论城市高架桥曲线段钢箱梁吊装对原有桥梁受力的影响

摘 要：结合高架桥现场施工环境条件，建立模型，研究曲线段钢箱梁吊装对原有桥梁受力的影响。

关键词：钢箱梁；吊装；跨越；既有桥梁

新建高架桥钢箱梁吊装有时需跨过原有桥梁，吊车支在原有桥梁上，因而需要核算原有桥梁性能指标，包括：预应力混凝土持久状况（使用阶段）箱梁结构的正截面混凝土法向压应力、预应力钢筋的拉应力和斜截面混凝土的主应力；持久状况正常使用极限状态箱梁结构的正截面和斜截面抗裂；持久状况承载能力极限状态箱梁结构的正截面抗弯承载力，以保证施工人员及设备安全，确保吊装对原有桥梁性能影响最小。

1 工程概况

郑州陇海路快速通道工程是该市道路快速系统的重要组成部分，西起西四环西，东至京港澳高速东，全长32.5km，全线采用高架快速路+地面辅道形式穿越市中心城区。其中高架桥曲线段范围为K20+345.212～K20+535.212，是36+59+59+36m四跨连续钢箱梁桥，长190m，桥梁为双幅，全宽25.3m，且与原有七里河桥斜交。七里河桥为四幅分离式混凝土连续梁桥，跨度为30+45+30m；两幅最外侧桥为人行桥，宽9m；两内幅车行桥，全宽18.5m。新建桥钢箱梁宽度为25.3m，高度为2～2.36m，墩柱高度为8.5～15m，考虑长途运输、现场交通、场内制作及现场吊装和相关设计、规范要求等，将钢箱梁分为75个箱室节段，36个挑臂节段，节段最大长度L为27m，最大宽度B为3.5m，最大高度H为2.36m，最大节段重量为63t。

2 吊装基础设计方案

根据现场实际情况确定，采用350t汽车吊进行钢箱梁吊装，纵向吊装顺序为：两边向中间吊装，在中间两墩柱之间合拢；横向吊装顺序为：先吊装靠北面平直底板钢箱梁，依次吊装内侧箱梁、挑臂，再往外依次吊装，见图1所示。钢箱梁安装时，吊车布置采取就近安装位置原则，采用单台起重机吊装。拟选择一台350t汽车吊，配重107t，吊装时回转半径控制在9m内，臂长控制在30.9m内，额定起重量为Q=76t，可以满足本工程梁段的吊装需要。

吊点对称设置在钢箱梁隔板和劲板相交处，共4 个，见图2。吊点吊耳采用船用通用吊耳（A-25型，安全负载25t），吊点焊缝经过核算，满足安全要求，吊索为直径φ56mm的6×37钢丝绳，其吊装额定荷载为27.7t，满足吊装需要。

计算两侧钢箱梁重量为443t+443t，荷载按照均布荷载布置（荷载分布宽度10m），再考虑1.4的活载系数，则支架上的荷载为443*10*1.4/（2*20）=155kN/m，建立支架计算模型：（图3）

道路上基础的反力分别为1367kN和1319kN，按照该部分轴力对混凝土基础进行结构尺寸及配筋设计（见图4）：

计算出基底平均压力196kPa，基底最大压力392 kPa。

3 原有桥梁结构安全性核算

本计算用于30+45+30m七里河桥预应力混凝土连续箱梁。

采用桥梁博士平面杆系有限元程序（V3.2.0）建模分析，结构计算几何模型見图5和图6，采用梁单元进行模拟，桥面宽度为18.5m。主梁采用C50强度等级混凝土，按部分预应力A类构件计算。

依据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62-2012）相关的规定，对箱梁结构桥受力进行计算分析：①持久状况（使用阶段）箱梁结构的正截面混凝土法向压应力、预应力钢筋的拉应力和斜截面混凝土的主应力验算；②持久状况正常使用极限状态箱梁结构的正截面和斜截面抗裂验算；③持久状况承载能力极限状态箱梁结构的正截面抗弯承载力。

以下应力图中及文字中负值表示拉应力，正值表示压应力。

持久状况结构应力分析：

持久状况下，根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62-2012）中第7.1.5条规定，对主梁进行使用阶段正截面混凝土法向压应力、斜截面混凝土主应力验算及预应力钢筋的拉应力进行验算。

