高速鐵路800t/32m型節段拼裝架橋機靜載試驗研究*

李京躍，張久明，朱建平，宋合財，郜衛東

（中國建筑土木建設有限公司，北京 100071）

0 引言

預應力混凝土節段箱梁是將梁體在縱向劃分為若干節段進行工廠預制、現場拼裝的施工工藝，可良好地適應環境保護和橋下通行等方面的要求，已越來越廣泛地被應用于現代高速鐵路橋梁的建設中［1］。該工藝是在節段預制完成后，采用節段拼裝架橋機進行懸掛架設，張拉臨時預應力并拼裝形成整孔箱梁，最后進行高位整孔張拉、壓漿并落梁。限于節段拼裝過程中技術工況的復雜性，較整孔箱梁提運架設備而言，節段拼裝架橋機主梁、支腿等構件的應力分布、位移變化等影響因素較多。

為保障節段拼裝架橋機的安全運行，需探尋其在各種工況下的應力分布規律、位移變化趨勢等。安志剛［2］等以我國首臺高速鐵路100 t運架一體機為研究對象，測試其提運架、過孔、架梁3種工況下的架橋機結構應力及變形。Partov D.［3］等測試了168 m雙桁架節段拼裝架橋機的應力及變形性能，該試驗方法考慮了主梁架設時的控制工況，主梁桁架接頭處下弦桿軸向剛度的增加對主梁撓度的影響，并成功應用于保加利亞He?mus高速公路60 m跨度的節段架設中。上述內容都是針對架橋機架設時的關鍵工況或控制工況進行研究，即僅測試所有節段架設完畢后的技術工況。故均不考慮節段在拼裝過程中的荷載分布，且只考慮主梁的應力與變形，主梁各點、支腿等構件的應力與變形不能綜合考慮。

目前關于節段匹配與拼裝架設的研究中，均聚焦于施工工藝與線形控制技術等［4-6］，對于節段梁拼裝架橋機的靜載試驗方法，目前相關研究內容較少，節段拼裝過程中架橋機各階段偏載工況下的應力分布規律與變形趨勢難以掌握，這就無法準確評定架橋機的工作性能。本論述以中泰高速鐵路項目800 t/32 m節段拼裝架橋機為研究對象，試圖探索能夠綜合反映節段拼裝過程中不同施工階段下架橋機受力、變形性能的試驗方法，為節段拼裝架橋機的性能評估提供依據。

1 試驗方法的確定

1.1 800 t/32 m節段拼裝架橋機概述

800 t/32 m節段拼裝架橋機是箱型空腹桁架空間結構，適用于預應力混凝土節段32 m及以下簡支箱梁的拼裝、架設、張拉。主要技術參數見表1所列。該架橋機由雙箱梁及聯系梁組成的主梁、四條支腿、起重小車、落梁機構、中間吊掛架、電氣液壓系統等組成。四條支腿支撐主梁，起重小車在主梁內側軌道上移動，落梁機構及中間吊掛架布置在主梁頂面。圖1為架橋機總體結構圖。節段拼裝過程中，架橋機支腿與主梁分別承受了不同階段的偏載作用，最大節段偏載重量可達57 t。因此，節段拼裝架橋機的靜載試驗需充分考慮節段懸掛的過程，以及主梁及支腿的極限承載能力，撓度允許值等。

圖1 架橋機總體結構圖

表1 架橋機主要技術參數

1.2 節段拼裝架橋機施工階段工況分析

節段拼裝架設的施工工藝如圖2所示，架橋機主要空間姿態的變化是在過孔和懸掛節段、張拉這幾個階段。架設過程中，架橋機的主要工況分為以下3種：（1）空載狀態，將架橋機各構件安裝完成后，準備懸掛各節段前，此時架橋機主要受自重作用；（2）架設狀態，前后主支腿支撐主梁，起重小車依次提起梁體節段塊并懸掛于落梁機構及中間吊掛架下方，在懸掛過程中，主梁與支腿依次承受各個節段在不同懸掛位置的偏載作用，待各節段懸掛完成后，起重小車與吊掛架配合進行梁段的對位、膠拼、張拉，一孔梁形成整體；落梁機構將整孔梁提起，中間懸掛卸載并脫空，落梁機構將整孔梁落放到臨時支架就位；準備進行過孔；（3）過孔狀態，主支腿托輪驅動整機前移一孔就位，期間四條支腿配合支撐架橋機自重，利用起重小車主支腿前移。

