连续钢箱梁桥大节段吊装关键问题分析

郑浩楠，杨 帅，朱 曼

（华南理工大学土木与交通学院，广东广州 510640）

港珠澳大桥跨越伶仃洋海域，是连接香港、珠海及澳门的大型跨海通道。在中国高速公路网规划中，港珠澳大桥是珠三角环线的重要组成部分，也是跨越伶仃洋海域的关键性工程。它的最重要功能是建立连接珠江入海口东岸与西岸之间新的陆路运输通道，从而进一步改善港、粤、澳3个地区之间的客货运输以水运为主和陆路绕行的状况。港珠澳大桥的修筑将解决香港、内地及澳门3地之间陆路客运和货运这一难题，从而完善港、粤、澳3地的综合运输体系和高速公路网络，密切香港、广东及澳门3个地区之间的联系，促进3地持续繁荣与快速发展。其中，深水区非通航孔桥选用110m跨连续钢箱梁桥，有6×110m、5×110m及4×110m共3种跨径布置，施工均选用浮吊大节段吊装方案。

1 大节段吊装施工方案

根据浮吊大节段吊装方案，首跨梁段施工时，直接利用浮吊吊装至墩顶临时支座上方，并精确调位；中跨及尾跨梁段施工时，一端利用梁端临时牛腿挂设于已架梁段悬臂端，另一端支撑于墩顶临时支座上方，并利用牛腿与墩顶处的调位装置精确调位。相邻节段之间钢箱梁完成焊接连接后，再进行下一跨梁段施工［1］。大节段钢箱梁吊装如图1所示。

图1 大节段钢箱梁吊装示意Fig.1 The schematic diagram of the large segment steel box girder hoisting

大节段吊装时，除了每一联第一个大节段支撑在两个待架设的主墩支座上，其他梁段的吊装都是将其一端搁置于已完成吊装梁段的牛腿临时支座上，另一端搁置于待架设的主墩临时支座上，永久支座提前吊至墩顶支座垫石上。在保证温差不大的一段时间以内，利用在主墩和牛腿的临时支座上预设纵、横、竖3向调位千斤顶，对待吊装的大节段钢箱梁进行平面位置及高程的精确定位。完成精确调位后，用手拉葫芦移动永久支座并连接双头螺柱，然后释放调位支座千斤顶，使钢箱梁完全作用在永久支座上，完成约束体系的转换，拆除支座上、下板连接螺栓，永久支座开始工作，从而实现支撑体系的转换［2］。大节段钢箱梁吊装流程如图2所示。

影响大节段整体吊装定位的因素较多，因此对大节段整体吊装定位的控制比较复杂。如果大节段钢箱梁无法精确吊装定位，会导致桥梁实际状态偏离其理想状态，从而造成各大节段之间的连接无法匹配，制造线形不满足要求［3］。因此，在大节段整体吊装的施工方案下，整体吊装过程中牛腿结构以及支点处的钢箱梁是否具有足够的强度和刚度，是结构稳定和满足理想成桥状态的关键。牛腿吊装如图3所示。

图2 大节段钢箱梁吊装流程Fig.2 The flowchart of the large segment steel box girder hoisting

图3 牛腿吊装示意Fig.3 The schematic diagram of the corbel hoisting

2 有限板单元的基本理论

钢箱梁在预制拼装和现场吊装过程中，由于支撑边界、施工荷载和结构体系的转变，钢箱梁变形和应力状态也将发生变化。如何准确地预测钢箱梁的各种力学行为，是钢箱梁施工过程控制的难点之一。因此，要全面地考虑现场实际情况，选用精细的板单元对结构进行精确的力学分析，以减小计算误差［3］。

2.1 初等板单元理论

设厚度为t的板，将其中面置于xy平面，因而z＝0即认为是中面。对于小的位移和转角，其应变公式为：

式中：x，y，z分别为三维位置坐标；ω为中面z方向的挠度；u，v分别为x，y方向的位移；ψx，ψy分别为x，y方向的转角；εx，εy分别为x，y方向的正应变；γyz，γzx，γxy分别为yz，zx，xy方向的剪应变。

