上跨高速公路35m简支箱梁现浇支架设计

孔冬梅

[摘要]结合成都市轨道交通资阳线一座上跨高速公路大跨度现浇35 m简支箱梁，对其现浇支架设计进行研究。与常规梁体不同，本跨箱梁跨度和自重大、且受场地和交通限制影响，施工危险系数高，只有合理的施工方案才能最大限度地降低安全风险。结合地质及周边环境实际情况，研究设计了钢管立柱贝雷梁现浇支架，对支架结构进行了部跨研究和受力分析，采用有限元法对支架进行整体受力分析和屈曲分析，最后对钢立柱下的地基基础进行设计计算，验证了支架整体设计的可靠性。

[关键词]大跨度简支箱梁； 现浇支架； 设计与施工

[中国分类号]TU745.2                        [文献标志码]A

1工程概况

本座桥位于轨道交通资阳线吕家咀站—临空经济区站区间，台后接路基，起讫里程为YDK97+961.450～YDK98+201.550，长度240.1 m（图1）。该桥跨处于M04号墩～M05号墩之间，采用35 m现浇简支梁上跨规划路，规划路为下穿船槽段，双向6车道，规划路面标高为384 m，经与资阳市临空经济区管委会协调，规划道路船槽段与轨道交通资阳线基础同期实施。轨道交通资阳线工程土层分层主要有第四系全新统人工填筑土（Q4ml），第四系全新统坡洪积层（Q4dl+pl）、坡残积层（Q4dl+el），侏罗系上统蓬莱镇组（J3p）泥岩夹砂岩，侏罗系上统遂宁组（J3s）泥岩夹砂岩。不良地质作用为泥岩的风化剥落、崩积体；特殊岩土为人工填土、软塑状粉质黏土、膨胀土、膨胀岩、风化岩、石膏。本区间范围内存在的特殊岩土为人工填土、软塑状粉质黏土、膨胀土、膨胀岩、风化岩、石膏。

（1）人工填土： 区间范围局部有少量人工填土，层厚0～13.9 m，为道路、建筑回填，表层主要由沥青，混凝土块，碎石回填而成，其下主要由强至中风化泥岩块回填而成，人工填筑土人为随意性较大，均一性差，多为欠压密土，结构疏松，具强度较低、压缩性高、受压易变形等特点。

（2）软塑状粉质黏土：软塑状粉质黏土：褐灰色、灰黑色、褐黄色，流塑状～软塑状；土质不匀，黏性较好。呈透镜状、层状分布于宽缓沟槽及水田中。该岩土层结构疏松，天然含水量高，强度低、压缩性高、受压易变形等特点。对基坑开挖、边坡支护有一定影响。

（3）膨胀土：根据临近钻孔取样试验测得，自由膨胀率Fs= 40%～51%；蒙脱石含量M＝12.6%～19.6%；阳离子交换量CEC＝195.4～241.7 mmol/100g，判定为弱膨胀土。具有遇水软化、膨胀、崩解，失水开裂、收缩的特点。对基坑工程开挖和路堑边坡的稳定性影响较大。

（4）膨胀岩：本场地范围内下伏基岩侏罗系上统遂宁组（J3S）泥岩。具有遇水遇水膨胀、软化、崩解，失水收缩、开裂的特点。据本次勘察钻孔所取泥岩的试验资料揭示，其饱和吸水率ωsa=6.15%～17.82%；自由膨胀率FS=17%～29%，膨胀力2.75～58.8 kPa。依TB 10038-2012《铁路工程特殊岩土勘察规程》表4.5.1-2，判定为非膨胀岩。但泥岩具有膨胀性特性，对拟建工程墩台、边坡及基坑开挖安全和稳定性影响较大。

（5）风化岩：拟建区间场地下伏基岩为侏罗系上统蓬莱镇组（J3p）泥岩，属易风化岩，强风化呈半岩半土、碎块状，软硬不均，层厚不均，在区间范围内均有分布。具有遇水软化、崩解，强度急剧降低的特点。对盾构隧道围岩稳定有一定的影响。

（6）石膏：根据本阶段在拟建场地部分钻孔中揭示有少量石膏存在，夹与泥岩中，遇水之后石膏质岩中的石膏和硬石膏容易溶解，产生硫酸根离子， 使地下水具有腐蚀性从而侵蚀混凝土及其他构件，同时由于溶蚀作用，石膏质岩被水流冲蚀带走，会对岩体产生一定的掏空作用；硬石膏遇水水化成石膏，产生体积膨胀，而且岩石受水影响之后强度性质变差。拟建工程所属地层泥岩风化较为剧烈，受水作用或暴露于空气中的临空面的情况下，具有软化、崩解、强度急剧降低的特点，对工程不利。