圖2 節段拼裝架設施工工藝流程圖

1.3 試驗方案的確定

1.3.1 試驗臺座設計

基于常規試驗方法，在節段預制場搭建試驗臺座，該臺座主要由預制方樁與鋼筋混凝土基礎以及混凝土墊石3部分組成，試驗臺座為兩個，中心間距為34.8 m；每個臺座為7 m×7.65 m×2 m+5 m×5.65 m×1.5 m（長×寬×高）的二階鋼筋混凝土結構，混凝土選用C40普通硅酸鹽混凝土，在基礎各階頂、底板布置有縱、橫向分布鋼筋；臺座下均勻布置30根400 mm×400 mm預制方樁，樁長18 m，單樁豎向承載力為550 kN；每個臺座頂部內側設置2個1.5 m×1.1 m×0.35 m（長×寬×高）的鋼筋混凝土支座，支座頂部設置水平筋與豎向箍筋。圖3為試驗臺座及鋼筋布置圖。

圖3 試驗臺座及鋼筋布置圖

1.3.2 試驗內容及測試方法

為測試架橋機在空載、架設、1.25倍重載等工況下以及偏載作用下的復雜受力情形，本次試驗采用節段懸掛及鋼筋配重的加載方式。根據節段拼裝架橋機的額定荷載及節段梁重量，綜合考慮節段懸掛、拼裝、張拉等階段的共計16種工況，確定試驗方案為空載試驗、架梁靜載試驗、1.25倍重載試驗。

（1）空載試驗

空載試驗主要對整機合格性、動作準確可靠性、穩定性進行驗證。

試驗前，必須檢查安全措施是否齊全可靠，起升天車和配重小車及各支腿電機（油缸）各動作是否執行正確，檢查油缸伸縮是否順利，合格后試驗?？蛰d試驗主要測試起升天車在各自行程范圍內全程滿跑、起升、下降及吊具調整動作有效；配重小車前后滿跑走行是否平穩；各支腿的電機縱移過程中整機的走行是否平穩；橫移千斤頂的工作性能等。

（2）架梁靜載試驗

架梁工況下的靜載試驗，以節段拼裝過程中架橋機實際負荷、實際吊裝位置施加荷載，采用現有預制節段梁塊。左右對稱逐節吊裝節段，每懸掛1節后懸空30 min。逐漸加載至13個節段后，懸空24 h；期間測量兩節主梁前主支腿處、主梁跨中、主梁后主支腿處撓度。如未見裂紋、永久變形、油漆剝落或對架橋機的性能和安全有影響的損壞，連接處沒有出現松動或損壞，并確認跨中折算撓度值與設計值相符，即認為本試驗結果良好。各階段荷載情況見表2所列。

表2 架梁工況下各節段加載重量表

（3）1.25倍重載試驗

取架橋機最大起重量的125%為最終加載重量，686.2×1.25=857.8 t，配重采用鋼筋，共計加載6次，分別為3×57 t+57.6 t+2×57 t。分別在加載前、加載171 t、加載342.6 t時測量兩節主梁前主支腿處、主梁跨中、主梁后主支腿處撓度。

1.3.3 測點及布置形式

試驗測試內容主要為架橋機主桁架兩側豎向位移、主梁應變。主梁外部應變采用應變計測量，內部埋置應變計；撓度采用電子水準儀測量，測點布置情況如圖4所示。即2節主梁每節設置三個測點，分別為A1/A2/A3與B1/B2/B3。

