現澆梁梁柱式支架優化設計

李立國 （中鐵十七局集團第三工程有限公司，河北 石家莊 050081）

1 工程概況

1.1 梁截面形式

截面類型為單箱單室等高度簡支箱梁，兩端頂板、底板及腹板局部向箱體內側加厚。具體截面形式見圖1。

圖1 箱梁截面圖(1:50)

1.2 支架形式

小縱坡(4.8‰)現澆簡支箱梁支架采用梁柱式支架，支架結構從上向下依次為1.5cm竹膠板、10cm×10cm方木I10分配橫梁、貝雷梁、2I40a工字鋼橫梁、鋼管墩、樁基礎。竹膠板下10cm×10cm方木間距：腹板下10cm，底板下20cm，I10分配橫梁間距60cm。鋼管墩采用Φ530mm，壁厚10mm螺旋管。本次主要優化了底板區域下的貝雷梁設計，將兩組間距90cm的貝雷梁優化為1組間距為1.35m的貝雷片，具體支架形式見圖2支架布置圖。

圖2 支架布置圖

2 荷載及主要參數

2.1 荷載

依據局勘察設計院給出的《動車走行線跨鐵科研環線特大橋14#～16#墩24m簡支梁現澆支架計算書》，確定翼板、腹板及底板下的貝雷所受荷載，如表1所示。

貝雷梁受力取值表（單位：kN/m） 表1

2.2 主要參數

采用極限狀態法，材料設計強度如下：

① Q235鋼：[σ]235=215MPa，[τ]235=125MPa；

②Q345鋼（貝雷片）：[σ]345=310MPa，[τ]345=180MPa。

結構剛度限值：撓跨比1/400。

3 模型的建立和運算

3.1 建立貝雷梁及雙拼工字鋼橫梁的Midas模型

①定義好模型所用的材料和截面。

②按貝雷片的結構尺寸建立節點，連接節點建立單元。單片貝雷的模型如圖3所示。

③復制建立完整貝雷梁模型，如圖4。

圖3 單片貝雷模型

圖4 整體貝雷模型

④釋放梁端約束，如圖5所示。

圖5 釋放梁端約束

⑤建立雙拼工字鋼橫梁模型，并添加剛性連接。如圖6所示。

圖6 貝雷梁與下橫梁間的剛性連接

⑥添加邊界條件。每根雙拼工字鋼的邊界條件按照多跨連續梁的思路添加，同時考慮到由于鋼管立柱順橋向連接系焊接完成后承受荷載時會產生順橋向的位移，邊界條件如圖7所示。

圖7 邊界條件

⑦建立荷載工況，添加荷載。如圖8所示。

圖8 添加完荷載的貝雷梁

3.2 結果分析

貝雷梁模型的計算結果如圖9、圖10所示。

圖10 雙拼工字鋼橫梁的計算結果

結論：①如圖9所示，貝雷梁最大組合應力f=277.77MPa ＜[σ]345=310MPa，滿足要求，最大組合應力主要集中分布在第二根、第三根雙拼工字鋼橫梁與貝雷梁相接的位置及相鄰桿件；

最大剪力τ=161.97 MPa＜[τ]345=180MPa，滿足要求，最大剪力集中分布在跨中部位貝雷梁與雙拼工字鋼相接的銷釘附近的桿件處；

最大位移l=8.99mm＜l/400=24000/400=60mm，滿足要求，由于四根雙拼工字鋼橫梁將整組貝雷梁分為一小兩大三部分，最大位移出現在第一二根、第三四根雙拼工字鋼橫梁之間的跨中部位。

②如圖10所示，雙拼工字鋼橫梁最大組合應力f=111.94MPa ＜[σ]235=215MPa，滿足要求，應力集中分布在鋼管立柱與雙拼工字鋼接觸的部位，其中跨中部位的兩排立柱中各自的第二三根鋼管立柱與雙拼工字鋼橫梁接觸位置的應力最大；

最大剪力τ=74.73MPa＜[τ]235=125MPa，滿足要求，最大剪力主要分布在雙拼工字鋼橫梁與鋼管立柱接觸的位置。

最大位移l=3.25mm＜l/400=13800/400=34mm，滿足要求。最大位移出現在腹板下的雙拼工字鋼橫梁的跨中部位。

4 貝雷梁結構優化

現階段使用的鋼管貝雷梁支架由14片貝雷片組成，14片貝雷片分為6組，組與組之間的間距依次分別為1.35m、0.9m、0.9m、0.9m、1.35m，依次在搭設過程中存在貝雷梁拼裝吊裝時間長，貝雷片之間的距離復雜定位難的問題。為解決該問題，對貝雷梁結構進行優化。

