高速鐵路800t/32m型節(jié)段拼裝架橋機(jī)靜載試驗(yàn)研究*

李京躍，張久明，朱建平，宋合財(cái)，郜衛(wèi)東

（中國(guó)建筑土木建設(shè)有限公司，北京 100071）

0 引言

預(yù)應(yīng)力混凝土節(jié)段箱梁是將梁體在縱向劃分為若干節(jié)段進(jìn)行工廠預(yù)制、現(xiàn)場(chǎng)拼裝的施工工藝，可良好地適應(yīng)環(huán)境保護(hù)和橋下通行等方面的要求，已越來(lái)越廣泛地被應(yīng)用于現(xiàn)代高速鐵路橋梁的建設(shè)中［1］。該工藝是在節(jié)段預(yù)制完成后，采用節(jié)段拼裝架橋機(jī)進(jìn)行懸掛架設(shè)，張拉臨時(shí)預(yù)應(yīng)力并拼裝形成整孔箱梁，最后進(jìn)行高位整孔張拉、壓漿并落梁。限于節(jié)段拼裝過(guò)程中技術(shù)工況的復(fù)雜性，較整孔箱梁提運(yùn)架設(shè)備而言，節(jié)段拼裝架橋機(jī)主梁、支腿等構(gòu)件的應(yīng)力分布、位移變化等影響因素較多。

為保障節(jié)段拼裝架橋機(jī)的安全運(yùn)行，需探尋其在各種工況下的應(yīng)力分布規(guī)律、位移變化趨勢(shì)等。安志剛［2］等以我國(guó)首臺(tái)高速鐵路100 t運(yùn)架一體機(jī)為研究對(duì)象，測(cè)試其提運(yùn)架、過(guò)孔、架梁3種工況下的架橋機(jī)結(jié)構(gòu)應(yīng)力及變形。Partov D.［3］等測(cè)試了168 m雙桁架節(jié)段拼裝架橋機(jī)的應(yīng)力及變形性能，該試驗(yàn)方法考慮了主梁架設(shè)時(shí)的控制工況，主梁桁架接頭處下弦桿軸向剛度的增加對(duì)主梁撓度的影響，并成功應(yīng)用于保加利亞He?mus高速公路60 m跨度的節(jié)段架設(shè)中。上述內(nèi)容都是針對(duì)架橋機(jī)架設(shè)時(shí)的關(guān)鍵工況或控制工況進(jìn)行研究，即僅測(cè)試所有節(jié)段架設(shè)完畢后的技術(shù)工況。故均不考慮節(jié)段在拼裝過(guò)程中的荷載分布，且只考慮主梁的應(yīng)力與變形，主梁各點(diǎn)、支腿等構(gòu)件的應(yīng)力與變形不能綜合考慮。

目前關(guān)于節(jié)段匹配與拼裝架設(shè)的研究中，均聚焦于施工工藝與線形控制技術(shù)等［4-6］，對(duì)于節(jié)段梁拼裝架橋機(jī)的靜載試驗(yàn)方法，目前相關(guān)研究?jī)?nèi)容較少，節(jié)段拼裝過(guò)程中架橋機(jī)各階段偏載工況下的應(yīng)力分布規(guī)律與變形趨勢(shì)難以掌握，這就無(wú)法準(zhǔn)確評(píng)定架橋機(jī)的工作性能。本論述以中泰高速鐵路項(xiàng)目800 t/32 m節(jié)段拼裝架橋機(jī)為研究對(duì)象，試圖探索能夠綜合反映節(jié)段拼裝過(guò)程中不同施工階段下架橋機(jī)受力、變形性能的試驗(yàn)方法，為節(jié)段拼裝架橋機(jī)的性能評(píng)估提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)方法的確定