圖4 架橋機監測點布置圖

2 基于Midas Civil的架橋機受力分析

通過試驗工況分析可知，主梁及支腿的性能和荷載加載形式是影響結構應力分布與位移變化的主要決定因素。為明確試驗方法的合理性與加載布置方式的安全性，在理論分析的基礎上，利用大型橋梁有限元結構分析軟件midas civil［10］對架橋機主梁及支腿受力進行分析。確定各階段結構的應力與位移。

2.1 模型建立

模型中，架橋機主梁及連接系梁采用板單元模擬，架橋機支腿及導梁連接件采用梁單元模擬，板單元全局尺寸為45 m，梁單元截面尺寸按照等效截面模擬。模型總計43 146個節點、46 548個單元。有限元模型如圖5所示。

圖5 有限元模型

2.2 模型材料及邊界條件

2.2.1 鋼材

主梁、連接系、支腿均為Q345各項同性鋼材，彈性模量為2.06×106N/mm2，材料泊松比為0.3，線膨脹系數1.2×10-5l［/C］，容重7.698×10-5N/mm3。

2.2.2 邊界條件

支腿各桿件間采用釋放梁端約束模擬。主梁與支腿采用剛性連接，約束6個方向。支腿與下部結構一般支承連接，分為兩個類型，分別約束支腿三個方向的平面位置及豎向的轉動。

2.3 有限元模擬結果

2.3.1 空載工況模擬結果

空載狀態下的應力最大值為31.3 N/mm2＜239 N/mm2，最大撓度發生在主梁跨中，為8 mm。

2.3.2 節段拼裝過程模擬結果

拼裝過程中，架橋機主梁荷載-應力/撓度曲線如圖6所示。在節段拼裝過程中，架橋機主梁的應力最大發生在B7節段吊裝完成之后，為196.9 MPa，此時主梁跨中撓度為80.38。根據鋼結構設計與架橋機相關規范［7-9］，此時主梁應力與變形均滿足要求。因吊裝過程中偏載的影響，各階段主梁應力最大值的發生部位均在D1節段與D13節段上方，但應力值仍然有一定的富裕度。

圖6 主梁荷載-應力/撓度曲線

2.3.3 配重加載過程模擬結果

主梁拼裝完成后，為模擬架橋機125%荷載工況下的工作性能，分別按照三次均布荷載施加在主梁板單元上，得到應力與撓度值見表3所列。由表3可知，配重加載過程的均布荷載施加完成后，主梁最大仍然發生在D1、D13節段上方，為225.9 MPa＜239 MPa，此時架橋機已接近應力極限，跨中撓度為92.70 mm＜101 mm（允許值）。因此架橋機在負載125%的額定荷載后，已接近其極限承載能力。在試驗過程中應加大配重加載過程中的監測頻次，并隨時觀察架橋機各部件的外觀性能。

表3 配重加載過程的荷載-應力/撓度模擬情況

3 試驗結果分析與對比

在懸掛階段前，預先進行了全站儀與應力計的校準工作。開始懸掛節段時，先進行空載試驗分析，測試了架橋機各部件的運轉性能后，開始懸掛節段，每節段懸掛完成后，持荷30 min；節段懸掛第一節完成后，主梁撓度開始增加；當加載至B3節段時，主梁跨中撓度與應力開始相對均勻變化；當支腿兩側梁段懸掛節數為奇數時，支腿側應力有明顯變化，當支腿兩側梁段懸掛節數為偶數時，應力均勻分布，但最大值均發生在D節段上方的主梁頂板處；當節段懸掛完成后，持荷24 h，此階段撓度與應力值變化不明顯，節段試驗懸掛過程如圖7所示。開始增加配重鋼筋時，撓度顯著增加，直至試驗完成后，應力計與位移監測數據均勻增加，試驗結束時記錄最大位移與應力值，折算主梁最大應力為218.6 Mpa，較有限元模擬值低7.3 Mpa；位移值為90.4 mm，較有限元模擬值低0.23 mm。

