砼斜拉橋掛籃受力分析

楊軼

(湘西自治州交通建設中心，湖南 吉首 416000)

1 工程概況

某雙塔雙索面砼斜拉橋全長840 m(210 m+420 m+210 m)，主梁采用PK斷面預應力砼梁，C55砼。主梁中心線處高3.2 m，邊箱底板寬8.9 m，中間橋面板寬18 m，全寬35.8 m。橫橋向主梁底板水平，橋面設2%雙向橫坡。標準斷面厚度為30 cm，水平底板厚度60 cm，斜底板厚度28 cm，中腹板厚度40 cm。

0#塊施工完成后，J1～J28節段、A1～A34節段采用前支點掛籃懸澆，即掛籃在主梁中部利用斜拉索形成前支點，與已澆筑節段上的錨固點一起形成簡支體系。掛籃體系分為后錨點、前支點、移動平臺和拉索轉換裝置，其中移動平臺由后錨點和前支點提供支撐力。J1梁段澆筑前掛籃錨固在0#塊，行走裝置位于梁段正下方。待移動平臺移動到位后，將斜拉索固定在掛籃拉索錨固裝置上，進行索力第一次張拉；移動平臺模板安裝后進行第一階段砼澆筑，先澆筑1/2梁端砼，然后將斜拉索張拉至第二階段索力并進行剩余砼澆筑；待砼全部養護完成后通過拉索轉換裝置將斜拉索轉移到梁端錨點，并進行第三次索力張拉。主梁標準斷面見圖1，掛籃布置見圖2。

2 有限元模型的建立

2.1 有限元建模

根據掛籃結構特點，采用ANSYS軟件對其結構強度進行計算分析。主要結構采用Beam188梁單元模擬，桁架結構中僅受軸力桿件采用Link8單元模擬，斜拉索、錨固系統及頂升機構等單向受力構件采用Link10單元模擬，各部分裝配采用共用節點固結、節點耦合及接觸分析等方式模擬。根據有限元分析所得內力等信息對結構桿件及相關構件進行詳細計算。

圖1 主梁標準斷面示意圖(單位：cm)

圖2 掛籃布置示意圖

建模過程中作如下假設與簡化：1) 除主要受力構件外，其余附屬結構和模板系統等采用等效質量的方式作用到主要受力構件的節點、單元上。2) 分析模型中采用同一位置利用一個節點的方式模擬焊縫和螺栓的連接，界面參數由單元界面參數代替，其余連接方式也采用共用連接單元或節點連接等方式模擬。3) 掛籃與斜拉索的轉換裝置采用直接連接單元的方式，索力轉換通過改變連接節點實現，索力通過應變來控制。4) 掛籃在梁段錨固端的止推機構和部分行走裝置在模型分析中忽略不計，掛籃主要通過約束受力構件來控制邊界條件。5) 掛籃所受荷載按箱梁截面及模板等在各箱梁的分布狀況簡化為均布荷載施加在各節點上。在ANSYS中建模完成后的掛籃結構見圖3。

圖3 掛籃有限元計算模型

ANSYS中的DOF constraint將對掛籃的自由度進行約束，在結構分析過程中，作為位移和邊界條件出現。掛籃模型的約束見表1。

表1 掛籃模型的約束

2.2 計算工況

澆筑過程中的工況如下：工況1為掛籃移動至34#節段，砼澆筑完成1/2(砼重511 t)，風向豎直向下(風速13.6 m/s)，二次張拉單索索力4 327 kN，計算掛籃工作狀態和受力變形。工況2為掛籃移動至中跨34#節段，砼澆筑完成(砼重511 t)，風向豎直向下(風速13.6 m/s)，二次張拉單索索力6 181 kN，計算掛籃工作狀態和受力變形。

行走過程中的工況即工況3為掛籃移動至2#節段，掛籃完成一個標準節段行走，掛籃頭部通過吊帶與行走滑靴連接支撐在行走軌道上，后部移動裝置固定在移動軌道上，風向豎直向下(風速13.6 m/s)，計算掛籃行走狀態和受力。

在砼澆筑階段，整個梁段的砼分兩次澆筑，第一次澆筑整體重量的1/2，第二次完成全部澆筑。由于砼的質量較大，掛籃和拉索的受力會隨著砼重量的增大而增加，掛籃的變形也會變大，掛籃的變形將引起索力變化，即使在已調好索力的情況下，隨著掛籃的變形索力也會產生較大變化。因此，應保證掛籃的剛度，嚴格控制掛籃變形，防止索力變化太大。

通常經過有限元受力分析計算后，現場施工時在掛籃安裝到位后進行預壓試驗，采用掛籃理論極限承載力進行預壓，并根據實際工況結果對掛籃進行剛度修正。

3 計算分析

3.1 工況1

工況1下掛籃豎向位移、應力、軸力計算結果見圖4～6。

圖4 工況1下掛籃豎向位移云圖(單位：mm)

圖5 工況1下掛籃應力云圖(單位：MPa)

圖6 工況1下掛籃軸力云圖(單位：kN)

由圖4～6可知：工況1下掛籃橫梁的相對變形ε=61.1 mm

表2 工況1下掛籃各部件的最大應力 MPa

3.2 工況2

工況2下掛籃豎向位移、應力、軸力計算結果見圖7～9。

圖7 工況2下掛籃豎向位移云圖(單位：mm)

圖8 工況2下掛籃應力云圖(單位：MPa)

由圖7～9可知：工況2下掛籃橫梁的相對變形ε=61.1 mm

圖9 工況2下掛籃軸力云圖(單位：kN)

表3 工況2下掛籃各部件的最大應力 MPa

根據工況1和工況2的計算結果，掛籃的豎向位移與應力并不會隨著砼重量的增加而產生較大變化，因為隨著砼澆筑的完成，斜拉索會相應地張拉到合適的索力，保證在砼增加的情況下掛籃變形和應力都得到很好的控制。施工時應注意及時調整索力并保證索力張拉到理論值。

3.3 工況3

工況3下掛籃豎向位移、應力計算結果分別見圖10、圖11。

圖10 工況3下掛籃豎向位移云圖(單位：mm)

圖11 工況3下掛籃應力云圖(單位：MPa)

由圖10、圖11可知：工況3下掛籃的最大應力出現在次縱梁與前橫梁交叉位置，σmax=164.7 MPa<[σ]=241 MPa，掛籃強度滿足要求。行走機構前吊點單點反力為660 kN，行走機構后吊點單點反力為1 040 kN。行走工況下主要受力結構為行走裝置，在控制行走裝置的同時應注意行走過程中結構整體和局部的穩定性。

4 結論

(1) 掛籃設計分析中剛度的正確模擬較重要，在分階段澆筑過程中配合索力調整，有利于施工過程中主梁線形控制。

(2) 掛籃的整體變形與應力分布應隨主梁砼的分布情況而均勻分布，以控制整體的穩定性，保證施工安全。

(3) 應根據不同施工步驟和梁段信息對掛籃進行多工況組合分析，結合工程實際及時對掛籃進行優化和調整，保證施工又快又好地進行。