4.1 優化依據

如圖9所示，貝雷梁最大組合應力集中分布在貝雷梁與雙拼工字鋼橫梁相接觸的位置，其中跨中貝雷梁與雙拼工字鋼橫梁相接觸的位置的應力最大且集中（即圖9中藍色、紅色和橙紅色的部位），而貝雷梁其他部位的應力遠小于Q345鋼材的允許應力（即圖11中綠色和黃色的部分）。由此可以對現使用的貝雷梁結構進行優化。

4.2 優化方案

調整箱梁底腹板下貝雷組片之間的間距，使底板下貝雷片數量減少為12片，12片貝雷梁分為5組，組與組之間的間距均為1.35m，如圖12所示。

4.3 方案檢算

4.3.1 確定荷載

依據局勘察設計院給出的《動車走行線跨鐵科研環線特大橋14#～16#墩24m簡支梁現澆支架計算書》和動車走行線跨鐵科研環線特大橋簡支箱梁施工圖，確定荷載分布如表2、表3所示。

強度荷載 表2

剛度荷載 表3

4.3.2 橫向分配梁檢算

橫向分配梁采用I10工字鋼，順橋向布置，間距60cm。其跨度為貝雷之間的距離，按照多跨連續梁計算。梁端支座區域其計算結果如圖13所示，跨中截面計算結果如圖14所示。

圖13 梁端支座區域橫向分配梁計算結果

圖14 跨中截面橫向分配梁計算結果

結論：

橫向分配梁的最大組合應力f=137.73MPa＜[σ]235=215MPa，滿足要求；

最大剪力 τ=103.67MPa＜[τ]235=125MPa，滿足要求；

最大位移l=3.25mm＜l/400=13800/400=34mm，滿足要求。

支座反力：橫向分配梁的支座反力即為貝雷梁的受力，計算顯示，各截面下同一組貝雷梁中各貝雷片受力不均勻，由于每組貝雷梁的貝雷片之間采用花架連接，因此，對于翼板、腹板及底板下的貝雷所受荷載，取其算術平均值，貝雷梁受力如下表4。

支座反力表 表4

4.3.3 貝雷梁及雙拼工字鋼橫梁檢算

參照“章節4.1.建立貝雷梁及雙拼工字鋼橫梁的Midas模型”所述的方法再次建立優化后的貝雷梁及雙拼工字鋼橫梁的Midas模型，進行檢算，模型如圖15所示，計算結果如圖16、圖17所示。

結果分析：

①如圖16所示，貝雷梁最大組合應力 f=2767MPa＜[σ]345=310MPa，滿足要求；雖然最大組合應力變化不大，但是貝雷梁各個桿件的受力大大增加即圖17中黃色和藍色部分（黃色和藍色代表的應力值均在100MPa以上）。

圖15 貝雷梁及雙拼工字鋼橫梁的模型

圖16 貝雷梁及雙拼工字鋼橫梁的計算結果

圖17 雙拼工字鋼橫梁的計算結果

貝雷梁最大剪力τ=166.62 MPa＜[τ]345=180MPa，滿足要求；同樣貝雷梁各個桿件所受剪力也有所增加，但仍在允許范圍之內。

貝雷梁最大位移l=7.98.mm＜l/400=24000/400=60mm，滿足要求；

②如圖17所示，雙拼工字鋼橫梁的最大組合應力f=84.98MPa ＜[σ]235=215MPa，滿足要求，由于減少了兩片貝雷片，減小了現澆梁支架的自重，所以雙拼工字鋼橫梁的組合應力有所減小。

雙拼工字鋼橫梁最大剪力τ=84.11MPa＜[τ]235=125MPa，滿足要求；雙拼工字鋼所受剪力也有所增加，同樣是在雙拼工字鋼橫梁與鋼管立柱接觸的位置建立較大。

雙拼工字鋼橫梁最大位移l=2.2mm＜l/400=13800/400=34mm，滿足要求，同樣由于減少了兩片貝雷片，調整了貝雷片的間距，導致支架自重減少，從而減少了雙拼工字鋼的受力以及下垂撓度，增加了支架的穩定性。

4.3.4 鋼管立柱及地基承載力的檢算

鋼管立柱及地基主要承載現澆梁自重、模板自重、現澆梁支架自重及人員機具荷載。由減少了一組貝雷片，調整了貝雷片的間距，從而減少了現澆梁重，使鋼管立柱受力減小，所以在鋼管立柱的布置方式及地基處理方式不改變的情況下，鋼管立柱和地基承載力滿足要求。

5 結論

經過檢算貝雷梁、雙拼工字鋼橫梁、鋼管立柱的強度、剛度、穩定性均滿足要求，同時地基承載力滿足要求，優化方案可行。通過調節貝雷片之間的間距，減少了兩片貝雷片的使用，減少了支架的自重，節省了工程材料，節約了拼裝、吊裝貝雷梁的時間，可以大大加快施工進度。