1.1 800 t/32 m節(jié)段拼裝架橋機(jī)概述

800 t/32 m節(jié)段拼裝架橋機(jī)是箱型空腹桁架空間結(jié)構(gòu)，適用于預(yù)應(yīng)力混凝土節(jié)段32 m及以下簡(jiǎn)支箱梁的拼裝、架設(shè)、張拉。主要技術(shù)參數(shù)見(jiàn)表1所列。該架橋機(jī)由雙箱梁及聯(lián)系梁組成的主梁、四條支腿、起重小車、落梁機(jī)構(gòu)、中間吊掛架、電氣液壓系統(tǒng)等組成。四條支腿支撐主梁，起重小車在主梁內(nèi)側(cè)軌道上移動(dòng)，落梁機(jī)構(gòu)及中間吊掛架布置在主梁頂面。圖1為架橋機(jī)總體結(jié)構(gòu)圖。節(jié)段拼裝過(guò)程中，架橋機(jī)支腿與主梁分別承受了不同階段的偏載作用，最大節(jié)段偏載重量可達(dá)57 t。因此，節(jié)段拼裝架橋機(jī)的靜載試驗(yàn)需充分考慮節(jié)段懸掛的過(guò)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(jī)總體結(jié)構(gòu)圖

表1 架橋機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

1.2 節(jié)段拼裝架橋機(jī)施工階段工況分析

節(jié)段拼裝架設(shè)的施工工藝如圖2所示，架橋機(jī)主要空間姿態(tài)的變化是在過(guò)孔和懸掛節(jié)段、張拉這幾個(gè)階段。架設(shè)過(guò)程中，架橋機(jī)的主要工況分為以下3種：（1）空載狀態(tài)，將架橋機(jī)各構(gòu)件安裝完成后，準(zhǔn)備懸掛各節(jié)段前，此時(shí)架橋機(jī)主要受自重作用；（2）架設(shè)狀態(tài)，前后主支腿支撐主梁，起重小車依次提起梁體節(jié)段塊并懸掛于落梁機(jī)構(gòu)及中間吊掛架下方，在懸掛過(guò)程中，主梁與支腿依次承受各個(gè)節(jié)段在不同懸掛位置的偏載作用，待各節(jié)段懸掛完成后，起重小車與吊掛架配合進(jìn)行梁段的對(duì)位、膠拼、張拉，一孔梁形成整體；落梁機(jī)構(gòu)將整孔梁提起，中間懸掛卸載并脫空，落梁機(jī)構(gòu)將整孔梁落放到臨時(shí)支架就位；準(zhǔn)備進(jìn)行過(guò)孔；（3）過(guò)孔狀態(tài)，主支腿托輪驅(qū)動(dòng)整機(jī)前移一孔就位，期間四條支腿配合支撐架橋機(jī)自重，利用起重小車主支腿前移。

圖2 節(jié)段拼裝架設(shè)施工工藝流程圖

1.3 試驗(yàn)方案的確定

1.3.1 試驗(yàn)臺(tái)座設(shè)計(jì)

基于常規(guī)試驗(yàn)方法，在節(jié)段預(yù)制場(chǎng)搭建試驗(yàn)臺(tái)座，該臺(tái)座主要由預(yù)制方樁與鋼筋混凝土基礎(chǔ)以及混凝土墊石3部分組成，試驗(yàn)臺(tái)座為兩個(gè)，中心間距為34.8 m；每個(gè)臺(tái)座為7 m×7.65 m×2 m+5 m×5.65 m×1.5 m（長(zhǎng)×寬×高）的二階鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，混凝土選用C40普通硅酸鹽混凝土，在基礎(chǔ)各階頂、底板布置有縱、橫向分布鋼筋；臺(tái)座下均勻布置30根400 mm×400 mm預(yù)制方樁，樁長(zhǎng)18 m，單樁豎向承載力為550 kN；每個(gè)臺(tái)座頂部?jī)?nèi)側(cè)設(shè)置2個(gè)1.5 m×1.1 m×0.35 m（長(zhǎng)×寬×高）的鋼筋混凝土支座，支座頂部設(shè)置水平筋與豎向箍筋。圖3為試驗(yàn)臺(tái)座及鋼筋布置圖。

圖3 試驗(yàn)臺(tái)座及鋼筋布置圖

1.3.2 試驗(yàn)內(nèi)容及測(cè)試方法

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

（1）空載試驗(yàn)

空載試驗(yàn)主要對(duì)整機(jī)合格性、動(dòng)作準(zhǔn)確可靠性、穩(wěn)定性進(jìn)行驗(yàn)證。

試驗(yàn)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(jī)（油缸）各動(dòng)作是否執(zhí)行正確，檢查油缸伸縮是否順利，合格后試驗(yàn)?？蛰d試驗(yàn)主要測(cè)試起升天車在各自行程范圍內(nèi)全程滿跑、起升、下降及吊具調(diào)整動(dòng)作有效；配重小車前后滿跑走行是否平穩(wěn)；各支腿的電機(jī)縱移過(guò)程中整機(jī)的走行是否平穩(wěn)；橫移千斤頂?shù)墓ぷ餍阅艿取?/p>