本工程现浇双线简支箱梁采用单箱单室截面。梁体各截面尺寸见表1。

主梁纵向采用全预应力体系，预应力钢筋采用15.2 mm高强度低松弛预应力钢绞线。主梁横向按照钢筋混凝土结构设计，主受力鋼筋采用HRB400钢筋。梁截面如图2所示。

2箱梁现浇支架设计

2.1支架设计相关参数

根据周边和地质情况，35 m简支梁支架采用钢管贝雷支架方案，支架结构由底部钢支柱、贝雷片纵梁、工字钢横梁、盘扣架组成，基础采用柱下扩大独立基础，翼缘板支撑系统采用盘扣式钢管脚手架，内模支撑系统采用扣件式钢管脚手架［1-3］。鉴于贝雷梁跨越能力有限，跨度宜布为两跨或三跨。

贝雷桁架单元杆件性能见表2，几何特性见表3，桁架容许内力见表4［4］。

2.2荷载分析

2.2.1箱梁自重

由设计图纸知箱梁浇筑混凝土251.94 m3，钢筋混凝土密度取2 600 kg/m3，自重对荷载组合不利，取安全系数1.05，则箱梁自重：

G1=1.05×251.94×2600=863307.9kg=6877.96 kN

贝雷梁计算跨度l=32 m，换算为作用在贝雷梁上的均布荷载为q1=6877.96/32=214.94 kN/m。

2.2.2模板及方木自重

模板采用15 mm厚Ⅰ类竹胶模板，按1.5 kN/m2计，换算均布荷载为q2=1.5×10.8=16.2 kN/m。

2.2.3贝雷梁自重

先布置为18排单层，一排内有11个3 m标准贝雷片，1个3 m标准贝雷片自重270 kg，则一排的自重为11×270=2970 kg，18排共重18×3240=53460 kg=534.6 KN，换算作均布荷载为q3=534.6/32=16.71 kN/m。

2.2.4施工荷载

按1 kN/m2计算，换算均布荷载为q4=1×10.8=10.8 kN/m。

2.2.5振捣混凝土产生荷载

按2 kN/m2计算，换算均布荷载为q5=2×10.8=21.6 kN/m。

2.2.6风荷载

根据路桥施工计算手册，横桥向风压计算公式W=K1K2K3K4W0［5］。其中：WO=0.81 kN/m2，基本风压;K1=1，设计风速频率转换系数;K2=1.3，风载体形系数（桁架）;K3=1.13，风压高度系数;K4=1.5，地形、地理条件系数。

算得桁架横桥向风压W=1.78 kN/m2，算作均布线荷载q6=1.78×10.8=19.22 kN/m。

2.3支架承载力与形变理论研究

采用容许内力法，恒载分项系数取1.2，活载分项系数取1.4［6］，荷载组合q=1.2（q1+q2+q3）+1.4（q4+q5+q6）=1.2×（214.94+16.2+16.71）+1.4×（10.8+21.6+19.22）=1.2×247.85+1.4×51.62=369.69 kN/m。初步布设为9.9+12+9.9 m的三跨连续梁，贝雷梁的受力分析简图如图3所示。

使用结构力学求解器，贝雷梁弯矩和剪力分别如图4、图5所示。

计算结果显示，最大弯矩Mmax=4469.24 kN·m，发生在2号和3号支点处；最大剪力Fs，max=2281.4 kN，发生在2号支点左边附件截面和3号支点右边附近截面。单排单层贝雷梁容许弯矩［M］=788.2 kN·m， 容许剪力［Fs］=245.2 kN，18排可提供的抗弯和抗剪承载力为：

M=18×788.2=14187.6 kN·m>4469.24 kN·m，满足要求。

Fs=18×245.2=4413.6 kN>2281.4 kN，满足要求。

对贝雷梁进行刚度验算，梁整体变形如图6所示，其中，中垮的跨中挠度最大，为2.046mm。

3现浇支架有限元分析

根據以上理论分析，设计了如图7所示的35 m简支箱梁现浇支架。简支梁中间临时墩均落在换填土上，换填土地基承载力特征值不小于450 kPa，柱下基础采用双柱下扩大基础，基础为矩形阶梯型，一级台阶，台阶长3 m，宽3 m，台阶高为0.8 m。钢管柱采用φ609 mm、壁厚δ16 mm，下共设4排，每排2根，横向间距为5.4 m，纵向间距为12.92 m+2 m+20.78 m。靠近梁端钢支墩立于墩柱承台上，中间钢支墩立于独立扩大基础上。钢支墩之间采用圆钢管或槽钢桁架连接系连接，连接系上平连距钢支墩顶0.5 m，连接系上下平连高度为5 m。钢管柱上设置40 cm高沙箱，钢管桩沙箱上设置12 m长三拼I56a工字钢作为横梁，横梁上左跨架设18排单层贝雷片。腹板位置贝雷片间距45 cm，底板及翼板位置贝雷片间距90 cm，贝雷片上横向铺设2排长6 m的I10工字钢作为分配梁，靠近简支梁端5.15 m范围内间距按60 cm布置，中间间距按90 cm布置。

