孔冬梅

[摘要]結合成都市軌道交通資陽線一座上跨高速公路大跨度現澆35 m簡支箱梁，對其現澆支架設計進行研究。與常規梁體不同，本跨箱梁跨度和自重大、且受場地和交通限制影響，施工危險系數高，只有合理的施工方案才能最大限度地降低安全風險。結合地質及周邊環境實際情況，研究設計了鋼管立柱貝雷梁現澆支架，對支架結構進行了部跨研究和受力分析，采用有限元法對支架進行整體受力分析和屈曲分析，最后對鋼立柱下的地基基礎進行設計計算，驗證了支架整體設計的可靠性。

[關鍵詞]大跨度簡支箱梁； 現澆支架； 設計與施工

[中國分類號]TU745.2? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? [文獻標志碼]A

1工程概況

本座橋位于軌道交通資陽線呂家咀站—臨空經濟區站區間，臺后接路基，起訖里程為YDK97+961.450～YDK98+201.550，長度240.1 m（圖1）。該橋跨處于M04號墩～M05號墩之間，采用35 m現澆簡支梁上跨規劃路，規劃路為下穿船槽段，雙向6車道，規劃路面標高為384 m，經與資陽市臨空經濟區管委會協調，規劃道路船槽段與軌道交通資陽線基礎同期實施。軌道交通資陽線工程土層分層主要有第四系全新統人工填筑土（Q4ml），第四系全新統坡洪積層（Q4dl+pl）、坡殘積層（Q4dl+el），侏羅系上統蓬萊鎮組（J3p）泥巖夾砂巖，侏羅系上統遂寧組（J3s）泥巖夾砂巖。不良地質作用為泥巖的風化剝落、崩積體；特殊巖土為人工填土、軟塑狀粉質黏土、膨脹土、膨脹巖、風化巖、石膏。本區間范圍內存在的特殊巖土為人工填土、軟塑狀粉質黏土、膨脹土、膨脹巖、風化巖、石膏。

（1）人工填土： 區間范圍局部有少量人工填土，層厚0～13.9 m，為道路、建筑回填，表層主要由瀝青，混凝土塊，碎石回填而成，其下主要由強至中風化泥巖塊回填而成，人工填筑土人為隨意性較大，均一性差，多為欠壓密土，結構疏松，具強度較低、壓縮性高、受壓易變形等特點。

（2）軟塑狀粉質黏土：軟塑狀粉質黏土：褐灰色、灰黑色、褐黃色，流塑狀～軟塑狀；土質不勻，黏性較好。呈透鏡狀、層狀分布于寬緩溝槽及水田中。該巖土層結構疏松，天然含水量高，強度低、壓縮性高、受壓易變形等特點。對基坑開挖、邊坡支護有一定影響。

（3）膨脹土：根據臨近鉆孔取樣試驗測得，自由膨脹率Fs= 40%～51%；蒙脫石含量M＝12.6%～19.6%；陽離子交換量CEC＝195.4～241.7 mmol/100g，判定為弱膨脹土。具有遇水軟化、膨脹、崩解，失水開裂、收縮的特點。對基坑工程開挖和路塹邊坡的穩定性影響較大。

（4）膨脹巖：本場地范圍內下伏基巖侏羅系上統遂寧組（J3S）泥巖。具有遇水遇水膨脹、軟化、崩解，失水收縮、開裂的特點。據本次勘察鉆孔所取泥巖的試驗資料揭示，其飽和吸水率ωsa=6.15%～17.82%；自由膨脹率FS=17%～29%，膨脹力2.75～58.8 kPa。依TB 10038-2012《鐵路工程特殊巖土勘察規程》表4.5.1-2，判定為非膨脹巖。但泥巖具有膨脹性特性，對擬建工程墩臺、邊坡及基坑開挖安全和穩定性影響較大。

