懸吊支架法施工鋼混組合梁的力學行為研究

管 弦，唐國華

(1.北京華宏工程咨詢有限公司，北京 101101; 2.重慶交通大學， 重慶 400074)

0 引言

工字鋼-混組合結構是由外露的工字型鋼主梁作為主要的承重結構與混凝土橋面板間通過剪力鍵連接形成的一種組合結構。這一組合結構由于兼具鋼梁和鋼筋混凝土梁的優點而廣泛應用于梁式橋[1]。國內外學者針對工字鋼混組合梁的研究主要集中在抗剪連接件力學性能研究和鋼混組合梁的力學行為研究[2-3]，在施工方法方面的研究較少且主要集中在落地支架方面[4-8]，是缺少新型施工方法的研究[9]。在研究方法方面則廣泛采用了三維有限元分析方法，有的采用了實體模型[10-13]，但大多采用了桿系模型進行了分析[14-16]。

懸吊支架法是直接利用鋼-混組合梁中鋼結構梁的自承能力，在鋼結構梁下懸掛支架體系來完成這種組合結構中的混凝土構件的現澆施工。這種施工方法的支架不受地形、河流、地基承載力的限制，且經濟性高，占用橋下空間少，是一種經濟有效的施工方法[17]。然而懸吊支架這種支架類型在實際工程中卻很少使用。王國煒等[18]采用懸吊模板支架法成功完成了上珠線漕溪路橋中跨128 m主縱梁的現澆施工。劉寶新等[19]在京哈直通線財落大橋采用門式框架墩連續梁懸吊式支撐體系進行了施工。姚宏生等[20]對梁懸吊式支撐體系在京哈直通線財落大橋中的應用，從施工技術方面進行了深入研究。

懸吊支架法雖然具有不受現場環境限制，可提高施工速度、節約施工成本且可以大大降低對橋下已有線路影響的諸多優點，但由于懸吊支架固定點較少，在風荷載等敏感性因素影響下支架體系的橫向位移控制較為困難。同時，在混凝土橋面板澆注過程中，隨著混凝土質量的增加及澆注點縱橫向位置的變化，懸吊支架系統也將發生變形，導致澆注的混凝土結構隨之發生變形。為了使懸吊支架澆注的混凝土橋面板成型后其線形能滿足設計要求，有必要對這種懸吊支架對鋼結構及支架本身在施工過程中的力學行為進行研究。

1 工程概況

1.1 工程背景

廣東某大橋的橋位地處低緩丘陵，跨越丘陵間谷地，沿丘陵坡腳展布，地勢起伏較大。大橋主梁采用的是雙工字鋼板組合梁，分左右兩幅，橋跨組合為4×40 m+4×40 m+3×40 m+4×40 m，共15跨。單幅組合梁橋面寬為12.5 m，左右幅中間設置 50 cm 寬分隔帶，雙幅全寬25.5 m，上部結構梁高均為2.7 m(其中鋼板梁高2.2 m，橋面板0.4 m，鋪裝層0.1 m)。

1.2 懸吊支架構造

該大橋現澆橋面板采用懸吊支架方案，即利用鋼梁自承重能力，在鋼板梁底板下懸掛橫向主承重梁，而后以此為基礎安裝滿堂碗扣支架，鋪設方木及竹膠板，實現整聯現澆。懸吊支架設計圖如圖1所示。

圖1 懸吊支架跨中標準斷面(單位：cm)

精軋螺紋鋼吊桿組成。其中上下橫梁均間距4 m布置一道，主縱梁根據受力特性間距先按30，60，90，120 cm布置。在橫斷面上布置6根精軋螺紋鋼吊桿，兩側對稱布置。碗扣支架立桿橫向間距根據不同部位受力情況分為30，60，90，120 cm 4種布置，縱向統一按90 cm間距布置。根據碗扣支架的搭設施工規范，設置縱橫向的剪刀撐。底模系統由15 mm厚的竹膠板面板、10 cm×10 cm的截面的方木縱橋向方木、橫橋向φ48×3.5 mm小鋼管組成。

