連續剛構橋懸臂掛籃設計與施工技術

郝建鋒

（中鐵十五局集團第五工程有限公司，天津 300133）

0 引言

掛籃澆筑技術既不需設置其他支撐結構，也不需要采用大型的吊裝裝置，而且施工作業簡便，施工成本低，可以有效保證建筑工程品質。

1 掛籃施工工程簡介

潼榮高速公路瓊江河大橋位于重慶潼南縣太安鄉與田家村的交匯處且與河流呈 75°夾角并橫跨瓊江河；底部構造采取雙肢實心橋墩、承臺樁基礎；橋臺分為樁柱式及重力式橋臺，并采用擴大基礎；上部構造采用（50 m+90 m+50 m）三跨預應力混凝土連續剛構箱梁，箱梁根部高度 5.5 m，跨中梁高度 2.5 m，頂板厚度 30 cm；本橋箱梁高度和底板厚度均按二次拋物線逐漸變化，底板厚度從跨中至箱梁根部由 32 cm 演變為 70 cm，腹板從跨中至箱梁根部分兩段采用 65 cm、4 0 c m 兩種厚度。箱梁箱底寬 6.75 m，翼緣懸臂長 3.0 m，頂板橫向寬 12.75 m［1］。

懸澆節段最大控制重量設計為 1 331 kN，掛籃懸臂澆注箱梁最重塊段為 1# 塊，其重量為 130 t。設計定為每個懸澆“T”梁在縱向方向對稱劃分 10 個節段，箱梁 0 號塊節段長度 12 m（包括墩兩側各外伸 3.0 m 的長度），梁段數量與梁段長度從箱梁根部至跨中分別為 4 m×3.5 m、6 m×4.0 m 兩類，節段懸澆總長為 38 m。

2 本工程掛籃設計結構形式

瓊江河大橋設計使用菱形掛籃，菱形桁片由普通熱軋槽型鋼搭設構成，前橫梁由雙 HN450×200 的熱軋窄翼緣 H 型鋼構成，吊桿采用φ32 精軋螺紋鋼，底籃腹板下縱梁為 HN400×200 的型鋼，底籃前托梁由雙 H N450×20 0 型鋼組成，底籃后托梁雙 HN450×200 型鋼組成。

掛籃主桁體系重 10.6 t（含配件）、前橫梁 3.0 t、吊桿及吊具重 7.5 t、底托結構體系 11.4 t、側模及底模結構 12.0 t、內模 3.0 t、端模 0.5 t（估算）、行走體系 5.3 t，整個菱形掛籃系統總重約 53.3 t，掛籃重與最大號塊的比值為 0.41∶1，滿足設計要求［2］。

瓊江河大橋設計使用菱形掛籃如圖 1 所示。

圖1 瓊江河大橋菱形掛籃結構設計圖（單位：cm）

3 掛籃底籃及吊桿施工時受力計算

3.1 加強縱向梁施工時整體變形值

本工程加強縱向梁以 1# 塊為例，計算縱梁受到負荷影響時的彎曲應力及最大豎向撓度。

1）腹板處混凝土受力荷載。

設計 1# 塊梁段長度 3.5 m，由 3 根加強縱梁共同承受；其中，混凝土動力系數設計為 1.2，人群及機具負荷為 2.5 MPa，混凝土超灌系數設計為 1.05，鋼筋混凝土比重取G＝26 kN/m3，加強縱梁間腹板寬 0.9 m（每邊由 4 片縱梁承擔），箱梁兩端高度分別為 5.510 m 和 4.90 m。

計算得出：q1=（5.510+4.90）×0.9×4÷（2×4）×26×1.05=127.89 kN/m。

2）加強縱梁上的均布荷載。

若底模板重量按 1 kN/m2計，計算得出：

模板荷載為：q2=1×0.9=0.9 kN/m；

傾倒及振搗混凝土所產生的荷載；q3=4×0.9 =3.6 kN/m；

人群及機具荷載為：q4=2.5×0.9=2.25 kN/m；

計算得出：qi=q1+q2+q3+q4=134.64 kN/m。

3）加強縱梁受力時最大彎矩。

考慮到不利施工因素最終系數荷載為：148.62 kN/m；

每根加強縱梁上的均布荷載為：q=qi/n=148.62/3 =49.54 kN/m；

支點反力分別為：RA=（49.54×2.573×2.725/4.44）cos7.8°=77.51 kN；

RB=（49.54×1.868×2.725/4.44）cos7.8°=56.27 kN；

最大彎矩：Mmax=4 9.5 4×2.7 2 5×2.5 7 3÷ 4.44×（0.505+2.725×1.868÷2÷4.44）×cos7.8°= 84.34 kN/m。

