西外環高速現澆箱梁門式支架結構設計與優化

朱 龍

(山西建設投資集團有限公司，山西 太原 030002)

0 引言

在現澆橋梁跨線施工中，為不影響下穿道路的交通運行通常采用門式支架代替滿堂支架[1,2]。門式支架的結構設計是否滿足強度、剛度和穩定性要求，對橋梁施工結構安全至關重要[3]。

1 工程概況

天津市濱海新區西外環高速公路(津漢公路—海景大道)工程第九標段津塘公路分離式立交橋全長1 107.25 m，在K19+918處與津塘公路相交，自北向南上跨公路，交角87°。該處津塘公路路面高程為0.310 m，梁底高程為10.485 m，凈空10.175 m。

主線18號～21號左、右幅跨越津塘公路中心橋引路處，形式為(45+65+45)m三跨現澆梁，梁高2.8 m～3.8 m，跨越津塘公路橋梁為65 m中跨。箱梁第二跨采用鋼貝雷架搭設支架，預留通道。其余部分采用碗扣式滿堂支架。墩位與津塘公路路肩的距離約為7 m。現狀津塘公路為雙向四車道，總寬51 m。跨津塘公路現澆梁的19號、20號墩基礎在公路邊線外，施工基本不影響道路的正常通行，如圖1所示。

2 支架方案設計

2.1 箱梁結構

主梁結構型式采用預應力混凝土現澆箱梁，橋寬20 m，梁高1.9 m，截面為單箱四室。箱梁頂板厚為0.25 m，底板厚為0.22 m，腹板厚為0.5 m，兩側翼緣板懸臂長度為2 m。

2.2 滿堂支架系統

碗扣式滿堂支架體系由支架地基基礎、φ48×3 mm碗扣立桿、橫桿、斜撐桿、可調節頂托、12 cm×10 cm方木墊板其長度不少于兩跨間距做底托，[10槽鋼做橫向分配梁、10 cm×10 cm木方縱向分配梁；模板系統由側模、底模、內模、端模等組成。為了提高碗扣支架的整體穩定性，在支架內設置剪刀撐，橫橋向和縱橋向每隔3 m～5 m布置豎向剪刀撐，水平面步距3 m～5 m布置水平剪刀撐，剪刀撐角度取值45°～60°。

2.3 門式支架系統

考慮到施工期間機動車通行需求，主墩間行車道位置設置梁式支架[4]。支架立柱采用φ527×10鋼管，立柱縱橋向間距2×8.85 m，橫橋向間距2.2 m，立柱高5 m；鋼管立柱底部設置混凝土條形基礎，頂部設置分配梁，分配梁從下至上，分別為雙拼Ⅰ40a工字鋼、貝雷梁、竹膠板d=15 mm,10號雙槽，見圖2。

3 模型建立驗算

1)考慮腹板處箱梁混凝土自重：Q1=49.4 kN/m2，頂底板處：Q1=25.22 kN/m2。

主梁(10號單槽鋼)、次梁(10 cm×10 cm方木)及支撐模板(15 mm竹膠板)(含箱梁內鋼模板)在腹板處：1.146 2 kN/m2；頂底板處：0.956 5 kN/m2。

2)支架最大高度按15 m考慮則：

腹板處，h×la×lb=1.2×0.9×0.3 m。

Q2=1.146 2+15×(1.2+0.3+0.9)×4.89×

10-4×78.5/(0.3×0.9×1.2)=5.411 kN/m2。

頂底板處：h×la×lb=1.2×0.9×0.6 m。

Q2=0.956 5+15×(1.2+0.6+0.9)×4.89×

10-4×78.5/(0.6×0.9×1.2)=3.356 kN/m2。

3)施工人員及設備荷載標準值：Q3-1=1.0 kN/m2；振搗混凝土時產生的荷載標準值：Q3-2=2.0 kN/m2。

4)風荷載，根據JGJ 166—2008，作用于模板支撐架上的水平風荷載標準值，按下式計算：Q4=Wk=0.7×μz×μs×W0=0.7×1.13×0.8×0.35 = 0.221 kN/m2。