懸吊支架各材料的參數如表1所示。

表1 懸吊支架材料參數

2 懸吊支架結構對鋼主梁結構力學行為影響研究

2.1 懸吊支架結構計算模型

應用有限元軟件Midas Civil建立了該支架系統的計算模型。邊界條件設置為鋼主梁的兩端下橫梁放在蓋梁上，兩端下橫梁中間約束DZ，兩端下橫梁按照簡支梁添加約束，上橫梁與鋼主梁之間只考慮只受壓彈性連接，上下橫梁通過吊桿連接，吊桿采用桁架單元模擬不傳遞彎矩。懸吊支架模型建模共計14 500個節點，18 399個梁單元，72個桁架單元。懸吊支架有限元計算模型如圖2、圖3所示。

圖2 懸吊支架整體有限元模型

圖3 懸吊支架整體有限元模型(端部放大)

2.2 懸吊支架的質量對鋼主梁的力學行為影響

通過對懸吊支架的質量進行調整來研究懸吊支架質量對鋼主梁的力學行為的影響。采用控制變量的方法，設定懸吊支架的質量為唯一變量，風荷載、懸吊點的縱向距離及橋面板板厚等影響因素不變。在荷載Q1，Q2，Q3，Q4和Wk共同作用的情況下，將懸吊支架的質量轉化為自重的形式，再通過改變材料的重度來實現改變懸吊支架的質量。懸吊支架內部各個構件的重度增幅按照原來懸吊支架自重時各個構件所占的百分比來進行重度增加的比例分配。選取懸吊支架的重度控制范圍為1.0倍、1.5倍和2.0倍自重3個樣本來計算出鋼主梁的應力及位移。

(1)應力計算

應力計算結果如表2和圖4所示。

表2 懸吊支架不同質量下鋼主梁跨中應力值(單位：MPa)

圖4 懸吊支架不同質量下跨中應力變化

由表2和圖4數據分析可知，鋼主梁在1.0倍自重、1.5倍自重和2.0倍自重時的最大壓應力發生在鋼主梁的L/2位置，當懸吊支架為原自重時(即1.0倍自重)的壓應力為172.90 MPa，相對于Q345的鋼材允許應力來說仍有較大的儲備空間，而且鋼主梁的梁端部分大多處于低應力狀態，有較大的安全儲備空間。同時可以看出鋼主梁的最大壓應力值隨著懸吊支架的質量增加而增加，且正應力值大致呈線性增長。當懸吊架的質量為1.5倍自重時，壓應力為180.11 MPa，比1.0倍自重時的壓應力增大了6.21 MPa，增加了3.59%；當懸吊支架的質量為2.0倍自重時，壓應力為187.22 MPa，比1.0倍自重時的壓應力增了12.32 MPa，增加了7.13%。由此可見，懸吊支架質量的改變對于鋼主梁應力影響較大，同時也說明懸吊支架的質量在整個橋面板澆注過程中結構應力中所占比重較小。

(2)位移計算

位移計算結果如表3和圖5所示。

表3 懸吊支架不同質量下鋼主梁的跨中位移值(單位：mm)

圖5 懸吊支架不同質量下跨中位移變化

由表3和圖5數據分析可知，鋼主梁的最大z向位移隨著懸吊支架質量的增加而呈線性增長，且鋼主梁在1.0倍自重、1.5倍自重和2.0倍自重時的最大z向位移均發生在鋼主梁的L/2位置。當懸吊支架的質量為原支架的1.5倍自重時，鋼主梁在z向的最大位移比1.0倍自重時位移值增加了3.9 mm，增加了5.87%；當懸吊支架的質量為原支架的2.0倍自重時，鋼主梁在z向的最大位移比1.0倍自重時位移值增加了7.78 mm，增加了11.70%。由此可見，懸吊支架質量的變化對鋼主梁的跨中位移的影響較大。