在初等板单元理论［4］中，假设均匀板的弯曲使中面成为一个中性面，也就是说，在z＝0处，εx＝εy＝γxy＝0。

2.2 Kirchhoff板理论

基于Kirchhoff板理论［5］，尽管板单元的横向剪力不为零，但由于板的厚度较小，因而不考虑其横向剪切变形。

假设变形前垂直于中面的直线保持为直线并仍垂直于变形后的中面，于是方程组（1）中，满足且因此εx＝

因此，整个Kirchhoff板的变形情况完全由单个场量表示，即中面的横向挠度ω＝ω（x，y）。

2.3 Mindlin板理论

基于Mindlin板理论［5］的板单元与经典薄板理论不同的是，Mindlin板理论假定原本垂直于板中面的直线在变形之后尽管仍然保持为直线，但因为考虑横向剪切变形的影响，则未必仍垂直于变形之后的中面。

式（1）是以Mindlin板理论为基础的，它允许横向剪切变形，因此必须同时满足

在整个Mindlin板内，ω，ψx和ψy分别为3个各自独立的场量。为了描述板单元的变形情况，必须用x和y分别表示。

3 有限元模型的建立

根据浮吊大节段吊装方案，中间跨钢箱梁吊装时，先将其一端支撑于一个桥墩（中间墩），另一端通过牛腿结构与已安装的钢箱梁节段临时连接。钢箱梁顶面安装3套牛腿调位系统，一套完整牛腿调位系统装置的组成部分为：牛腿头部调位支座、头部滑移支座、牛腿本体、牛腿连接耳板及牛腿尾部支座等。为了确保大节段钢箱梁吊装的安全和精确安装的成功，必须对牛腿结构、牛腿前支点处梁段及中（后）支点处梁段进行结构分析，判断其是否具有足够的强度和刚度。

本次计算选用板单元建立有限元模型，未考虑不平衡系数以及钢箱梁超重。其中，牛腿结构和钢箱梁均选用Q345qD钢制造，其力学性能为：屈服强度345MPa，抗拉强度490MPa，容许应力260MPa（注：容许应力为200MPa×1.3＝260MPa，其中1.3为容许应力增大系数，详细规定参见JTJ 025－86《公路桥涵钢结构及木结构设计规范》）。

3.1 临时牛腿仿真分析

对钢箱梁调位过程中牛腿局部受力进行计算分析。牛腿结构参照港珠澳大桥主体工程桥梁DB01标段施工图和CB04标段提供的临时牛腿结构调整图进行设计。吊装过程临时牛腿仿真分析分为2种工况：工况一，千斤顶受力阶段即为顶升阶段；工况二，调位支座作用阶段即为调整阶段。根据实际受力情况，取其中牛腿的最大受力进行计算，在模型中通过面压力模拟。牛腿中支点选用铰接模拟，牛腿后支点选用固接模拟。具体受力情况见表1。

表1 牛腿受力情况Table 1 The force condition of the corbel

3.1.1 牛腿模型

选用板单元建立牛腿结构有限元模型，如图4所示。

顶升阶段前支点面压力为6.22kN／m2，牛腿中支点选用铰接模拟，牛腿后支点选用固接模拟，如图5所示。

图4 牛腿模型Fig.4 The model of the corbel

图5 顶升阶段边界条件与受力情况Fig.5 The boundary condition and the force condition on the jacking－up stage

调整阶段前支点面压力为6.22kN／m2，牛腿中支点选用铰接模拟，牛腿后支点选用固接模拟，如图6所示。

图6 调整阶段边界条件与受力情况Fig.6 The boundary condition and the force condition on the adjustment stage

3.1.2 计算结果

1）顶升阶段：中跨和尾跨梁段吊装施工时，从浮吊开始，至其一端利用梁端临时牛腿挂设于已架梁段悬臂端，另一端支撑于墩顶临时支座上方的过程，该阶段牛腿的受力情况如图7所示。