（5）風化巖：擬建區間場地下伏基巖為侏羅系上統蓬萊鎮組（J3p）泥巖，屬易風化巖，強風化呈半巖半土、碎塊狀，軟硬不均，層厚不均，在區間范圍內均有分布。具有遇水軟化、崩解，強度急劇降低的特點。對盾構隧道圍巖穩定有一定的影響。

（6）石膏：根據本階段在擬建場地部分鉆孔中揭示有少量石膏存在，夾與泥巖中，遇水之后石膏質巖中的石膏和硬石膏容易溶解，產生硫酸根離子， 使地下水具有腐蝕性從而侵蝕混凝土及其他構件，同時由于溶蝕作用，石膏質巖被水流沖蝕帶走，會對巖體產生一定的掏空作用；硬石膏遇水水化成石膏，產生體積膨脹，而且巖石受水影響之后強度性質變差。擬建工程所屬地層泥巖風化較為劇烈，受水作用或暴露于空氣中的臨空面的情況下，具有軟化、崩解、強度急劇降低的特點，對工程不利。

本工程現澆雙線簡支箱梁采用單箱單室截面。梁體各截面尺寸見表1。

主梁縱向采用全預應力體系，預應力鋼筋采用15.2 mm高強度低松弛預應力鋼絞線。主梁橫向按照鋼筋混凝土結構設計，主受力鋼筋采用HRB400鋼筋。梁截面如圖2所示。

2箱梁現澆支架設計

2.1支架設計相關參數

根據周邊和地質情況，35 m簡支梁支架采用鋼管貝雷支架方案，支架結構由底部鋼支柱、貝雷片縱梁、工字鋼橫梁、盤扣架組成，基礎采用柱下擴大獨立基礎，翼緣板支撐系統采用盤扣式鋼管腳手架，內模支撐系統采用扣件式鋼管腳手架［1-3］。鑒于貝雷梁跨越能力有限，跨度宜布為兩跨或三跨。

貝雷桁架單元桿件性能見表2，幾何特性見表3，桁架容許內力見表4［4］。

2.2荷載分析

2.2.1箱梁自重

由設計圖紙知箱梁澆筑混凝土251.94 m3，鋼筋混凝土密度取2 600 kg/m3，自重對荷載組合不利，取安全系數1.05，則箱梁自重：

G1=1.05×251.94×2600=863307.9kg=6877.96 kN

貝雷梁計算跨度l=32 m，換算為作用在貝雷梁上的均布荷載為q1=6877.96/32=214.94 kN/m。

2.2.2模板及方木自重

模板采用15 mm厚Ⅰ類竹膠模板，按1.5 kN/m2計，換算均布荷載為q2=1.5×10.8=16.2 kN/m。

2.2.3貝雷梁自重

先布置為18排單層，一排內有11個3 m標準貝雷片，1個3 m標準貝雷片自重270 kg，則一排的自重為11×270=2970 kg，18排共重18×3240=53460 kg=534.6 KN，換算作均布荷載為q3=534.6/32=16.71 kN/m。

2.2.4施工荷載

按1 kN/m2計算，換算均布荷載為q4=1×10.8=10.8 kN/m。

2.2.5振搗混凝土產生荷載

按2 kN/m2計算，換算均布荷載為q5=2×10.8=21.6 kN/m。

2.2.6風荷載

根據路橋施工計算手冊，橫橋向風壓計算公式W=K1K2K3K4W0［5］。其中：WO=0.81 kN/m2，基本風壓;K1=1，設計風速頻率轉換系數;K2=1.3，風載體形系數（桁架）;K3=1.13，風壓高度系數;K4=1.5，地形、地理條件系數。

算得桁架橫橋向風壓W=1.78 kN/m2，算作均布線荷載q6=1.78×10.8=19.22 kN/m。

2.3支架承載力與形變理論研究

采用容許內力法，恒載分項系數取1.2，活載分項系數取1.4［6］，荷載組合q=1.2（q1+q2+q3）+1.4（q4+q5+q6）=1.2×（214.94+16.2+16.71）+1.4×（10.8+21.6+19.22）=1.2×247.85+1.4×51.62=369.69 kN/m。初步布設為9.9+12+9.9 m的三跨連續梁，貝雷梁的受力分析簡圖如圖3所示。

