連續鋼箱梁橋大節段吊裝關鍵問題分析

鄭浩楠，楊 帥，朱 曼

（華南理工大學土木與交通學院，廣東廣州 510640）

港珠澳大橋跨越伶仃洋海域，是連接香港、珠海及澳門的大型跨海通道。在中國高速公路網規劃中，港珠澳大橋是珠三角環線的重要組成部分，也是跨越伶仃洋海域的關鍵性工程。它的最重要功能是建立連接珠江入海口東岸與西岸之間新的陸路運輸通道，從而進一步改善港、粵、澳3個地區之間的客貨運輸以水運為主和陸路繞行的狀況。港珠澳大橋的修筑將解決香港、內地及澳門3地之間陸路客運和貨運這一難題，從而完善港、粵、澳3地的綜合運輸體系和高速公路網絡，密切香港、廣東及澳門3個地區之間的聯系，促進3地持續繁榮與快速發展。其中，深水區非通航孔橋選用110m跨連續鋼箱梁橋，有6×110m、5×110m及4×110m共3種跨徑布置，施工均選用浮吊大節段吊裝方案。

1 大節段吊裝施工方案

根據浮吊大節段吊裝方案，首跨梁段施工時，直接利用浮吊吊裝至墩頂臨時支座上方，并精確調位；中跨及尾跨梁段施工時，一端利用梁端臨時牛腿掛設于已架梁段懸臂端，另一端支撐于墩頂臨時支座上方，并利用牛腿與墩頂處的調位裝置精確調位。相鄰節段之間鋼箱梁完成焊接連接后，再進行下一跨梁段施工［1］。大節段鋼箱梁吊裝如圖1所示。

圖1 大節段鋼箱梁吊裝示意Fig.1 The schematic diagram of the large segment steel box girder hoisting

大節段吊裝時，除了每一聯第一個大節段支撐在兩個待架設的主墩支座上，其他梁段的吊裝都是將其一端擱置于已完成吊裝梁段的牛腿臨時支座上，另一端擱置于待架設的主墩臨時支座上，永久支座提前吊至墩頂支座墊石上。在保證溫差不大的一段時間以內，利用在主墩和牛腿的臨時支座上預設縱、橫、豎3向調位千斤頂，對待吊裝的大節段鋼箱梁進行平面位置及高程的精確定位。完成精確調位后，用手拉葫蘆移動永久支座并連接雙頭螺柱，然后釋放調位支座千斤頂，使鋼箱梁完全作用在永久支座上，完成約束體系的轉換，拆除支座上、下板連接螺栓，永久支座開始工作，從而實現支撐體系的轉換［2］。大節段鋼箱梁吊裝流程如圖2所示。

影響大節段整體吊裝定位的因素較多，因此對大節段整體吊裝定位的控制比較復雜。如果大節段鋼箱梁無法精確吊裝定位，會導致橋梁實際狀態偏離其理想狀態，從而造成各大節段之間的連接無法匹配，制造線形不滿足要求［3］。因此，在大節段整體吊裝的施工方案下，整體吊裝過程中牛腿結構以及支點處的鋼箱梁是否具有足夠的強度和剛度，是結構穩定和滿足理想成橋狀態的關鍵。牛腿吊裝如圖3所示。

圖2 大節段鋼箱梁吊裝流程Fig.2 The flowchart of the large segment steel box girder hoisting

圖3 牛腿吊裝示意Fig.3 The schematic diagram of the corbel hoisting

2 有限板單元的基本理論

鋼箱梁在預制拼裝和現場吊裝過程中，由于支撐邊界、施工荷載和結構體系的轉變，鋼箱梁變形和應力狀態也將發生變化。如何準確地預測鋼箱梁的各種力學行為，是鋼箱梁施工過程控制的難點之一。因此，要全面地考慮現場實際情況，選用精細的板單元對結構進行精確的力學分析，以減小計算誤差［3］。

2.1 初等板單元理論

設厚度為t的板，將其中面置于xy平面，因而z＝0即認為是中面。對于小的位移和轉角，其應變公式為：

式中：x，y，z分別為三維位置坐標；ω為中面z方向的撓度；u，v分別為x，y方向的位移；ψx，ψy分別為x，y方向的轉角；εx，εy分別為x，y方向的正應變；γyz，γzx，γxy分別為yz，zx，xy方向的剪應變。