在對鋼主梁結構成型前線形控制時，應根據懸吊支架自重與鋼主梁之間變形規律對鋼主梁的預拱度進行預抬。跨中預拱度在1.5倍自重時要比1.0倍自重時向上多預抬3.9 mm，2.0倍自重時要比1.0倍自重時向上多預抬7.78 mm。其余截面位置預拱度的設置均按照在各自懸吊支架質量作用下對應引起的變形值進行調整，這樣才能使鋼主梁成橋后的實際線形與理論線形保持一致。

2.3 風荷載對鋼主梁的力學行為影響

根據《建筑結構荷載規范》的規定，廣東省的基本風壓值可按照《建筑結構荷載規范》附錄E中的表5重現期(R)為50 a的值采用。查該規范可以得出廣東地區的基本風壓為0.35 kN/m2。根據橋梁所處的區域，查該規范可以得出當地的基本風壓為0.35 kN/m2。基本風壓由公式ωk=βzμsμzω0計算得當地的風荷載標準值為ωk=0.75 kN/m2，方向考慮為水平；將風荷載標準值轉化為節點荷載，再將風荷載通過節點荷載的形式施加到懸吊支架和鋼主梁的橫向迎風面上。

支架的橫向位移都是發生在鋼主梁的L/2處。在當懸吊支架和鋼主梁考慮作用風荷載時，比沒有風荷載時的橫向位移大了18.46 mm，橫向最大位移達到了21.20 mm。鋼主梁跨中應力值增加了10.05 MPa，增加幅度為26.17%。這說明風荷載對于鋼主梁的應力與變形影響較大。

2.4 懸吊支架的懸吊點縱向距離對鋼主梁的力學行為影響

通過對懸吊支架的懸吊點縱向距離進行調整來研究懸吊支架的懸吊點縱向距離對鋼主梁的力學行為的影響，縱橋向間距分別采用2，3.5，4，5，6 m布置來探討吊支架的懸吊點縱向距離對鋼主梁的力學行為的影響情況。

通過應力和位移匯總對比圖6、圖7看出，鋼主梁的跨中最大位移和應力隨著懸吊點的縱向距離的變化而大致表現出拋物線變化，其中懸吊點縱向距離在2～4 m之間時，最大壓應力值和最大豎向位移逐漸減小；在4～6 m之間時，最大壓應力值和最大豎向位移逐漸增大。實際工程懸吊點縱向間距設計合理值為4 m，處于拋物線的極值點附近，有利于提高鋼主梁的受力。

圖6 鋼主梁應力與懸吊點縱向距離關系

圖7 鋼主梁跨中位移與懸吊點縱向距離關系

2.5 混凝土橋面板板厚對鋼主梁結構力學行為影響

通過對橋面板的板厚進行調整來研究混凝土橋面板的板厚對鋼主梁的力學行為的影響。具體研究了橋面板厚度為10，20，30 cm時鋼主梁的力學行為，計算結果如表4所示。

表4 混凝土板厚度對鋼主梁跨中應力和位移的影響

由表4數據分析可知，隨著橋面板厚度的增加，鋼主梁的應力和位移都在增加。當橋面板板厚為20 cm 時，鋼主梁的壓應力為172.90 MPa；當橋面板板厚為30 cm時，鋼主梁的壓應力為232.28 MPa，增加了59.29 MPa，增加比例為34.29%；而位移為由66.48 mm增加到88.90 mm，增加了33.72%。由此可以看出，橋面板的質量在整個系統的受力中占據了主要的地位。

2.6 澆注橋面板混凝土過程中對鋼主梁的力學行為影響

澆注混凝土橋面板的澆注順序，即澆注橋面板采用在橫橋向澆注時按照先中間再兩邊的澆注順序一次澆注到位，縱橋向由跨中向梁端逐步澆注到位的方式進行。依據澆注順序，共分4個工況：工況1為懸吊支架安裝成功狀態(臨時施工荷載也加載在了懸吊支架上)；工況2為跨中段混凝土澆注完成；工況3為三分段混凝土澆注完成；工況4為梁端段混凝土澆注完成。