4）縱梁受到負荷影響時彎曲應力及整體變形值。

腹板處縱梁選用 H N400×200 的型鋼，截面特性參數為：A=8 412 mm2；Wx=1 185 000 mm3；Ix=237 000 000 mm4。

彎曲應力：σw=M/W=84.34×106÷1 185 000=71.17 MPa ＜f=145 MPa，計算所得數值滿足設計要求。

根據上述計算可得，當縱梁受到負荷影響時的最大豎向撓度=整體變形值 Δ：Δ=6.7 mm＜6 000/400 =15 mm，滿足設計整體變形要求［3］。

3.2 普通縱梁施工時整體變形值

本工程普通縱向梁以 1# 塊為例，計算縱梁在受負載影響時的彎曲應力及最大豎向撓度。

1）普通縱梁上的均布荷載。

設計 1# 塊梁段長度 3.5 m，底板設計荷載由 6 根普通縱梁共同承受，模板按 1 kN/m2重量計，計算得出：

底模板混凝土荷載：q1=（0.921+0.873）×4.9× 4÷（2×4）×26×1.05=120 kN/m；

模板荷載：q2=4.9×1=4.9 kN/m；

施工機械及群體荷載：q3=4.9×2.5=12.25 kN/m；傾倒與振搗混凝土所產生的荷載：q4=（2+2）×4.9 =19.6 kN/m；

普通縱梁上的均布荷載為q i=q1+q2+q3+q4=156.75 kN/m。

2）普通縱梁受力時最大彎矩。

每根普通縱梁上的均布荷載為：q=qi/6=156.75/6 =26.13 kN/m；

支點反力分別為：RA=（26.13×2.573×2.725/4.44）×cos7.8°=40.89 kN ；

最大彎矩：Mmax=26.13×2.725×2.573/4.44× （0.505+2.725×1.868÷2÷4.44）×cos7.8°=44.07 kN/m。

3）縱梁在受負載影響時彎曲應力及整體變形值。

底板處縱梁選用 HN400×200 型鋼，查表得出截面特性參數為：A=8 412 mm2；Wx=1 185 000 mm3；Ix=237 000 000 mm4。

彎曲應力：σw=M/W=50.80×106÷1 185 0 0 0 =42.86 MPa＜f=145 MPa。

根據上述計算可得，縱梁在受負載影響時的最大豎向撓度=整體變形值Δ：Δ=26.13×cos7.8°× 2.725×2.54÷24EIx［（4×4.44-4×2.542÷4.44-2.7522÷4.44）×2.1-4×2.13÷4.44＋（2.1-0.538）4÷2.725÷2.54］=0.67 mm＜6 000/400=15 mm。

計算所得結果滿足設計整體變形要求。

3.3 托架梁施工時受力計算

1）前后托梁分別承擔底部荷載百分比。

根據普通縱梁的計算結果得出：支座反力RA= 40.89 k N，RB=29.68 k N，RB/（RA+RB）=29.68÷（40.89+29.68）×100 %=42 %。

由計算得出，前托梁承擔底部荷載的 42 %，后托梁承擔底部荷載的 58 %。

2）設計腹板處每根底縱梁的集中荷載：77.51 kN，如圖 2 所示。計算得出，后托梁承擔底板處的荷載：（68.56+2.65）×58 %=41.30 kN。

圖2 每根底縱梁受力集中荷載簡圖（單位：kN）

3）前托梁吊桿強度。采用 SM-Slover 計算前托梁受力分析。假設前托梁由腹板兩側吊帶共同承受設計荷載，則每根吊帶所受荷載計算為R，如圖 3 所示。

圖3 前托梁受力荷載簡圖

計算得出：R=186 508.17+81 916.29=268 769.46 N=268.8 kN，當設計吊桿采用φ32 mm 精軋螺紋鋼筋時，驗算吊桿強度σ。

計算得出：σ=R/A=268 769.46÷803.84=334 MPa＜560 MPa，滿足設計要求。

3.4 掛籃倒退時前橫梁受力計算

掛籃倒退時，前橫梁承受負荷=（掛籃底托系統荷載+外側模荷載+提吊系統荷載）×12.5 %，設計沖擊負荷系數取 1.05。根據設計計算得出掛籃倒退時：P=32×10×1.05×12.5 %=42 kN。掛籃倒退時前橫梁受力設計如圖 4 所示。

