寬幅菱形掛籃施工受力分析及設計優化

明德江， 殷新鋒

(1.四川路橋華東建設有限責任公司， 四川 成都 610200；2.長沙理工大學 土木工程學院， 湖南 長沙 410114)

由于掛籃具有結構簡單、穩定牢固、可循環利用等優點，被廣泛應用于懸臂梁橋施工，且使用掛籃施工能使懸臂梁橋砼和鋼筋融合更緊密。掛籃施工技術與吊車相比具有足夠的靈活性，能有效提高施工效率。該文以江西吉安贛江大橋危橋改造工程中新橋建設所采用的寬幅掛籃為例，運用有限元軟件建立掛籃三維模型進行受力分析，針對受力情況進一步優化寬幅菱形掛籃設計。

1 工程概況

江西吉安贛江大橋全長1 501.2 m，為(75+2×120+75) m多跨變截面梁橋，主橋長度390 m；東西引橋采用24～42.7 m不等高變截面連續梁結構；承臺基礎由38.6 m逐漸變化到41.85 m；主梁截面高度從13.5～7.2 m按1.8次拋物線變化，采用箱梁截面形式；梁頂板和底板均為漸變寬度，懸臂長度3 m；分兩幅設置，兩副之間設置1.0 m間隙(見圖1)。主梁采用對稱懸臂施工方式。

2 寬幅菱形掛籃設計

2.1 主要設計和計算依據

計算模板、支架和拱架的剛度時，容許撓度值不得超過表1的要求。由表1確定的掛籃各結構容許撓度值見表2。

表1 各部件容許撓度 mm

表2 掛籃結構的容許撓度 mm

2.2 主要構造

2.2.1 主梁承重系統

菱形掛籃主梁承重系統主要由3片菱形主桁、后下橫梁、前上下橫梁和滑道組成。菱形桁架為2×[36a組成的箱形截面，前上橫梁為雙H形鋼結構，前后下橫梁均為H形鋼結構。

2.2.2 底模、后錨和懸吊系統

(1) 菱形掛籃的底模系統主要包括腹板下縱梁(H400×200)、底板下縱梁(H400×200)、底籃后橫梁(H390×300桁架)、底籃前橫梁(H390×300桁架)，其縱梁采用工字型鋼和大塊鋼模。

(2) 錨固系統由扁擔梁、預應力筋、連接錨筋和后錨箱構成，后錨梁型號為2×[32b。走行由滑道和后上橫梁構成。

(3) 吊桿系統主要由底板前吊帶(實心矩形160×40鋼結構)、后吊桿(實心矩形160×40鋼結構)、模板吊桿(精軋螺紋鋼D32)組成。

2.2.3 模板系統

菱形掛籃的內外模板系統靠吊掛在已澆筑梁段和前上橫梁上的滑梁構成。箱梁外模為整體鋼模，內模為組合型鋼模，內外模板靠對拉螺栓連成一體。掛籃整體布置見圖2。

圖2 掛籃結構示意圖

3 掛籃計算分析

3.1 掛籃荷載及其工況組合

根據箱梁結構截面的受力特點，將箱梁劃分成不同節段(見圖3)。

1～5為節段號

通過建立各節段箱梁三維模型并查詢各部分體積，計算箱梁斷面內各梁段重量和長度，計算結果如表3所示。

表3 各梁段重量

掛籃在懸臂施工中產生的其他荷載見表4。荷載組合分為2種：荷載組合Ⅰ包括砼重量、掛籃自重、超載重量、機械荷載和人群荷載；荷載組合Ⅱ包括沖擊附加荷載+掛籃自重。

表4 掛籃的其他荷載

掛籃澆筑施工承載時，采用有限元軟件對3種工況進行計算，施工承載工況1～3分別為澆筑1#、6#和11#塊時砼澆筑后還未凝固，分析掛籃受力和變形情況。

3.2 有限元計算分析

采用MIDAS/Civil 2019建立圖4所示掛籃有限元模型。

圖4 掛籃三維模型

3.2.1 腹板系統計算分析

表5為腹板下縱梁荷載，圖5為工況1下掛籃底籃系統施加荷載計算模型。計算所得工況1下底籃系統應力和變形分別見圖6、圖7，底籃系統吊點反力見表6。

表5 腹板下縱梁荷載

圖5 底籃系統計算模型

圖6 工況1下底籃系統整體應力云圖(單位：MPa)

圖7 工況1下底籃系統整體變形云圖(單位：mm)

表6 工況1下底籃系統吊點反力 kN

由圖6、圖7可知：掛籃底籃系統最大應力出現在邊腹板下底籃縱梁中間位置，為138.12 MPa，產生的最大位移為8.48 mm，均滿足規范要求。

同理可得工況2、工況3下底籃最大應力均出現在邊腹板下底籃縱梁中間位置，分別為122.42、83.23 MPa，最大位移分別為7.69、5.78 mm，均滿足規范要求。

3.2.2 主桁系統計算分析

最不利工況下單片主桁前節點的最大荷載P=800 kN，圖8為最不利工況下掛籃主桁系統施加荷載和約束條件的計算模型。

圖8 最不利工況下主桁系統計算模型(單位：kN)