使用結構力學求解器，貝雷梁彎矩和剪力分別如圖4、圖5所示。

計算結果顯示，最大彎矩Mmax=4469.24 kN·m，發生在2號和3號支點處；最大剪力Fs，max=2281.4 kN，發生在2號支點左邊附件截面和3號支點右邊附近截面。單排單層貝雷梁容許彎矩［M］=788.2 kN·m， 容許剪力［Fs］=245.2 kN，18排可提供的抗彎和抗剪承載力為：

M=18×788.2=14187.6 kN·m>4469.24 kN·m，滿足要求。

Fs=18×245.2=4413.6 kN>2281.4 kN，滿足要求。

對貝雷梁進行剛度驗算，梁整體變形如圖6所示，其中，中垮的跨中撓度最大，為2.046mm。

3現澆支架有限元分析

根據以上理論分析，設計了如圖7所示的35 m簡支箱梁現澆支架。簡支梁中間臨時墩均落在換填土上，換填土地基承載力特征值不小于450 kPa，柱下基礎采用雙柱下擴大基礎，基礎為矩形階梯型，一級臺階，臺階長3 m，寬3 m，臺階高為0.8 m。鋼管柱采用φ609 mm、壁厚δ16 mm，下共設4排，每排2根，橫向間距為5.4 m，縱向間距為12.92 m+2 m+20.78 m。靠近梁端鋼支墩立于墩柱承臺上，中間鋼支墩立于獨立擴大基礎上。鋼支墩之間采用圓鋼管或槽鋼桁架連接系連接，連接系上平連距鋼支墩頂0.5 m，連接系上下平連高度為5 m。鋼管柱上設置40 cm高沙箱，鋼管樁沙箱上設置12 m長三拼I56a工字鋼作為橫梁，橫梁上左跨架設18排單層貝雷片。腹板位置貝雷片間距45 cm，底板及翼板位置貝雷片間距90 cm，貝雷片上橫向鋪設2排長6 m的I10工字鋼作為分配梁，靠近簡支梁端5.15 m范圍內間距按60 cm布置，中間間距按90 cm布置。

使用Midas建立貝雷梁支架整體有限元模型進行受力分析。為簡化模型，貝雷片使用截面慣性矩相同的矩形截面梁單元等效。在貝雷梁上建立板單元，荷載通過圖8所示的面荷載傳遞到貝雷梁上，得到桿件的局部應力和變形［7］。

3.1支反力校核

支反力之和=全部外荷載之和，則建立模型正確（圖9）。

3.2剛度分析

貝雷梁跨中最大撓度23.42 mm，發生在中垮跨中，小于L/400，滿足要求。分配梁最大撓度21.46 mm，發生中間兩立柱分配梁懸臂端，小于L/400，滿足。圖10為支架整體變形。

3.3強度分析

貝雷梁最大彎矩177.17 kN·m，發生在中間兩臨時墩處貝雷梁頂，如圖11所示，為負彎矩，小于抗彎承載力788.5 kN·m，滿足要求；最大剪力173.75 kN，如圖12所示，小于抗剪承載力245.2 kN，滿足。

分配梁最大彎矩1330.43 kN·m，發生在中間兩臨時墩處分配梁頂，為負彎矩，相應的彎曲拉應力為189.48 MPa，小于鋼材抗拉強度215 MPa，分配梁最大剪應力57.13 MPa，小于鋼材抗剪強度125 MPa，滿足。最大組合應力-192.12 MPa，小于鋼材抗壓強度215 MPa。

3.4屈曲分析

一階屈曲模態見圖13，屈曲臨界荷載系數為2.986，小于4，穩定性不滿足要求。

現調整跨徑使中間4個臨時墩通過連接系連為一體，以提高整體穩定性，如圖14所示。可以看出，調整后中間4個鋼立柱上的軸壓力亦有所下降，對穩定性是有利的。從圖15可以看出，其屈曲臨界荷載系數為21.49，穩定性滿足。