（2）架梁靜載試驗(yàn)

架梁工況下的靜載試驗(yàn)，以節(jié)段拼裝過(guò)程中架橋機(jī)實(shí)際負(fù)荷、實(shí)際吊裝位置施加荷載，采用現(xiàn)有預(yù)制節(jié)段梁塊。左右對(duì)稱逐節(jié)吊裝節(jié)段，每懸掛1節(jié)后懸空30 min。逐漸加載至13個(gè)節(jié)段后，懸空24 h；期間測(cè)量?jī)晒?jié)主梁前主支腿處、主梁跨中、主梁后主支腿處撓度。如未見(jiàn)裂紋、永久變形、油漆剝落或?qū)軜驒C(jī)的性能和安全有影響的損壞，連接處沒(méi)有出現(xiàn)松動(dòng)或損壞，并確認(rèn)跨中折算撓度值與設(shè)計(jì)值相符，即認(rèn)為本試驗(yàn)結(jié)果良好。各階段荷載情況見(jiàn)表2所列。

表2 架梁工況下各節(jié)段加載重量表

（3）1.25倍重載試驗(yàn)

取架橋機(jī)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(jì)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(shí)測(cè)量?jī)晒?jié)主梁前主支腿處、主梁跨中、主梁后主支腿處撓度。

1.3.3 測(cè)點(diǎn)及布置形式

試驗(yàn)測(cè)試內(nèi)容主要為架橋機(jī)主桁架兩側(cè)豎向位移、主梁應(yīng)變。主梁外部應(yīng)變采用應(yīng)變計(jì)測(cè)量，內(nèi)部埋置應(yīng)變計(jì)；撓度采用電子水準(zhǔn)儀測(cè)量，測(cè)點(diǎn)布置情況如圖4所示。即2節(jié)主梁每節(jié)設(shè)置三個(gè)測(cè)點(diǎn)，分別為A1/A2/A3與B1/B2/B3。

圖4 架橋機(jī)監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置圖

2 基于Midas Civil的架橋機(jī)受力分析

通過(guò)試驗(yàn)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(jié)構(gòu)應(yīng)力分布與位移變化的主要決定因素。為明確試驗(yàn)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(chǔ)上，利用大型橋梁有限元結(jié)構(gòu)分析軟件midas civil［10］對(duì)架橋機(jī)主梁及支腿受力進(jìn)行分析。確定各階段結(jié)構(gòu)的應(yīng)力與位移。

2.1 模型建立

模型中，架橋機(jī)主梁及連接系梁采用板單元模擬，架橋機(jī)支腿及導(dǎo)梁連接件采用梁?jiǎn)卧M，板單元全局尺寸為45 m，梁?jiǎn)卧孛娉叽绨凑盏刃Ы孛婺M。模型總計(jì)43 146個(gè)節(jié)點(diǎn)、46 548個(gè)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(xiàng)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(shù)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(gè)方向。支腿與下部結(jié)構(gòu)一般支承連接，分為兩個(gè)類型，分別約束支腿三個(gè)方向的平面位置及豎向的轉(zhuǎn)動(dòng)。

2.3 有限元模擬結(jié)果

2.3.1 空載工況模擬結(jié)果

空載狀態(tài)下的應(yīng)力最大值為31.3 N/mm2＜239 N/mm2，最大撓度發(fā)生在主梁跨中，為8 mm。

2.3.2 節(jié)段拼裝過(guò)程模擬結(jié)果

拼裝過(guò)程中，架橋機(jī)主梁荷載-應(yīng)力/撓度曲線如圖6所示。在節(jié)段拼裝過(guò)程中，架橋機(jī)主梁的應(yīng)力最大發(fā)生在B7節(jié)段吊裝完成之后，為196.9 MPa，此時(shí)主梁跨中撓度為80.38。根據(jù)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與架橋機(jī)相關(guān)規(guī)范［7-9］，此時(shí)主梁應(yīng)力與變形均滿足要求。因吊裝過(guò)程中偏載的影響，各階段主梁應(yīng)力最大值的發(fā)生部位均在D1節(jié)段與D13節(jié)段上方，但應(yīng)力值仍然有一定的富裕度。

