橋受力，考慮沖擊系數1.3，偏載系數1.25（利用剛性橫梁法算得橫向分布系數）［1］。

截面：翼緣已安裝，但焊接未完成，這里偏保守的不考慮其為結構的一部分，僅考慮為附加荷載。

對鋼橋整體承載力分析中選取的單元類型為3D梁單元BEAM44。由于支撐體系的不可靠，此有限元模型不考慮支撐體系的作用。

計算所得最大正彎矩為27 400kN·m，位置為邊跨中區域。對跨中截面按EC3［2］規范計算有效截面，算得截面下緣最大拉應力為142MPa。計算所得最大負彎矩為26 480kN·m，位置為邊支點。計算得到支點截面下緣最大壓應力為136MPa。

計算結果表明成橋狀態在翼緣未安裝的情況下，240t汽車吊上橋整體受力是安全的。由于還未考慮支撐體系和翼緣的有利作用，結構整體受力不存在問題。

3.2 鋼橋面板局部輪壓承載力分析

荷載：空車行駛狀態單個軸重12t，單個輪載為6t，沖擊系數取1.3［6］。

模型：采用3D殼體單元shell63，建立2跨連續橋面板模型。輪壓著地面積為0.2×0.2的正方形區域［6］。其中頂板厚度為16mm；U型加勁肋高280mm，厚度為8mm。剛橋面板模型如圖1所示。圖2為兩種較不利工況下橋面板應力計算結果。由應力圖可知，橋面板局部輪載作用下最大應力為72MPa＜200MPa［7］，結構是安全的。

3.3 汽車吊打腳處鋼橋面板的局部承壓分析

荷載：建立240t汽車吊360°旋轉模型，求得吊車打腳點吊裝過程中最大豎向集中力為61t。

加固措施：在3.2小節建立的橋面板模型上加設厚度40mm鋼板依然不能滿足局部承重的要求，為此在經過詳盡的討論、計算后，決定在兩道橫隔板之間加設工字鋼，將61t的集中荷載作用到工字鋼上，從而將集中荷載分散到2個相鄰橫隔板上。考慮到虛腹橫隔板和實腹橫隔板的各自間距4m，且交替布置，調整了工字鋼的擺放角度，使工字鋼虛腹橫隔板端盡量的靠近腹板。

由此實腹橫隔板上承受集中荷載FS＝（1.18/2）×61＝36t，空腹橫隔板上集中荷載FX＝61－36＝25t。

有限元模型：使用SHELL63殼體單元，建立一段長度為3m的橫隔板局部承壓有限元模型。各主要板件尺寸為：頂板16mm，底板14mm，頂板U型加勁肋8mm，底板I型加勁肋12mm，虛腹與實腹橫隔板12mm，虛腹橫隔板翼緣加勁肋12mm，工字鋼型號為400×400×12×20（單位：mm）。橫隔板處局部承壓模型見圖3。

計算結果與分析：以von Mises應力［3－4］為評判標準，求得橫隔板局部承壓應力結果如圖4所示。分析中用了兩個計算假定：1）工字鋼與橋面不接觸，僅支承在兩塊橫隔板上；2）工字鋼與橋面全程接觸。

圖4計算結果表明，假定（1）計算結果較為不利。由計算結果可知，應力最大值為134MPa＜200MPa，該加固措施可以滿足橫隔板局部承壓要求。

3.4 底板支撐短柱接觸面局部承壓分析

加固措施：鋼箱梁下未放置于橫隔板正下方的調節短柱，需在短柱頂面墊設20mm厚鋼板，并調整短柱位置，使其位于縱腹板的正下方。為防止鋼箱梁水平移動，在外腹板和水平梁之間焊接支撐。

有限元模型：利用SOLID189單元建立支撐短柱與箱梁底面的局部承壓模型，如圖5所示。其中，短柱高300mm，壁厚8mm，材質為Q235。墊板尺寸為300mm×300mm，厚度為12mm（實際為了使短柱頂緊底板，所墊鋼板厚度一般都能達到20mm以上）。

荷載施加：單個短柱軸向力FI＝51t/4×1.25＝16t，其中1.25為偏載系數。

求得局部承壓應力結果如圖6。以von Mises應力為評判標準。由計算結果可知，底板端面von Mises應力最大值188MPa＜300MPa。腹板von Mises應力最大值78MPa＜200MPa，該加固措施可以滿足箱梁底板局部承壓要求。

3.5 較重構件吊裝時的腹板穩定分析

荷載：吊裝構件1（質量38t）時支撐柱最大豎向荷載為（5.3/7.35）×61×1.3＝57t。吊裝構件2（質量42t）時支撐柱最大豎向荷載為65t。

由于這兩個構件均位于橋墩處，故在相應橋墩處加設直徑630mm鋼管柱作為加固措施。鋼管樁下部與承臺接觸面墊置鋼板，頂部支撐鋼箱梁底部（隔板或腹板正下方），并加設鋼墊板。其中吊裝構件1時，鋼箱梁的受力較為不利，當吊裝構件1時，缺口處箱梁未成為完整箱體；其中吊車站位及加固鋼柱布置見圖7。

在吊裝構件1時，箱梁缺口處增加的支撐鋼柱上緣支撐在箱梁腹板上，因為構件1為合攏段，該處梁端箱梁腹板為懸挑板，懸挑長度為1.5m。位置1處懸挑腹板和加固支撐連接見圖8。

有限元模型：將位置1處箱梁腹板模型做適當簡化，使用3D殼體單元shell63建立端部腹板穩定計算有限元模型，求得腹板一階屈曲模態如圖9所示。

由計算結果可知，一階失穩模態的穩定系數為2.094，模態為腹板失穩，因此腹板不存在穩定問題。

實施過程中除嚴格按要求進行加固外，對每一階段吊裝時汽車吊支承點都通過圖紙表示出來并按圖定位，同時吊裝過程中測量人員全程監控，以確保永久結構的安全。

4 結 論

實踐證明以上計算分析采取的各種加固措施均是有效合理的，在能夠保證施工安全的同時，也可以充分滿足施工的便利性。但須說明的是，合理的鋼箱梁分段和施工方案、良好的支撐體系施工質量對工程施工的質量安全是至關重要的。此外，工程實際施工中也出現了一些問題，這主要是對施工方案的制定不夠深入仔細以及現場臨時支架施工質量不精細等造成的。建議在積累橋梁加固經驗的同時吸取以上教訓，把可能發生的問題消滅在施工組織設計階段。

［1］ 項海帆.高等橋梁結構理論［M］.北京.人民交通出版社，2001.

［2］ Eurocode 3：Design of STeel STrucTures［S］.

［3］ 劉宏文.材料力學［M］.北京：高等教育出版社，2008.

［4］ 陳明祥.彈塑性力學［M］.北京：科學出版社，2010.

［5］ 小西一郎.鋼橋［M］.北京：中國鐵道出版社，1980.

［6］ JTG D60—2004.公路橋涵設計通用規范［S］.

［7］ TB 10002.2—2005.鐵路橋梁鋼結構設計規范［S］.