調整跨度后支架變形如圖16所示，貝雷梁最大撓度21.39 mm，剛度滿足要求。最大彎矩為339.6 kN·m，最大剪力為243.7 kN。皆小于貝雷梁容許承載力，強度滿足要求。重新布跨對分配梁無影響，所以對于分配梁無需重新分析計算。

4鋼管立柱下基礎承載力計算

采用階梯形基礎，C30混凝土，HRB400級鋼筋。標準組合下上部結構傳至基礎頂部豎向力Fk=1790.85 kN，標準組合下基礎頂部剪力Vk=0 kN，基礎頂部彎矩Mk=0 kN，修正后地基承載力特征值fa=450 kPa［8］。b=2000 mm，l=2000 mm，h1=500 mm，h2=500 mm，b2=1200 mm，l2=1200 mm，剪力作用點至基礎頂面高度hv=0 mm，基礎底鋼筋合力點置底板底的距離as=50 mm，基礎底板最小配筋率ρmin=0.15%，基礎與土的混合重度γ0=20 kN/m3。基礎埋深d=0 m，柱截面寬度bt=609 m，柱截面高度at=609 m。

4.1地基承載力計算

基礎及基礎以上的土重：

Gk=γ0×d×b×l=20×0×2000×2000/106=0 kN

Pk=（Fk+Gk）/A=（1790.85+0）/（2×2）=447.713 kPa

Pk ≤fa=450 kPa，軸心荷載下承載力滿足要求。

Mk=0+0×（0+1000）/1000=0 kN·m

e=Mk/（Fk+Gk）=0/（1790.85+0）=0.000 m

因為e=0.000 m≤b/6=0.333 m

Pkmax=（Fk+Gk）/A×（1+6×e/b）=（1790.85+0）/（2×2）×（1+6×0.000/2）=447.713 kPa

Pkmax ≤1.2×fa=1.2×450=540 kPa，偏心荷載下承載力滿足要求。

4.2獨立基礎受沖切承載力計算

基礎柱與基礎交接處：

Pj=1.35×（Pkmax-γ0×d）=1.35×（447.713-20×0）=604.413 kPa

h0=h1+h2-as=500+500-50=950 mm

Al=（b/2-bt/2-h0）×l-（l/2-at/2-h0）2=［（2000/2-609/2-950）×2000-（2000/2-609/2-950）2］/106=-.57377025 m2