圖4 掛籃倒退時前橫梁受力設計圖

彎曲應力值：σw=M/W=296.69×106÷2 593 043.520 7=114.42 MPa＜f=145 MPa，滿足設計要求。

最大剪應力：［τ］max=［τ］/A=84×103÷20 215.022 1 =4.16 MPa＜85 MPa，滿足設計要求。

4 掛籃主桁架施工時受力計算

4.1 澆筑 1 號塊時受力計算

1）混凝土重量+超載重量：G=140×10×1.2= 1 680 kN；設計前吊點承受混凝土荷載的 43 %，故計算所得：G1=1 680×43 %=722.4 kN。

2）掛籃設計荷載計算：設計要求，本工程前橫梁重計：3.1×10=31 kN；其中，前吊點承受荷載=（底籃+側模+內模+端模+作業平臺）×43 %；計算所得：

P1=27.6×10×43 %=118.68 kN。

3）設計前吊點承受施工機械和群體負荷的 43 %，計算所得：P2=2.5×4×12×43 %=51.6 kN。

4）設計傾倒和振搗砼負荷的 43 %，計算所得：

P3=4×4×12×43 %=82.56 kN。

5）單片主桁前吊點荷載：計算的所得：P=

（G1+P1+P2+P3+31）/2=（722.4+118.68+51.6+82.56+31）

/2≈503.12 kN。

本工程所用菱形掛籃采用 9 根鋼筋后錨，φ25 mm 的精軋螺紋鋼筋抗拉強度為 298 kN，F=298 ×9=2 682 kN，設后錨力為Q，則：504×4.4=Q×4.4；

解得：Q=504 kN＜2 682 kN；

安全系數S=2 682/504=5.32，滿足設計安全要求。

4.2 掛籃空載行走時受力計算

1）掛籃空載行走安全系數驗算。

掛籃設計的模板體系、吊帶體系、作業平臺等總重約 33.647 t，作用于主結構前吊點時的總負荷為：

P1=33.647×50 %=16.82 t。

掛籃前進時，最大沖擊點負荷系數設計規定為 1.3，計算得出單個前吊點負荷為：P=16.82

×10×1.3/2=110 kN。

掛籃空載位置前移時，每個反扣輪的最大極限承載力為 70 kN，靠反扣輪及配重塊平衡其傾覆力；設反扣力為Q，則 125×4.44=Q×4.44。

計算得出：Q=110 kN，故每個輪子所能承載的壓力計算得出：110/4=27.5 kN＜70 kN，設計每片桁架后有兩對反扣輪，安全系數S=70 kN/27.5 kN=2.55＞2.0，滿足設計安全條件。

2）掛籃空載行走時，反扣輪輪壓在腹板邊緣產生局部擠壓力計算。本工程設計的菱形掛籃行走鋼軌為槽鋼，該槽鋼在下部按設計要求焊接-10 mm 蓋板，上部焊接-12 mm 蓋板和-4 mm 厚度的不銹鋼材，本工程施工過程中為了進一步增加掛籃行走安全穩定性，在兩槽鋼間增設橫向加強筋。

反扣輪在行走過程中，集中輪壓力在腹板邊緣所產生的局部擠壓力按設計要求計算如下：

最大彎矩計算得出：M=Px=27.5×0.08=2.2 kN·m；

彎曲應力計算得出：σ=M/Wy=2.2×106÷32 678 =67.32 MPa＜145 MPa，滿足設計要求。

5 本工程合攏段施工技術

5.1 掛籃改吊架

瓊江河大橋主橋橋跨是連續梁橋，在箱梁合龍段澆筑時即進行了體系轉換過程。在合龍時，合龍順序和工藝都需要嚴格控制，因為也是全橋梁受力狀態和線形控制的關鍵工序。

按照設計規定，在合龍時應該首先進行邊跨合龍，再進行中跨合龍。合龍時，梁體兩端中線所產生的誤差可在各節段澆筑時逐段調節，以滿足合龍設計需求。而為了梁體整體線形，最后形成的少量誤差可通過壓重法（水箱加壓法、試驗臺加壓法、砂袋法）進行微調。

瓊江河大橋主橋合攏段均為 2 m 的標準長度，采用吊架支撐澆筑合攏段混凝土，合龍吊架由掛籃改造而成。全橋箱梁合龍從邊至中進行，即先合龍邊跨，再合龍中跨。瓊江河大橋如掛藍改吊架如圖 5 所示。

