高大跨連續剛構懸澆掛籃改造升級與應用

萬國鋒

(中國鐵建昆侖投資集團有限公司 四川成都 610000)

1 工程概況

云南省某工程高墩大跨連續剛構為95.95 m＋180 m＋95.95 m三向預應力結構。箱梁0＃塊長度為12 m，梁段長度和梁段數量從1＃塊到跨中依次為3.0 m(8塊)、3.5 m(10塊)、4.0 m(6塊)，共24 個對稱節段，懸臂總長度達83 m。在未考慮施工荷載的情況下，1＃塊梁段為最重梁段，控制重量為2 983.4 kN。

箱梁頂板寬度9.5 m，底板寬度5.25～6.25 m，箱梁高度4.6～13.8 m，翼緣板懸臂長1.625～2.125 m。所用掛籃為經改造設計、曾在中南通道蔚汾河特大橋使用過的菱形掛籃。剛構支座處箱梁斷面見圖1。

圖1 剛構支座處結構斷面(單位：mm)

2 改造前既有鐵路掛籃結構

既有鐵路掛籃由4部分組成，分別為主構架、行走裝置、底模架、后錨裝置。原有掛籃結構見圖2。掛籃自重70 t，適應寬度13.80 m，高度5.50～9.50 m，澆筑節段3.0～4.5 m，設計最大懸澆荷載為240 t。

圖2 改造前中南通道掛籃(單位：mm)

(1)主構架

掛籃主桁架為兩個三角形組合而成的菱形結構，主桁架各桿件均采用兩根36b槽鋼組合對接焊接而成的“口”字形結構。桁架各桿件之間通過φ90 mm大鋼銷連接，材料為40Cr調質。主構架結構自重為16 t。節點板孔壁厚度均為41 mm，銷孔直徑為91 mm。主構架前上橫梁長度為10.0 m，重量2.8 t，采用兩根56b工字鋼組合對接焊接而成的箱形結構[1]。

(2)行走裝置

既有掛籃走行系統由三部分組成，分別為走行軌道梁、液壓油缸、錨固扁擔梁[2]。每根軌道長10.5 m，由25 mm和20 mm鋼板組焊為Ⅱ型斷面，在箱梁腹板處采用φ32豎向精軋螺紋鋼通過錨固扁擔梁將走行軌道梁錨固。

(3)底模架

既有掛籃底模架由三部分組成，分別為底模前后橫梁、底模縱梁、底模模板[3]。底模縱梁長度為5.53 m，選用HN400×200×8/13熱軋H型鋼。前后下橫梁之間采用14根縱梁共同承受箱梁底模板荷載。前后下橫梁分別設置4個和6個吊點，分別采用36b和40b槽鋼組合對接焊接而成的“口”字形結構[4]。

(4)后錨系統

后錨裝置采用3根后錨扁擔安裝于主構架后端點上，利用6根φ32精軋螺紋鋼一端連接后錨扁擔，一端錨固在混凝土梁頂板上。

3 掛籃升級改造設計

由于本工程采用上下雙室結構，既有鐵路掛籃難以滿足本工程剛構懸臂澆筑施工要求，因此需對中南通道蔚汾河特大橋鐵路掛籃進行升級改造。

3.1 懸澆部分箱梁結構對照分析

中南通道蔚汾河特大橋箱梁為單箱單室變截面變高度結構，結構簡單，便于懸臂澆筑施工。本工程連續剛構箱梁結構為上下雙室變截面變高度箱梁，結構復雜，大大增加了懸臂澆筑施工難度，其結構尺寸對照分析見表1。

表1 箱梁結構對比分析

對比分析可以看出，蔚汾河特大橋的橋跨布置遠小于本工程，本工程連續剛構箱梁結構高度、最大節段重量均大于蔚汾河特大橋，因此既有鐵路掛籃無法滿足本工程施工要求，需要對既有鐵路掛籃進行優化改造升級。

3.2 掛籃改造

根據對比分析，由于本工程梁段高度及重量均大于蔚汾河特大橋，因此需要對既有鐵路掛籃進行改造。

3.2.1 主縱桁梁

(1)前上橫梁

前上橫梁改造時，將同材質、等截面H型鋼對接組焊接長，接長后長度為8.96 m。焊縫處通過綴板補強，內設加勁鋼板，中間采用長0.48 m的 25c連接。兩片主桁架通過前上橫梁連接為框架結構，并在前上橫梁上安裝安全防護欄桿以保證操作人員作業安全[5]。