圖6 主梁荷載-應(yīng)力/撓度曲線

2.3.3 配重加載過(guò)程模擬結(jié)果

主梁拼裝完成后，為模擬架橋機(jī)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(yīng)力與撓度值見(jiàn)表3所列。由表3可知，配重加載過(guò)程的均布荷載施加完成后，主梁最大仍然發(fā)生在D1、D13節(jié)段上方，為225.9 MPa＜239 MPa，此時(shí)架橋機(jī)已接近應(yīng)力極限，跨中撓度為92.70 mm＜101 mm（允許值）。因此架橋機(jī)在負(fù)載125%的額定荷載后，已接近其極限承載能力。在試驗(yàn)過(guò)程中應(yīng)加大配重加載過(guò)程中的監(jiān)測(cè)頻次，并隨時(shí)觀察架橋機(jī)各部件的外觀性能。

表3 配重加載過(guò)程的荷載-應(yīng)力/撓度模擬情況

3 試驗(yàn)結(jié)果分析與對(duì)比

在懸掛階段前，預(yù)先進(jìn)行了全站儀與應(yīng)力計(jì)的校準(zhǔn)工作。開(kāi)始懸掛節(jié)段時(shí)，先進(jìn)行空載試驗(yàn)分析，測(cè)試了架橋機(jī)各部件的運(yùn)轉(zhuǎn)性能后，開(kāi)始懸掛節(jié)段，每節(jié)段懸掛完成后，持荷30 min；節(jié)段懸掛第一節(jié)完成后，主梁撓度開(kāi)始增加；當(dāng)加載至B3節(jié)段時(shí)，主梁跨中撓度與應(yīng)力開(kāi)始相對(duì)均勻變化；當(dāng)支腿兩側(cè)梁段懸掛節(jié)數(shù)為奇數(shù)時(shí)，支腿側(cè)應(yīng)力有明顯變化，當(dāng)支腿兩側(cè)梁段懸掛節(jié)數(shù)為偶數(shù)時(shí)，應(yīng)力均勻分布，但最大值均發(fā)生在D節(jié)段上方的主梁頂板處；當(dāng)節(jié)段懸掛完成后，持荷24 h，此階段撓度與應(yīng)力值變化不明顯，節(jié)段試驗(yàn)懸掛過(guò)程如圖7所示。開(kāi)始增加配重鋼筋時(shí)，撓度顯著增加，直至試驗(yàn)完成后，應(yīng)力計(jì)與位移監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)均勻增加，試驗(yàn)結(jié)束時(shí)記錄最大位移與應(yīng)力值，折算主梁最大應(yīng)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(yàn)加載過(guò)程

3.1 荷載-撓度變化情況

架橋機(jī)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(shì)平均，跨中撓度的變化也呈此趨勢(shì)，結(jié)構(gòu)受力較為合理；節(jié)段懸掛過(guò)程中，實(shí)測(cè)的主梁跨中撓度變化規(guī)律與模擬結(jié)果基本相同；但節(jié)段懸掛完畢進(jìn)行配重加載時(shí)，實(shí)測(cè)撓度的增長(zhǎng)率出現(xiàn)下降趨勢(shì)，三次實(shí)測(cè)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(shí)際重量存在一定程度的偏差，試驗(yàn)過(guò)程中采用的HRBφ20螺紋鋼，理論重量為2.47 kg/m，經(jīng)過(guò)抽樣稱重發(fā)現(xiàn)部分鋼筋的實(shí)際重量較理論值略低；另一方面，在懸掛節(jié)段并持荷24 h后，主梁已發(fā)生微小的非彈性變形，在實(shí)測(cè)過(guò)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(shè)主梁剛度未發(fā)生變化。

圖8 主梁跨中荷載-撓度曲線

3.2 荷載-應(yīng)力變化情況

3.2.1 空載應(yīng)力分布

空載狀態(tài)下實(shí)測(cè)支腿上方應(yīng)力平均值為18.1 MPa，跨中應(yīng)力實(shí)測(cè)折算值為10.8 Mpa，小于有限元分析結(jié)果?？蛰d試驗(yàn)過(guò)程中，主梁應(yīng)力未發(fā)生顯著變化，在測(cè)試各構(gòu)件滿跑、起升、下降等性能的過(guò)程中產(chǎn)生的動(dòng)荷載對(duì)主梁應(yīng)力變化的影響可忽略。圖9為空載狀態(tài)下主梁的應(yīng)力分布情況。