通過圖8可以看出由于鋼主梁在工況4作用下所受到的梁部荷載最大，所以應力也最大，最大應力為172.99 MPa。通過圖9可以看出由于鋼主梁在工況4作用下所受到的梁部荷載最大，故豎向位移也最大，最大位移為66.48 mm。這些數據為鋼主梁的安全，以及鋼主梁的預拱度的設置提供了依據。

圖8 鋼主梁跨中應力變化

圖9 豎向跨中位移變化

2.7 懸吊支架結構的拆除對鋼主梁結構力學行為影響

當混凝土橋面板結構強度達到設計要求時即可對懸吊支架進行拆除。當橋面板混凝土達到設計強度后，就認為鋼主梁和混凝土板已經成為一體，可以作為一個整體共同受力，則此時就只承受懸吊支架的自重和風荷載作用，不再承受混凝土的振搗荷載和施工荷載。對懸吊支架在拆除前后鋼主梁的位移變化進行分析。

根據表5和圖10數據分析可知，支架在拆除前后，跨中位置拆除前比拆除后的豎向位移增大了10.13 mm，而鋼主梁在只受橋面板混凝土質量和風荷載的情況下跨中的最大豎向位移為45.84 mm，相對于拆除后的位移減少了10.18 mm。由此可見，在橋面板和鋼主梁形成一個整體后，由于橋梁的剛度變大，會造成一部分位移是不可恢復的，而對于可恢復的這一部分位移是可以通過一些技術方法來避免。

表5 在不同工況下時鋼主梁的豎向位移(單位：mm)

圖10 懸吊支架拆除前后不同截面的豎向位移

3 結論

本研究應用三維有限元模型對鋼混組合梁懸吊支架法的施工過程進行了仿真模擬，分析了懸吊支架自重、風荷載、懸吊點縱向間距、混凝土橋面板厚度、混凝土澆注過程和懸吊支架拆除對鋼主梁力學行為的影響，揭示了懸吊支架與鋼主梁之間的變形規律。本研究的主要結論：

(1)鋼主梁的正應力隨著懸吊支架的質量增加而增加，位移也隨著懸吊支架的質量增加而增加，且應力和位移的增幅影響都相對較大。

(2)懸吊支架的風荷載對鋼主梁的位移和應力影響較大，會產生較大的橫向位移。故應在荷載組合分析中考慮橫風荷載且采取必要措施來限制在澆注橋面板的過程中鋼主梁的橫向位移。

(3)鋼主梁的位移和應力隨著懸吊支架懸吊點縱向距離的變化而表現出拋物線變化，其中懸吊點縱向距離在2～4 m之間時，最大壓應力值和最大豎向位移逐漸減小；在4～6 m之間時，最大壓應力值和最大豎向位移逐漸增大。因此，懸吊點縱向間距合理取值建議為4 m。

(4)鋼主梁跨中最大位移和應力隨著橋面板板厚的增大而增大，且橋面板的質量在整個系統中受力占據了主要的地位。

(5)利用懸吊支架澆注橋面板過程中，鋼主梁的應力和位移都隨著橋面板混凝土的澆注而增加。在施工過程中可以根據每個澆注階段施工后引起的鋼主梁豎向位移對各個截面標高進行預抬，以確保橋梁的各階段線形和理論線形盡可能保持一致，同時也可防止誤差的積累導致最終線形的偏離。

(6)懸吊支架拆除過程中，鋼主梁的應力和變形都隨著支架的拆除有所變化且變化較大，在施工前應該通過考慮拆除懸吊支架后恢復的變形和鋼主梁與橋面板形成整體后的不可恢復變形來進行鋼主梁預抬或設置預拱度，以確保橋梁在成橋后的實際線形和理論線形相符。

本研究成果對于完善懸吊支架法在鋼混組合梁結構施工的理論體系提供一定的參考依據，同時也可以為類似結構設計、施工提供了理論指導。