2）调整阶段：中跨和尾跨梁段在顶升阶段之后，利用牛腿和墩顶处调位装置精确调位的过程，该阶段牛腿的受力情况如图8所示。

图7 顶升阶段牛腿整体应力（单位：MPa）Fig.7 The stress on the jacking－up stage（unit：MPa）

图8 调整阶段牛腿整体应力（单位：MPa）Fig.8 The stress on the adjustment stage（unit：MPa）

从图7，8中可以看出，牛腿结构在顶升阶段和调整阶段的最大应力分别为235.417MPa和229.367MPa，均不超过规范容许应力260MPa。因此，在顶升阶段和调整阶段，牛腿结构的应力均满足要求。

3.2 牛腿支点处钢箱梁仿真分析

对港珠澳大桥第21联连续钢箱梁桥次边跨变宽段钢箱梁B19梁段（即牛腿前支点处梁段）和B20梁段（即牛腿中、后支点处梁段）进行受力分析。

采用力的边界条件，即采用整体模型求出结构的受力状态，然后根据结果对局部模型添加力的边界条件进行局部模型的结构分析，从而得到B19梁段和B20梁段的受力，并在模型中通过面压力模拟。本次进行的弹性分析计算只考虑由牛腿传递至各支点处钢箱梁的力的作用，不考虑结构的初应力［6－7］。具体受力情况见表2。

3.2.1 钢箱梁模型

选用板单元建立牛腿前支点处B19钢箱梁结构有限元模型，如图9所示。

表2 梁段受力情况Table 2 The force condition of the girder

图9 B19钢箱梁模型Fig.9 The model of B19steel box girder

选用板单元建立牛腿中、后支点处B20钢箱梁结构有限元模型，如图10所示。

图10 B20钢箱梁模型Fig.10 The model of B20steel box girder

3.2.2 计算结果

B19和B20梁段整体应力分别如图11，12所示。

图11 B19梁段整体应力（单位：MPa）Fig.11 The stress of B19（unit：MPa）

从图11，12中可以看出，在大节段吊装阶段，B19梁段的最大应力为226.876MPa（＜260MPa），B20梁段的最大应力为213.586MPa（＜260MPa），均满足要求。

图12 B20梁段整体应力（单位：MPa）Fig.12 The stress of B20（unit：MPa）

B19和B20梁段z方向位移分别如图13，14所示。

图13 B19梁段z方向位移（单位：mm）Fig.13 The displacement of z－direction of B19（unit：mm）

图14 B20梁段z方向位移（单位：mm）Fig.14 The displacement of z－direction of B20（unit：mm）

从图13，14中可以看出，大节段焊缝处，由于中腹板与边腹板的牛腿支点受力不同，以中腹板处的顶板为原点，B19梁段边腹板处的顶板与中腹板处的顶板存在约1.3mm竖向变形差，其方向向下；B20梁段边腹板处的顶板与中腹板处的顶板存在约7.5mm竖向变形差，其方向向上。因此，大节段安装焊接时，B19梁段与B20梁段顶板在界面处由于牛腿前支点和中支点受力方向不同而引起的中腹板与边腹板处顶板竖向变形差约为9mm。

4 结论

在吊装过程中，对牛腿结构以及支点处钢箱梁的整体受力和局部变形进行了分析，得出的结论为：

1）在预制阶段，要保证梁段截面的制造精度以及小节段之间的拼装精度，确保大节段的三维尺寸精度满足要求，并在预制场进行大节段的预先匹配。同时，要考虑温度的影响。

2）在吊装阶段，为了保证大节段间顺利的栓焊连接，满足理想的成桥状态，要通过3向千斤顶的精细调位保证大节段的平面位置与高程的精度。同时，要考虑温度的影响。

3）由有限元模型得出的计算结果，吊装过程结构的应力均满足要求。由于计算未计入不平衡系数，因此，在牛腿顶升和调整阶段，应保证3个牛腿同步进行操作，以避免受力不平衡而导致某个牛腿受力过大。

4）通过计算，得出梁段顶板在界面处由于牛腿前支点和中支点受力方向不同而引起的中腹板与边腹板处顶板竖向变形差约为9mm。为了保证大节段的连接，该竖向变形应在制造过程中予以考虑。

（References）：

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