使用Midas建立贝雷梁支架整体有限元模型进行受力分析。为简化模型，贝雷片使用截面惯性矩相同的矩形截面梁单元等效。在贝雷梁上建立板单元，荷载通过图8所示的面荷载传递到贝雷梁上，得到杆件的局部应力和变形［7］。

3.1支反力校核

支反力之和=全部外荷载之和，则建立模型正确（图9）。

3.2刚度分析

贝雷梁跨中最大挠度23.42 mm，发生在中垮跨中，小于L/400，满足要求。分配梁最大挠度21.46 mm，发生中间两立柱分配梁悬臂端，小于L/400，满足。图10为支架整体变形。

3.3强度分析

贝雷梁最大弯矩177.17 kN·m，发生在中间两临时墩处贝雷梁顶，如图11所示，为负弯矩，小于抗弯承载力788.5 kN·m，满足要求；最大剪力173.75 kN，如图12所示，小于抗剪承载力245.2 kN，满足。

分配梁最大弯矩1330.43 kN·m，发生在中间两临时墩处分配梁顶，为负弯矩，相应的弯曲拉应力为189.48 MPa，小于钢材抗拉强度215 MPa，分配梁最大剪应力57.13 MPa，小于钢材抗剪强度125 MPa，满足。最大组合应力-192.12 MPa，小于钢材抗压强度215 MPa。

3.4屈曲分析

一阶屈曲模态见图13，屈曲临界荷载系数为2.986，小于4，稳定性不满足要求。

现调整跨径使中间4个临时墩通过连接系连为一体，以提高整体稳定性，如图14所示。可以看出，调整后中间4个钢立柱上的轴压力亦有所下降，对稳定性是有利的。从图15可以看出，其屈曲临界荷载系数为21.49，稳定性满足。

调整跨度后支架变形如图16所示，贝雷梁最大挠度21.39 mm，刚度满足要求。最大弯矩为339.6 kN·m，最大剪力为243.7 kN。皆小于贝雷梁容许承载力，强度满足要求。重新布跨对分配梁无影响，所以对于分配梁无需重新分析计算。

4钢管立柱下基础承载力计算

采用阶梯形基础，C30混凝土，HRB400级钢筋。标准组合下上部结构传至基础顶部竖向力Fk=1790.85 kN，标准组合下基础顶部剪力Vk=0 kN，基础顶部弯矩Mk=0 kN，修正后地基承载力特征值fa=450 kPa［8］。b=2000 mm，l=2000 mm，h1=500 mm，h2=500 mm，b2=1200 mm，l2=1200 mm，剪力作用点至基础顶面高度hv=0 mm，基础底钢筋合力点置底板底的距离as=50 mm，基础底板最小配筋率ρmin=0.15%，基础与土的混合重度γ0=20 kN/m3。基础埋深d=0 m，柱截面宽度bt=609 m，柱截面高度at=609 m。

4.1地基承載力计算

基础及基础以上的土重：

Gk=γ0×d×b×l=20×0×2000×2000/106=0 kN

Pk=（Fk+Gk）/A=（1790.85+0）/（2×2）=447.713 kPa

Pk ≤fa=450 kPa，轴心荷载下承载力满足要求。

Mk=0+0×（0+1000）/1000=0 kN·m

e=Mk/（Fk+Gk）=0/（1790.85+0）=0.000 m

因为e=0.000 m≤b/6=0.333 m

Pkmax=（Fk+Gk）/A×（1+6×e/b）=（1790.85+0）/（2×2）×（1+6×0.000/2）=447.713 kPa

Pkmax ≤1.2×fa=1.2×450=540 kPa，偏心荷载下承载力满足要求。

4.2独立基础受冲切承载力计算

基础柱与基础交接处：

Pj=1.35×（Pkmax-γ0×d）=1.35×（447.713-20×0）=604.413 kPa

h0=h1+h2-as=500+500-50=950 mm

Al=（b/2-bt/2-h0）×l-（l/2-at/2-h0）2=［（2000/2-609/2-950）×2000-（2000/2-609/2-950）2］/106=-.57377025 m2