在初等板單元理論［4］中，假設均勻板的彎曲使中面成為一個中性面，也就是說，在z＝0處，εx＝εy＝γxy＝0。

2.2 Kirchhoff板理論

基于Kirchhoff板理論［5］，盡管板單元的橫向剪力不為零，但由于板的厚度較小，因而不考慮其橫向剪切變形。

假設變形前垂直于中面的直線保持為直線并仍垂直于變形后的中面，于是方程組（1）中，滿足且因此εx＝

因此，整個Kirchhoff板的變形情況完全由單個場量表示，即中面的橫向撓度ω＝ω（x，y）。

2.3 Mindlin板理論

基于Mindlin板理論［5］的板單元與經典薄板理論不同的是，Mindlin板理論假定原本垂直于板中面的直線在變形之后盡管仍然保持為直線，但因為考慮橫向剪切變形的影響，則未必仍垂直于變形之后的中面。

式（1）是以Mindlin板理論為基礎的，它允許橫向剪切變形，因此必須同時滿足

在整個Mindlin板內，ω，ψx和ψy分別為3個各自獨立的場量。為了描述板單元的變形情況，必須用x和y分別表示。

3 有限元模型的建立

根據浮吊大節段吊裝方案，中間跨鋼箱梁吊裝時，先將其一端支撐于一個橋墩（中間墩），另一端通過牛腿結構與已安裝的鋼箱梁節段臨時連接。鋼箱梁頂面安裝3套牛腿調位系統，一套完整牛腿調位系統裝置的組成部分為：牛腿頭部調位支座、頭部滑移支座、牛腿本體、牛腿連接耳板及牛腿尾部支座等。為了確保大節段鋼箱梁吊裝的安全和精確安裝的成功，必須對牛腿結構、牛腿前支點處梁段及中（后）支點處梁段進行結構分析，判斷其是否具有足夠的強度和剛度。

本次計算選用板單元建立有限元模型，未考慮不平衡系數以及鋼箱梁超重。其中，牛腿結構和鋼箱梁均選用Q345qD鋼制造，其力學性能為：屈服強度345MPa，抗拉強度490MPa，容許應力260MPa（注：容許應力為200MPa×1.3＝260MPa，其中1.3為容許應力增大系數，詳細規定參見JTJ 025－86《公路橋涵鋼結構及木結構設計規范》）。

3.1 臨時牛腿仿真分析

對鋼箱梁調位過程中牛腿局部受力進行計算分析。牛腿結構參照港珠澳大橋主體工程橋梁DB01標段施工圖和CB04標段提供的臨時牛腿結構調整圖進行設計。吊裝過程臨時牛腿仿真分析分為2種工況：工況一，千斤頂受力階段即為頂升階段；工況二，調位支座作用階段即為調整階段。根據實際受力情況，取其中牛腿的最大受力進行計算，在模型中通過面壓力模擬。牛腿中支點選用鉸接模擬，牛腿后支點選用固接模擬。具體受力情況見表1。

表1 牛腿受力情況Table 1 The force condition of the corbel

3.1.1 牛腿模型

選用板單元建立牛腿結構有限元模型，如圖4所示。

頂升階段前支點面壓力為6.22kN／m2，牛腿中支點選用鉸接模擬，牛腿后支點選用固接模擬，如圖5所示。

圖4 牛腿模型Fig.4 The model of the corbel

圖5 頂升階段邊界條件與受力情況Fig.5 The boundary condition and the force condition on the jacking－up stage

調整階段前支點面壓力為6.22kN／m2，牛腿中支點選用鉸接模擬，牛腿后支點選用固接模擬，如圖6所示。

圖6 調整階段邊界條件與受力情況Fig.6 The boundary condition and the force condition on the adjustment stage

3.1.2 計算結果

1）頂升階段：中跨和尾跨梁段吊裝施工時，從浮吊開始，至其一端利用梁端臨時牛腿掛設于已架梁段懸臂端，另一端支撐于墩頂臨時支座上方的過程，該階段牛腿的受力情況如圖7所示。