圖5 掛藍改吊架圖（單位：cm）

掛籃懸澆施工完畢后，將一側掛籃退到橋墩附近。合攏段采用單只掛籃改裝合龍吊架，掛籃改吊架需確保底平臺與懸掛系統基本不變，僅對上主梁構造進行改造，保留主縱梁與上橫梁及其后錨固系統形成吊架。

5.2 合攏段臨時鎖定

本橋梁在合攏段內預埋由 15 mm 厚鋼板及φ25 鋼筋組成的預埋件，預埋件尺寸為 0.8 m（橫橋向）×1.1 m（縱橋向），埋設位置距梁端≥ 20 cm，錨固鋼筋與預埋鋼板采用雙面焊接。工字鋼采用 I30 工字鋼，長 4 m，與預埋鋼板四周滿焊，綴板四周與工字鋼滿焊，焊縫高度≥8 mm。

5.3 模板安裝

吊架上橫橋向布置的 12 cm×12 cm 木枋上，底模為 1.2 cm 橋工板，正對腹板下方分配鋼管間距不大于 10 cm，腹板倒角處鋼管間距≤ 20 cm，底板下方鋼管間距≤ 30 cm。模板安裝如圖 6 所示。

圖6 模板安裝圖（單位：cm）

5.4 預拱度設置

因考慮到本工程連續剛構橋橋面適當上拱有利于長期受力，根據設計要求在主跨跨中設置 36 mm 預拱度，邊跨設置最大 10.9 mm 預拱度，橋面設置成平滑曲線。預拱度以主橋中心為對稱軸對稱設置。其余各點的預拱度則以中點為最大限度，并按二次拋物線加以分攤。根據計算出來的箱梁底板高度，對箱梁底模高度重新進行調整。

施工時根據時間情況，對如施工溫度、掛籃構造等進行嚴格的施工控制，以保證橋梁線形。橋梁線形監控采用第三方監控，以便各 T 構順利合龍，成橋線形必須接近原設計線形。因此，設計要求的精度限制和誤差調整的控制措施，都必須對建筑工期不產生根本性的不良影響。

6 掛籃施工的安全質量性問題

1）主橋懸臂端結構澆筑。橋懸臂結構端澆筑，必須通過一次性施工的方法來確保澆筑安全質量，在澆筑過程中，作業人員必須貫徹落實對稱平衡的基本準則，并進行不對等重力的合理調節，使其限制在單個梁段的底板自重范圍內。施工過程中若遭遇大風、暴雨等不良天氣時，需要采取有效的防護措施來保證單 T 的穩定性。

2）邊跨位置施工。邊跨直線段必須一次施工完畢，并根據預壓階段的實際數值和施工管理的實際需要，設定好預拱度和底模高度。在進行邊跨預應力鋼束張拉作業的過程中，必須保證箱梁結構和支撐均可以在水平方面進行自由變形，在加密底模與支架及承重柱間鋼管距離的同時，也必須確保混凝土施工環節梁體本身的穩定性與可靠性。在邊跨預應力張拉建立后，可以直接對交接墩簡支梁一側的帽梁進行澆筑施工。

3）主梁合龍施工。施工人員必須嚴格按照國家施工標準的要求進行作業，以確保施工質量與設計的統一性。同時，合龍溫度與合龍順序也必須保持一致，即從兩邊向中間施工。合龍澆筑時必須采用合龍架；但若是邊跨合龍，則可以采用立模澆筑的施工方式，首先將掛籃適當后移，然后將其拆除，再重新安裝合龍支架。這個過程中必須加大懸臂結構一端的重量，并做好支撐模和綁扎等工作，對外部預應力鋼管進行安裝，在確定合龍溫度達到設計條件后，方可完成混凝土施工作業［4］。

7 結語

綜上所述，在橋梁工程施工建設中，掛籃施工技術將具有更加廣闊的應用，對比于傳統建筑施工技術，掛籃施工技術將能夠對施工過程加以簡化，同時具備了結構穩定、成本低、施工過程簡單、穩定性強的優點，也可以協助施工單位在對施工進行成本控制和對施工質量加以管理的同時，促進了工程建設效益的提升。對于施工技術方面，為了把掛籃施工技術有效地運用于橋梁施工中，就必須結合實際情況，制定科學合理的施工組織規劃，并進行施工管控，充分發揮掛籃施工技術的優勢，實現經濟效益、社會效益和安全效益的提高。Q