Fl=Pj×Al=604.413×-.57377025=-346.79 kN

βhp=1 线性内插所得：

ab=at+2×h0=609+2×950=2509 mm

am=（at+ab）/2=（609+2509）/2=1559 mm

0.7×βhp×ft×am×h0=0.7×1×1.43×1559×950/1000=1，482.53 kN

Fl=-346.79 kN≤0.7×βhp×ft×am×h0=1，482.53 kN，

b

阶梯形基础变阶处：

h01=h1-as=500-50=450 mm

Al=（b/2-b2/2-h0）×l-（l/2-l2/2-h0）2

=［（2000/2-1200/2-450）×2000-（2000/2-1200/2-450）2］/106=-.1025 m2

Fl=Pj×Al=604.413×-.1025=-61.95 kN

βhp=1 线性内插所得：

ab=at+2×h0=1200+2×450=2100 mm

am=（at+ab）/2=（1200+2100）/2=1650 mm

0.7×βhp×ft×am×h0=0.7×1×1.43×1650×450/1000=743.24 kN

Fl=-61.95 kN≤0.7×βhp×ft×am×h0=743.24 kN，

b

4.3基础受剪承载力

阶梯形基础—柱与基础交接处截面受剪承载力：

βhs=0.958 计算所得

by2=l2=1200 mmby1=l=2000 mm

bx2=b2=1200 mmbx1=b=2000 mm

by0=（2000×500+1200×500）/（500+500）=1，600.000 mm

bx0=（2000×500+1200×500）/（500+500）=1，600.000 mm

Ay0=by0×h0=1，600.000×950=1520000mm2

Ax0=bx0×h0=1，600.000×950=1520000mm2

Vs=604.413×2×（2/2-.609/2）=840.738 kN

0.7×βhs×ft×A0=0.7×0.958×1.43×1520000/1000=1457.616 kN

Vs=840.738 kN≤0.7×βhs×ft×A0=1，457.616 kN，柱与基础交接处受剪承载力满足要求。

阶梯形基础—基础变阶处截面受剪承载力：

βhs=1，计算所得：

A0=by1×h01=2000×500=1000000mm2

Vs=604.413×2×（2/2-1.2/2）=483.530 kN

0.7×βhs×ft×A0=0.7×1×1.43×1000000/1000=1001.000 kN

Vs=483.530 kN≤0.7×βhs×ft×A0=1001.000 kN，基础变阶处受剪承载力满足要求。

4.4基础底板弯矩及配筋计算

Pmax=1.35×（Fk+Gk）/A×（1+6×e/b）=1.35×（1790.85+0）/（2×2）×（1+6×0.000/2）=604.413 kPa

Pmin=1.35×（Fk+Gk）/A×（1-6×e/b）=1.35×（1790.85+0）/（2×2）×（1-6×0.000/2）=604.413 kPa

p=604.413+（2000-695.5）×（604.413-604.413）/2000=604.413 kPa

a1=（2000/2-609/2）/1000=.6955 m

MI=1/12×a12×［（2×l+a`）×（pmax+p-2×G/A）+（pmax-p）×l］=1/12×.69552×［（2×2+.609）×（604.413+604.413-2×1.35×0/4）+（604.413-604.413）×2］=224.586 kN·m

MII=1/48×（l-a′）2×（2×b+b`）×（pmax+pmin-2×G/A）=1/48×（2-.609）2×（2×2+.609）×（604.413+604.413-2×1.35×0/4）=224.586kN·m

AsI=MI/（0.9×fy×h0）=224.586×1000000/（0.9×360×950）=730 mm2

檢查底板X方向是否满足最小配筋率要求：

Asmin=1520000×.15/100=2280mm2

因为AsI< Asmin，AsI=2280 mm2

单位面积配筋：AsI=2280/2=1140 mm2/m

AsII=MII/（0.9×fy×h0）=224.586×1000000/（0.9×360×950）=730 mm2

检查底板Y方向是否满足最小配筋率要求：

Asmin=1520000×.15/100=2280 mm2

因为AsII< Asmin，AsII=2280 mm2

单位面积配筋：AsII=2280/2=1140mm2/m

4.5基础顶面局部受压承载力计算

Fl=1.35×Fk=1.35×1790.85=2417.6475 kN

Al=at×bt=609×609=370881 mm2，at≥bt

Ab=bt×3×（bt×2+a）=609×3×（609×2+609）=3337929 mm2

βl=（Ab/Al）1/2=（3337929/370881）1/2 =3.000

βc=1.000

1.35×βc×βl×fc×Aln=1.35×1.000×3.000×14.3×370881/1000=21，479.573 kN

因为Fl≤1.35×βc×βl×fc×Aln，基础顶面局部受压承载力满足要求。

5结束语

对一上跨高速公路重约688 t的轨道交通35 m简支箱梁现浇支架关键技术进行研究。主要对其现浇支架进行布跨及受力分析，根据承载力及形变理论分析结果，得出合理的贝雷梁现浇支架跨度布置以及贝雷梁数量。接着对现浇支架进行空间有限元整体分析，对构件的强度、刚度、稳定性分别作了详细计算，揭示了杆件局部危险部位。最后对钢管立柱下的地基以及基础进行承载力计算。研究所得成果能够科学正确地指导支架设计与施工，为大跨度简支桥梁施工提供安全保障。

参考文献

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