在砼澆筑但未凝固時計算掛籃主桁系統工作狀態的受力和變形狀態，最不利工況下主桁系統應力和軸力分別見圖9、圖10。

由圖9、圖10可知：掛籃主桁系統最大應力出現在主桁后斜桿上，為43.55 MPa，最大軸力為419.7 kN，滿足規范要求。

圖9 最不利工況下主桁系統應力云圖(單位：MPa)

圖10 最不利工況下主桁系統軸力云圖(單位：kN)

主桁的后錨精軋螺紋鋼設計數量為6根,每根的實際受力F=276.1/(1.2×6)=38.35 kN, 其應力為：

(1)

PSB830精軋螺紋鋼的設計應力為705 MPa，其安全儲備為:

K=705/47.68=14.78>2.5

(2)

主桁系統的受力滿足要求。

3.2.3 吊掛系統受力分析

工況1下吊帶系統軸力見圖11。

圖11 工況1下吊帶軸力云圖(單位：kN)

吊帶采用Q355鋼材，結構形式為t40×160，銷孔直徑為φ60 mm，承受的實際最大支點反力為323.54/1.2=269.62 kN，則其應力為:

(3)

Q355鋼材的設計應力為295 MPa，其安全儲備為:

K=295/67.4=4.38>2

(4)

吊掛系統的受力滿足要求。

3.2.4 掛籃整體計算分析

根據以上計算結果，掛籃澆筑6#塊時前上橫梁承受的荷載最大，故計算該節段正常澆筑狀態下掛籃的整體變形。計算掛籃整體變形時，腹板下縱梁荷載見表7。

表7 邊腹板與底板下縱梁荷載

作用于內導梁上的荷載為：模板加載在導梁上的荷載9.22 kN/m，砼加載在導梁上的荷載25.97 kN/m。作用于外導梁上的荷載為：模板加載在導梁上的荷載為9.78 kN/m，砼加載在導梁上的荷載為22.51 kN/m。計算整體變形時，底籃橫梁的荷載為：橫梁上的兜底荷載1.19 kN/m。計算得工況2下掛籃整體變形和應力分別見圖12、圖13。

圖12 工況2下掛籃整體變形云圖(單位：mm)

圖13 工況2下掛籃整體應力云圖(單位：MPa)

由圖12、圖13可知：掛籃整體最大位移出現在內導梁端頭，最大應力出現在內導梁中間位置，其值分別為17.93 mm、126.01 MPa，均滿足規范要求。

4 設計優化

為節省鋼材用量、減少掛籃自身重力，對掛籃設計進行優化，將原掛籃采用的t40×160 Q355吊帶換成2根直徑為32 mm的PSB930精軋螺紋鋼，將底籃桁架替換為2H600×200鋼材。圖14為優化后掛籃三維模型。

圖14 優化后掛籃模型

4.1 優化設計后底籃驗算

工況1下底籃系統變形和應力驗算結果分別見圖15、圖16。

圖15 優化后工況1下底籃系統變形云圖(單位：mm)

圖16 優化后工況1下底籃系統應力云圖(單位：MPa)

由圖15、圖16可知：底籃系統最大位移出現在邊腹板下底籃縱梁端頭位置，最大應力出現在邊腹板下底籃縱梁中間位置，其值分別為11.09 mm、124.765 MPa，均滿足規范要求。

4.2 優化后吊掛系統受力

優化后工況1下吊帶軸力見圖17。采用直徑為32 mm的PSB930精軋螺紋鋼，其所承受的實際最大支點反力為286.258/1.2=238.55 kN，則其應力為:

(5)

圖17 優化后工況1下吊帶軸力云圖(單位：kN)

PSB930精軋螺紋鋼的設計應力為744 MPa，其安全儲備為:

K=744/296.61=2.51>2

(6)

吊掛系統受力滿足要求。

4.3 優化后掛籃整體計算

優化后掛籃荷載與優化前相同。優化后工況2下掛籃整體變形和應力分別見圖18、圖19。

圖18 優化后工況2下掛籃整體變形云圖(單位：mm)

圖19 優化后工況2下掛籃整體應力云圖(單位：MPa)

由圖18、圖9可知：優化后掛籃整體最大位移出現在中腹板下底籃縱梁端頭部位，最大應力出現在內導梁中間位置，其值分別為11.55 mm、119.84 MPa，均滿足規范要求。

5 結論

菱形掛籃在懸臂施工中具有良好的受力性能，且施工進度塊、安全系數高。通過有限元軟件對江西吉安贛江大橋危橋改造工程中新橋建設所采用的寬幅掛籃進行局部和整體分析驗算，根據其受力特點進行優化，得出在最不利荷載工況下，優化后掛籃整體最大位移出現在中腹板下底籃縱梁端頭部位，最大應力出現在內導梁中間位置，其值分別為11.55 mm、119.84 MPa，均滿足規范要求。通過優化設計，降低了掛籃的整體自重荷載，將矩形吊帶更換成高強度螺紋鋼，使施工更方便簡潔，提高了施工效率和施工安全。