Fl=Pj×Al=604.413×-.57377025=-346.79 kN

βhp=1 線性內插所得：

ab=at+2×h0=609+2×950=2509 mm

am=（at+ab）/2=（609+2509）/2=1559 mm

0.7×βhp×ft×am×h0=0.7×1×1.43×1559×950/1000=1，482.53 kN

Fl=-346.79 kN≤0.7×βhp×ft×am×h0=1，482.53 kN，

b

階梯形基礎變階處：

h01=h1-as=500-50=450 mm

Al=（b/2-b2/2-h0）×l-（l/2-l2/2-h0）2

=［（2000/2-1200/2-450）×2000-（2000/2-1200/2-450）2］/106=-.1025 m2

Fl=Pj×Al=604.413×-.1025=-61.95 kN

βhp=1 線性內插所得：

ab=at+2×h0=1200+2×450=2100 mm

am=（at+ab）/2=（1200+2100）/2=1650 mm

0.7×βhp×ft×am×h0=0.7×1×1.43×1650×450/1000=743.24 kN

Fl=-61.95 kN≤0.7×βhp×ft×am×h0=743.24 kN，

b

4.3基礎受剪承載力

階梯形基礎—柱與基礎交接處截面受剪承載力：

βhs=0.958 計算所得

by2=l2=1200 mmby1=l=2000 mm

bx2=b2=1200 mmbx1=b=2000 mm

by0=（2000×500+1200×500）/（500+500）=1，600.000 mm

bx0=（2000×500+1200×500）/（500+500）=1，600.000 mm

Ay0=by0×h0=1，600.000×950=1520000mm2

Ax0=bx0×h0=1，600.000×950=1520000mm2

Vs=604.413×2×（2/2-.609/2）=840.738 kN

0.7×βhs×ft×A0=0.7×0.958×1.43×1520000/1000=1457.616 kN

Vs=840.738 kN≤0.7×βhs×ft×A0=1，457.616 kN，柱與基礎交接處受剪承載力滿足要求。

階梯形基礎—基礎變階處截面受剪承載力：

βhs=1，計算所得：

A0=by1×h01=2000×500=1000000mm2

Vs=604.413×2×（2/2-1.2/2）=483.530 kN

0.7×βhs×ft×A0=0.7×1×1.43×1000000/1000=1001.000 kN

Vs=483.530 kN≤0.7×βhs×ft×A0=1001.000 kN，基礎變階處受剪承載力滿足要求。

4.4基礎底板彎矩及配筋計算

Pmax=1.35×（Fk+Gk）/A×（1+6×e/b）=1.35×（1790.85+0）/（2×2）×（1+6×0.000/2）=604.413 kPa

Pmin=1.35×（Fk+Gk）/A×（1-6×e/b）=1.35×（1790.85+0）/（2×2）×（1-6×0.000/2）=604.413 kPa

p=604.413+（2000-695.5）×（604.413-604.413）/2000=604.413 kPa

a1=（2000/2-609/2）/1000=.6955 m

MI=1/12×a12×［（2×l+a`）×（pmax+p-2×G/A）+（pmax-p）×l］=1/12×.69552×［（2×2+.609）×（604.413+604.413-2×1.35×0/4）+（604.413-604.413）×2］=224.586 kN·m

MII=1/48×（l-a′）2×（2×b+b`）×（pmax+pmin-2×G/A）=1/48×（2-.609）2×（2×2+.609）×（604.413+604.413-2×1.35×0/4）=224.586kN·m

AsI=MI/（0.9×fy×h0）=224.586×1000000/（0.9×360×950）=730 mm2

檢查底板X方向是否滿足最小配筋率要求：

Asmin=1520000×.15/100=2280mm2

因為AsI< Asmin，AsI=2280 mm2

單位面積配筋：AsI=2280/2=1140 mm2/m

AsII=MII/（0.9×fy×h0）=224.586×1000000/（0.9×360×950）=730 mm2

檢查底板Y方向是否滿足最小配筋率要求：

Asmin=1520000×.15/100=2280 mm2

因為AsII< Asmin，AsII=2280 mm2

單位面積配筋：AsII=2280/2=1140mm2/m

4.5基礎頂面局部受壓承載力計算

Fl=1.35×Fk=1.35×1790.85=2417.6475 kN

Al=at×bt=609×609=370881 mm2，at≥bt

Ab=bt×3×（bt×2+a）=609×3×（609×2+609）=3337929 mm2

βl=（Ab/Al）1/2=（3337929/370881）1/2 =3.000

βc=1.000

1.35×βc×βl×fc×Aln=1.35×1.000×3.000×14.3×370881/1000=21，479.573 kN

因為Fl≤1.35×βc×βl×fc×Aln，基礎頂面局部受壓承載力滿足要求。

5結束語

對一上跨高速公路重約688 t的軌道交通35 m簡支箱梁現澆支架關鍵技術進行研究。主要對其現澆支架進行布跨及受力分析，根據承載力及形變理論分析結果，得出合理的貝雷梁現澆支架跨度布置以及貝雷梁數量。接著對現澆支架進行空間有限元整體分析，對構件的強度、剛度、穩定性分別作了詳細計算，揭示了桿件局部危險部位。最后對鋼管立柱下的地基以及基礎進行承載力計算。研究所得成果能夠科學正確地指導支架設計與施工，為大跨度簡支橋梁施工提供安全保障。

參考文獻

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