(2)橫聯(豎聯)

既有鐵路掛籃橫聯為桁架結構，每片4節，每節長度1.4 m。斜桿采用2 14槽鋼及12 mm節點板組合對接焊接成的封閉結構，上下弦桿采用2 14槽鋼組合對接焊接形成箱形結構[6]。改造過程中，先取掉橫聯一端鋼銷，變為與原結構相同的綴板連結體系，然后取下端部下弦桿，更換為4節長度932 mm的上下弦桿。橫聯改裝見圖3。

圖3 橫聯改造(單位：mm)

(3)外滑梁

將吊梁尾端割除1.2 m，再將吊梁的兩根橫梁割除，同時增加兩根橫梁，長度為88 mm，并和吊梁周邊焊接。吊梁中間部位的橫梁上下各需要增加一塊12 mm厚的鋼板，規格為(562×190×12)mm。將其和吊梁、橫梁進行周邊焊接，焊縫高不小于8 mm。吊梁中間部位的橫梁中部需要同原設計一樣有一個φ40 mm的孔用于穿過精軋螺紋鋼，橫梁內的筋板與原設計一致。外滑梁的改造見圖4。

圖4 外滑梁改造(單位：mm)

(4)主構架穩定措施

3.2.2 底模架

底模縱梁選用同等材質、同等截面H型鋼滿焊接長，接縫處采用綴板補強，并增設加勁肋板。因承重需要縱梁數量升級為14根，其中8根長度6.83 m，6根長度5.83 m，長出來的部分上鋪設橫向工字鋼及模板作為施工平臺[8]。

前后下橫梁按照箱形結構重新加工，箱形結構采用兩根HN400×200×8/13的H型鋼組合對接焊接而成[9]。前橫梁長7.44 m，后橫梁長8.58 m。前后下橫梁分別布置4個和6個吊點，橫梁吊點均采用兩邊精軋螺紋鋼筋連接＋中間鋼板吊帶連接，其中前下橫梁為兩邊各有1根精軋螺紋鋼筋連接＋中間2根15 000×200×30 mm Q345B鋼板吊帶連接；后下橫梁為兩邊各有2根精軋螺紋鋼筋連接＋中間2根(5 500×200×30)mm Q345B鋼板吊帶連接。

3.2.3 后錨裝置

主構架后端點設置后勾輪反勾在行走軌道頂板下緣，每片主桁架后端點兩側各利用3根φ32精軋螺紋鋼通過后錨扁擔錨固。

3.2.4 行走系統

中南通道蔚汾河特大橋所使用的后鉤輪為單輪結構，而本工程掛籃結構總重約110 t，比蔚汾河特大橋所用掛籃重30 t，經驗算后鉤輪單輪軸承接近抗壓極限，故將本工程掛籃后鉤輪改造為雙輪。因本工程剛構掛籃噸位大，故而在掛籃行走過程前，設置掛籃防護板[10]。此外，軌道不需要重新加工。

4 掛籃結構檢算和現場試驗驗證

4.1 掛籃整體結構檢算

結構驗算采用容許應力法。各種熱軋普通工字鋼、熱軋普通H型鋼以及槽鋼、鋼板等均采用Q235B材質。由于是臨時結構，因此其拉壓容許應力按150 MPa確定，其余特殊材質的Q345B鋼板容許應力按210 MPa確定[11]。主構架結構計算簡圖見圖5。

長期不活動將導致骨骼肌的丟失、體弱、酸血癥、胰島素抵抗及血栓形成等并發癥，并將導致工作能力的下降。早期活動可以減少胸部并發癥及減少不活動引起的胰島素抵抗；聯合早期下床活動及營養支持，將改善肌肉強度。研究發現，術后早期活動與ERAS的成功與否顯著相關[2]。相反，術后第1天不能早期下床活動，可能是由于鎮痛不足、持續的靜脈輸液、留置盆腔引流管、患者的動力及合并疾病等因素所導致。有研究發現，不能下床活動是影響ERAS依從性及延長住院時間重要因素之一。