圖9 空載狀態(tài)下主梁應(yīng)力分布情況

3.2.2 加載過(guò)程中主梁應(yīng)力測(cè)試結(jié)果

測(cè)試各階段荷載下的應(yīng)力變化曲線如圖10所示。由圖10及有限元分析結(jié)果可知，吊裝節(jié)段過(guò)程中的應(yīng)力測(cè)試折算結(jié)果與有限元模擬結(jié)果之間的偏差均在2.5%以內(nèi)；因D節(jié)段與G節(jié)段重量為57 t左右，節(jié)段開(kāi)始吊裝時(shí)，應(yīng)力均勻增加；當(dāng)開(kāi)始吊裝B節(jié)段時(shí)，架橋機(jī)應(yīng)力的增長(zhǎng)幅度開(kāi)始略微減緩；所有節(jié)段吊裝完成后，持荷24 h，期間應(yīng)力同樣無(wú)明顯變化。應(yīng)力增長(zhǎng)趨勢(shì)與變形類似。增加鋼筋配重時(shí)，由于吊裝鋼筋的順序，易發(fā)生偏載的情況，但偏載均在10 t以內(nèi)，此時(shí)實(shí)測(cè)折算的應(yīng)力值與模擬值偏差較為明顯，但也在10%以內(nèi)。

圖10 加載過(guò)程中主梁應(yīng)力測(cè)試結(jié)果

3.2.3 偏載工況下的應(yīng)力分布

6種偏載工況下實(shí)測(cè)折算應(yīng)力值與模擬值見(jiàn)表4所列。在節(jié)段拼裝過(guò)程中，共出現(xiàn)6次拐點(diǎn)，分別為D1、G2、B3、B4、B5、B6節(jié)段吊裝后持荷30 min時(shí)，其應(yīng)力呈現(xiàn)向D節(jié)段吊掛架上方處集中的趨勢(shì)，待下一節(jié)段吊裝后，應(yīng)力呈現(xiàn)兩側(cè)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(duì)吊掛結(jié)構(gòu)的局部極限承載能力進(jìn)行測(cè)試，保障各節(jié)段吊掛架的安全性。

表4 偏載工況下應(yīng)力分布情況

4 結(jié)論

通過(guò)有限元分析與試驗(yàn)測(cè)試，對(duì)節(jié)段拼裝架橋機(jī)的應(yīng)力分布及變形規(guī)律進(jìn)行研究，得到以下結(jié)論：

（1）根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，主梁及各構(gòu)件在空載、節(jié)段架設(shè)、配重加載三個(gè)階段的應(yīng)力、撓度均滿足規(guī)范要求；加載至1.25倍荷載時(shí)，最大撓度為90.4 mm，最大應(yīng)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(yàn)結(jié)果，主梁跨中撓度的變化，實(shí)測(cè)值與理論值變化趨勢(shì)偏差最大值為2.5%，在合理范圍之內(nèi)；配重鋼筋理論重量與實(shí)測(cè)重量的偏差、架橋機(jī)主梁的非彈性形變影響撓度測(cè)試結(jié)果，應(yīng)進(jìn)行相關(guān)測(cè)試并在節(jié)段預(yù)制時(shí)留有一定的預(yù)拱度。

（3）架橋機(jī)主梁的應(yīng)力分布規(guī)律實(shí)測(cè)值與模擬值的測(cè)試結(jié)果的偏差均在10%以內(nèi)，結(jié)果合理；節(jié)段吊裝過(guò)程與加載過(guò)程的主梁應(yīng)力呈現(xiàn)非均勻變化的情況，主要原因?yàn)楦黝愋凸?jié)段的重量不同導(dǎo)致，對(duì)架橋機(jī)的工作性能無(wú)顯著影響。

（4）節(jié)段吊裝的偏載工況下，主梁最大應(yīng)力集中在D1節(jié)段上方的主梁底板處，局部最大應(yīng)力值可達(dá)173.9 Mpa，應(yīng)測(cè)試D節(jié)段處吊掛結(jié)構(gòu)在偏載作用下的穩(wěn)定性，保障其結(jié)構(gòu)受力安全。