2）調整階段：中跨和尾跨梁段在頂升階段之后，利用牛腿和墩頂處調位裝置精確調位的過程，該階段牛腿的受力情況如圖8所示。

圖7 頂升階段牛腿整體應力（單位：MPa）Fig.7 The stress on the jacking－up stage（unit：MPa）

圖8 調整階段牛腿整體應力（單位：MPa）Fig.8 The stress on the adjustment stage（unit：MPa）

從圖7，8中可以看出，牛腿結構在頂升階段和調整階段的最大應力分別為235.417MPa和229.367MPa，均不超過規范容許應力260MPa。因此，在頂升階段和調整階段，牛腿結構的應力均滿足要求。

3.2 牛腿支點處鋼箱梁仿真分析

對港珠澳大橋第21聯連續鋼箱梁橋次邊跨變寬段鋼箱梁B19梁段（即牛腿前支點處梁段）和B20梁段（即牛腿中、后支點處梁段）進行受力分析。

采用力的邊界條件，即采用整體模型求出結構的受力狀態，然后根據結果對局部模型添加力的邊界條件進行局部模型的結構分析，從而得到B19梁段和B20梁段的受力，并在模型中通過面壓力模擬。本次進行的彈性分析計算只考慮由牛腿傳遞至各支點處鋼箱梁的力的作用，不考慮結構的初應力［6－7］。具體受力情況見表2。

3.2.1 鋼箱梁模型

選用板單元建立牛腿前支點處B19鋼箱梁結構有限元模型，如圖9所示。

表2 梁段受力情況Table 2 The force condition of the girder

圖9 B19鋼箱梁模型Fig.9 The model of B19steel box girder

選用板單元建立牛腿中、后支點處B20鋼箱梁結構有限元模型，如圖10所示。

圖10 B20鋼箱梁模型Fig.10 The model of B20steel box girder

3.2.2 計算結果

B19和B20梁段整體應力分別如圖11，12所示。

圖11 B19梁段整體應力（單位：MPa）Fig.11 The stress of B19（unit：MPa）

從圖11，12中可以看出，在大節段吊裝階段，B19梁段的最大應力為226.876MPa（＜260MPa），B20梁段的最大應力為213.586MPa（＜260MPa），均滿足要求。

圖12 B20梁段整體應力（單位：MPa）Fig.12 The stress of B20（unit：MPa）

B19和B20梁段z方向位移分別如圖13，14所示。

圖13 B19梁段z方向位移（單位：mm）Fig.13 The displacement of z－direction of B19（unit：mm）

圖14 B20梁段z方向位移（單位：mm）Fig.14 The displacement of z－direction of B20（unit：mm）

從圖13，14中可以看出，大節段焊縫處，由于中腹板與邊腹板的牛腿支點受力不同，以中腹板處的頂板為原點，B19梁段邊腹板處的頂板與中腹板處的頂板存在約1.3mm豎向變形差，其方向向下；B20梁段邊腹板處的頂板與中腹板處的頂板存在約7.5mm豎向變形差，其方向向上。因此，大節段安裝焊接時，B19梁段與B20梁段頂板在界面處由于牛腿前支點和中支點受力方向不同而引起的中腹板與邊腹板處頂板豎向變形差約為9mm。

4 結論

在吊裝過程中，對牛腿結構以及支點處鋼箱梁的整體受力和局部變形進行了分析，得出的結論為：

1）在預制階段，要保證梁段截面的制造精度以及小節段之間的拼裝精度，確保大節段的三維尺寸精度滿足要求，并在預制場進行大節段的預先匹配。同時，要考慮溫度的影響。

2）在吊裝階段，為了保證大節段間順利的栓焊連接，滿足理想的成橋狀態，要通過3向千斤頂的精細調位保證大節段的平面位置與高程的精度。同時，要考慮溫度的影響。

3）由有限元模型得出的計算結果，吊裝過程結構的應力均滿足要求。由于計算未計入不平衡系數，因此，在牛腿頂升和調整階段，應保證3個牛腿同步進行操作，以避免受力不平衡而導致某個牛腿受力過大。

4）通過計算，得出梁段頂板在界面處由于牛腿前支點和中支點受力方向不同而引起的中腹板與邊腹板處頂板豎向變形差約為9mm。為了保證大節段的連接，該豎向變形應在制造過程中予以考慮。

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