圖5 主構架結構計算簡圖(單位：mm)

(1)應力檢算

主構架前端作用力:

分析得到后支點反力:

各桿件內力分別為:

所以各截面的正應力為:

(2)BC桿穩定性驗算

查表得:

(3)后錨驗算

在懸臂澆筑作業時，掛籃通過6根精軋螺紋鋼錨固于走行軌道梁上，走行軌道梁通過4根精軋螺紋鋼錨固于箱梁腹板內，因此其錨固力為:

[N]＝4×500＝2 000 kN

主構架后支點反力R＝932.1 kN

錨固安全系數:

掛籃主構架前端撓度為:

fmax＝0.021/1.08＝0.019 m

通過各項計算數據表明，升級改造后掛籃整體結構滿足使用要求。

4.2 改造桿件檢算

改造后桿件除驗算其強度及剛度外，還需對連接耳板處鋼銷進行檢算。

(1)前上橫梁

前上橫梁重量3.24 t(含施工荷載)，長度為9.0 m，則其均布荷載按0.36 t/m計算。圖6中的荷載是兩根H型鋼共同承受的荷載，進行結構檢算時用單根進行計算，荷載則用全荷載，計算結果中的應力及變形值均除以2得出實際值。經驗算，前上橫梁豎向位移及最大應力均滿足要求。

圖6 1/2前上橫梁受力簡圖(單位：mm)

(2)前、后下橫梁

在掛籃走行過程中，掛籃底模自重按20 t考慮，底模后橫梁承受10 t，底模共設置16根縱梁，因此每根底模縱梁支反力為0.7 t。

在澆筑作業過程中，每根縱梁傳遞的集中荷載分別為12 t和8.8 t，加上底模自重，計算荷載分別為 12.7 t和 9.5 t。

采用單根HN400×200×8/13的H型鋼進行計算，則其計算應力和變形值均除以2得出實際應力和變形。受力簡圖見圖7。經驗算，后下橫梁豎向位移和最大應力均滿足要求。

圖7 1/2后下橫梁受力簡圖(單位：mm)

底模前橫梁承受底模縱梁傳遞的集中荷載分別為7.3 t和5.3 t，再加上0.7 t的底模自重，則計算荷載分別為8.0 t和6.0 t。同樣采用單根HN400×200×8/13的H型鋼進行計算，其計算應力和變形值均除以2得出實際應力和變形。受力簡圖見圖8。經驗算，前下橫梁豎向位移和最大應力均滿足要求。

圖8 1/2前下橫梁受力簡圖(單位：mm)

(3)外滑梁

外滑梁的強度和剛度驗算與前后下橫梁相同，利用同等規格材質的精軋螺紋鋼分別與前上橫梁和箱梁頂板連接。經檢算，外滑梁的豎向位移及最大應力均滿足要求。

4.3 現場試驗驗證

開展現場載荷試驗對掛籃正式安裝使用至關重要，通過載荷試驗測量得出掛籃的彈性及非彈性變形量值，為箱梁立模標高量的確定提供依據。

將對稱平放的掛籃主桁架采用精軋螺紋鋼通過扁擔梁進行錨固，然后在其后端點采用液壓油缸的加載方式實現頂升。加載荷載值為最大后錨反力，即97.2 t，加載分5次進行。

初始加載至10 t→第二次加載至40 t→第三次加載至70 t→第四次加載至90 t→第五次加載至97.2 t(含1.2倍系數)。

通過荷載試驗，得出菱形桁架的總體變形為26 mm，塑性變形為12 mm，彈性變形為14 mm，在理論計算允許誤差范圍內。試驗結果表明，結構在壓力作用下呈現兩階段變形，第一階段為塑性變形，第二階段為彈性變形，變形量與荷載呈正比例線性增長趨勢。

5 結束語

結合本工程實際情況和結構特點，對既有鐵路掛籃進行升級改造。升級改造后效果明顯，一是大幅降低了掛籃重新制作的生產成本，提高了周轉使用率，經濟效益顯著；二是升級改造時間短，大幅度縮減了新制掛籃的制作周期，工期有保證。