作用在門式支架上層立桿的荷載按分塊計算，見圖3。

則每排方木頂荷載計算結果如表1所示。

表1 方木頂支撐荷載

施工荷載:q7=0.6 kN/m。

除2號、10號區斜模板上的方木手算加載，其余位置方木的自重在計算模型中按實際情況考慮，在此不做單獨計算。

考慮到斜撐、立桿托撐、底座等荷載，結構自重乘以1.2考慮計算。

支撐墩柱的地系梁采用C30素混凝土澆筑。

采用Midas Civil建立模型，考慮結構自重、施工荷載，按梁單元荷載施加于立桿頂端，墩底采用，固結整體模型如圖4所示。

結果顯示，貝雷梁最大正應力為267.8 MPa，最大剪應力為192.9 MPa，見圖5，圖6。而Q345(16Mn)鋼允許彎曲正應力為275 MPa，允許剪應力為160 MPa。地基承載力不滿足要求，見表2。

建議：1)采用12 cm ×12 cm方木墊板替換原有的12 cm×10 cm方木墊板(調整后268.9 kPa<300 kPa)。2)考慮到施工誤差和材料不均勻性，建議適當增加橫桿，減小立桿頂自由長度或減小立桿水平間距，使立桿滿足25%的安全儲備。3)對貝雷梁中支點支撐進行優化。

表2 門式支架計算結果統計表

4 貝雷鋼架支撐條件研究

本設計計算門式支架中的貝雷架采用標準雙Ⅰ40a支撐，通過定制改良的雙Ⅰ40a支撐，中支點支撐見圖7。

按改良雙Ⅰ40a的尺寸貝雷架支撐軸線比雙Ⅰ40a尺寸寬(300 mm>284 mm)，貝雷梁應力計算結果詳見表3。

表3 貝雷架應力 MPa

通過定制改良的雙Ⅰ40a支撐，貝雷架的應力均滿足要求。由此可看出貝雷架的支撐條件對貝雷架的受力影響較大，設計中應考慮貝雷架的支撐鏈接位置的處理，盡量采用中心傳力體系。

通過蓋梁后得整體分析可以得到計算結果如表4所示。

表4 門式支架計算結果統計表

由計算結果可知，雙槽鋼[10、單槽鋼[10、方木最大變形依次為3.9 mm,4.6 mm,4.6 mm，超出規范要求，主要為貝雷梁累計變形(3.8 mm)引起，扣除累計變形后依次為0.1 mm,0.8 mm,0.8 mm，相對位移滿足規范限制要求。施工過程中可增加貝雷架剛度減小上部結構變形，但成本較高。建議在施工時，可在現有結構上設置預拱等措施，以保證主梁線性、設計標高和梁底標高。

5 結論和建議

通過采用貝雷架的方式建立門式框架以保證施工要求和下方道路通行。采用Midas Civil建立整體分析模型有以下結論和建議：1)在貝雷架設計中支撐條件對結構應力影響較大，建議采用軸心傳力體系；2)貝雷架上方的槽鋼、方木變形較大超出規范要求，但相對位移在規范限值以內；3)為滿足施工要求對變形較大的位置可采用增大貝雷架剛度或對槽鋼、方木采用預拱措施；4)支架搭設過程中應高預壓以消除支架非彈性變形，同時測量彈性變形的數值，為預拱度設置提供依據；5)考慮到施工誤差和材料不均勻性可增加貝雷架的片數或增加貝雷架剛度的措施，將貝雷架的應力控制在設計容許值的75%以內，即不少于25%的安全儲備。由此可見，結構強度、變形的超限情況對該種結構的穩定性影響之大，通過優化為箱梁現澆施工順利進行奠定了基礎。