考虑混凝土结构作用标准值组合。其组合工况：结构自重+预应力+收缩徐变影响力+支架荷载 +梯度温变影响力+支座变位。作用标准值产生的箱梁应力见图7～8所示。

持久状况标准作用组合下的箱梁受力情况为：箱梁正截面包络法向最大压应力为14.2MPa，小于规范限值0.50fck=16.2MPa；斜截面最大主压应力为14.4MPa，小于规范限值0.60fck=19.44MPa。持久状况下箱梁正截面压应力和斜截面主压应力满足规范要求。

持久状况标准作用组合下，除支点截面外的箱梁斜截面最大主拉应力小于规范限值0.50ftk=1.325。（见图9）

持久状况正常使用极限状态分析：①正截面抗裂验算。预应力混凝土箱梁结构，对正截面抗裂性进行验算。正截面法向拉应力短期效应组合作用下如图10所示。短期效应组合下的受力情况为：混凝土正截面最小法向压应力为：短期效应组合下1.6MPa，小于规范限值0.70ftk=1.855MPa。其正截面的抗裂性满足规范要求。通过对比支架集中荷载可引起本区域最小应力值减小为4.1MPa左右，降低值为2MPa左右，但均不出现拉应力。②斜截面抗裂验算。预应力混凝箱梁土结构，对斜截面抗裂性进行验算。斜截面主拉应力在短期效应组合作用下如图11所示。在持久状况短期效应组合下的受力情况为：混凝土除端横梁处斜截面最大主拉应力为-1MPa，小于规范限值0.50ftk=1.325MPa，截面的斜截面抗裂性满足规范要求。由于支架荷载引起本区段梁部标准组合下主拉应力值增大了0.2MPa，达到-0.3MPa，均不超限。③挠度验算。支架荷载为短期荷载，且定性判断支架荷载所引起的竖向位移应小于汽车荷载效应，即挠度小于汽车效应的情况。桥面板横向框架采用平面杆系理论进行计算，沿主梁纵向取出1m宽度进行计算分析如图12所示。永久支承按箱梁结构腹板位置进行约束。

计算内容：依据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62-2012）相关的规定，对箱梁结构桥受力进行计算分析：①正常使用极限状态箱梁桥面板结构裂缝宽度验算；②持久状况承载能力极限状态下箱梁桥面板结构的承载力验算。

支架荷载按均匀分布荷载考虑最不利效应布置，将荷载分布在纵桥单延米范围内，支架荷载布置如图13：

施工方法：阶段1：桥面铺装，二期恒载，成桥10年；阶段2：临时支架荷载；计算结果：箱梁分析按施工阶段及使用阶段进行，分别按规范要求进行计算：按持久状况计算，对使用阶段考虑了结构自重、收缩徐变和温度等效应作用，进行正常使用极限状态和承载能力极限状态计算。

以下应力图中及文字中负值表示拉应力，正值表示压应力。

裂缝验算：桥面板结构，在正常使用状况下各部位的裂缝如图14、图15所示。

计算结果表明：橋面板构件在临时支架作用下，在立柱附近腹板上缘裂缝最大为0.24mm，外侧腹板顶缘外侧裂缝为0.35mm，最外侧箱室底板与腹板交汇处最大裂缝为0.29mm，均不满足规范要求。

计算结果表明：桥面板构件在临时支架作用下，临时支架立柱附近中腹板左侧裂缝最大为0.40mm，不满足规范要求。

计算结论：桥面板构件在临时支架荷载作用下，箱室顶板除腹板位置裂缝较大外，其他位置均能满足规范要求。箱室底板仅在临时支架作用的最外侧箱室裂缝超限，其他两个箱室底板均能满足规范要求。腹板裂缝仅出现在与支架立柱作用处，均超出规范限值，不满足规范要求。

持久状况承载能力极限状态分析

根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 （JTG D62-2012）中第6.1.1条规定，混凝土箱梁结构，需进行持久状况承载能力极限状态验算，即进行正截面抗弯承载能力和斜截面抗剪承载能力验算。