圖7 試驗加載過程

3.1 荷載-撓度變化情況

架橋機主梁跨中截面的荷載-撓度曲線如圖8所示。從圖8可以看出：在不同加載階段，由于荷載增量變化趨勢平均，跨中撓度的變化也呈此趨勢，結構受力較為合理；節段懸掛過程中，實測的主梁跨中撓度變化規律與模擬結果基本相同；但節段懸掛完畢進行配重加載時，實測撓度的增長率出現下降趨勢，三次實測值與模擬值分別存在0.18、0.20、0.23的偏差，最大偏差率為2.5%。究其原因，一方面是鋼筋理論重量與實際重量存在一定程度的偏差，試驗過程中采用的HRBφ20螺紋鋼，理論重量為2.47 kg/m，經過抽樣稱重發現部分鋼筋的實際重量較理論值略低；另一方面，在懸掛節段并持荷24 h后，主梁已發生微小的非彈性變形，在實測過程中，變形值為支腿處變形與跨中變形的折算值，在有限元軟件中始終假設主梁剛度未發生變化。

圖8 主梁跨中荷載-撓度曲線

3.2 荷載-應力變化情況

3.2.1 空載應力分布

空載狀態下實測支腿上方應力平均值為18.1 MPa，跨中應力實測折算值為10.8 Mpa，小于有限元分析結果?？蛰d試驗過程中，主梁應力未發生顯著變化，在測試各構件滿跑、起升、下降等性能的過程中產生的動荷載對主梁應力變化的影響可忽略。圖9為空載狀態下主梁的應力分布情況。

圖9 空載狀態下主梁應力分布情況

3.2.2 加載過程中主梁應力測試結果

測試各階段荷載下的應力變化曲線如圖10所示。由圖10及有限元分析結果可知，吊裝節段過程中的應力測試折算結果與有限元模擬結果之間的偏差均在2.5%以內；因D節段與G節段重量為57 t左右，節段開始吊裝時，應力均勻增加；當開始吊裝B節段時，架橋機應力的增長幅度開始略微減緩；所有節段吊裝完成后，持荷24 h，期間應力同樣無明顯變化。應力增長趨勢與變形類似。增加鋼筋配重時，由于吊裝鋼筋的順序，易發生偏載的情況，但偏載均在10 t以內，此時實測折算的應力值與模擬值偏差較為明顯，但也在10%以內。

圖10 加載過程中主梁應力測試結果

3.2.3 偏載工況下的應力分布

6種偏載工況下實測折算應力值與模擬值見表4所列。在節段拼裝過程中，共出現6次拐點，分別為D1、G2、B3、B4、B5、B6節段吊裝后持荷30 min時，其應力呈現向D節段吊掛架上方處集中的趨勢，待下一節段吊裝后，應力呈現兩側均勻分布。因此，在偏載作用下，除考慮主梁與支腿性能外，尚需對吊掛結構的局部極限承載能力進行測試，保障各節段吊掛架的安全性。

表4 偏載工況下應力分布情況

4 結論

通過有限元分析與試驗測試，對節段拼裝架橋機的應力分布及變形規律進行研究，得到以下結論：

（1）根據試驗結果，主梁及各構件在空載、節段架設、配重加載三個階段的應力、撓度均滿足規范要求；加載至1.25倍荷載時，最大撓度為90.4 mm，最大應力為218.6 mm，已接近承載能力的100%。

（2）按照有限元分析與試驗結果，主梁跨中撓度的變化，實測值與理論值變化趨勢偏差最大值為2.5%，在合理范圍之內；配重鋼筋理論重量與實測重量的偏差、架橋機主梁的非彈性形變影響撓度測試結果，應進行相關測試并在節段預制時留有一定的預拱度。

（3）架橋機主梁的應力分布規律實測值與模擬值的測試結果的偏差均在10%以內，結果合理；節段吊裝過程與加載過程的主梁應力呈現非均勻變化的情況，主要原因為各類型節段的重量不同導致，對架橋機的工作性能無顯著影響。

（4）節段吊裝的偏載工況下，主梁最大應力集中在D1節段上方的主梁底板處，局部最大應力值可達173.9 Mpa，應測試D節段處吊掛結構在偏載作用下的穩定性，保障其結構受力安全。