①正截面抗弯承载力。桥面板正截面抗弯承载能力验算结果见图16、图17（单位：kN·m）所示。计算结果表明：临时支架处中腹板顶板顶缘、中腹板顶缘内侧及箱室底板等局部部位箱梁验算截面的设计弯矩均大于截面极限承载弯矩，不满足规范要求。②斜截面抗弯承载力。由于桥面板没有配置抗剪箍筋和斜向钢筋，因此抗剪承载力仅按素混凝土承载力计算。

包络图（kN·m）

单延米长桥面板受剪承载力可按下式计算：Vu=0.7ftbh0

临时支架在桥上采用0.5m高C20钢筋砼基础，考虑荷载通过基础往下分布，分布宽度为1.4m，通过计算最大剪力为493kN，最大剪力处截面为450mm，有效高度为400mm，通过上式计算单延米混凝土受剪承载力为：Vu=0.7ftbh0=0.7×1.83×1000×400=512.4kN

箱室顶板标准厚度（厚度为250mm）范围内最大剪力为235kN，截面有效高度为200mm，通过上式计算单延米混凝土受剪承载力为：Vu=0.7ftbh0=0.7×1.83×1000×200=256.2kN

计算结果表明：箱梁桥面板验算截面的设计剪力均小于截面极限承载剪力，但是抗剪承载力富余量最小仅为4%左右。

下部结构：

主要针对汽车荷载效应与支架荷载效应对桥墩竖向力的分配做定性分析。

汽车单项效应引起的桥台处及中墩处支反力为1700kN，2700kN。分配到桥台单个桩基及中墩单个墩上的竖向力为1700/2，2700/2kN。

支架荷载的最不利因素为其为横向偏心布置荷载，会引起很大的横向墩桩不平衡力，具体分配后分配到桥台单个桩基及中墩单个墩上的竖向力为1000kN，1300kN。

对比汽车与支架的效应可知，对于中墩来说竖向力分配几乎相当，再加上支架荷载不会引起其制动力等水平因素，可定性认为中墩及中墩下桩基竖向承载力应没有问题。但是对于桥台处靠近支架侧的边墩及桩基的竖向力效应大于汽车车道荷载效应，此情况定性认为大于原设计的所考虑的最大竖向力，差值约300kN，有一定的安全隐患。

4 结论及优化措施

4.1 综合分析结论 ①本桥是在施工方提供的支架计算竖向反力及认定既有桥结构无不良缺陷的前提下进行的。②针对梁体整体纵向计算中，此支架荷载虽然较大，但是对于整体梁部计算结果来看，其梁部整体结构效应基本可以满足各项结构要求。③对于桥面板部分局部计算情况来看，由于荷载较为集中，桥面板腹板附近部分裂缝宽度超限，抗弯承载力局部不满足规范，需进一步调整优化。④对于下部结构来说，定性对比计算中墩及基础可满足要求，但是桥台处靠近支架侧桩超过原设计状态的竖向力，有一定的安全隐患。

4.2 优化措施 本支架总荷载较大，但梁体整体纵向分析情况尚可，对于以上所述第2，3条的情况来说主要是由于本支架荷载的支柱分布情况不均引起，对于第2条原因可调整支柱的间距，务必使每排支柱直接对应于梁部腹板的中心位置，以减少对桥面板的较大集中力效应，减小剪力及负弯矩效应。

对于第3条因素，主要是由于支架位于横桥向的一段所引起，若荷载整体均布于横桥向宽度，支架荷载作用分配到其下的竖向力可小于汽车荷载作用。将布置于桥上的单个支架改为两个支架，使每个支架的两排支柱均布置于腹板中心处，钢支架上方的横抬梁外伸加长超过既有桥车行道桥中心处，下设分配均布至两个支架上。见图18。

该技术的应用缩短了基础支架安装工期，改善了生产安装环境，降低了施工成本，提高了劳动效率，为陇海路顺利通车赢得了时间，桥梁建设得到了业主和监理的一致好评。

作者简介：赵云飞，男，汉族，生于1974年02月，四川苍溪人，现任水电五局路桥分局局长，高级工程师职称，本科学历，从事项目管理工作。