劉增武， 周建庭， 吳月星

(重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074)

0 引言

自19世紀(jì)50年代原聯(lián)邦德國(guó)迪維達(dá)克公司開(kāi)創(chuàng)掛籃懸臂澆筑法后，已出現(xiàn)桁架式、型鋼式、三角式、斜拉式等多種掛籃形式[1]。很多研究人員[2-5]對(duì)用于斜拉橋和連續(xù)剛構(gòu)橋懸澆施工的臨時(shí)結(jié)構(gòu)——掛籃進(jìn)行了研究。懸臂澆筑法也是大跨度混凝土拱橋常見(jiàn)的施工方法，近年來(lái)國(guó)內(nèi)采用該方法相繼建成了四川白沙溝1號(hào)橋[6]、四川新密地大橋[7-8]、四川鱤魚(yú)大橋、貴州木蓬大橋[9]、貴州馬蹄河大橋[10]和貴州夜郎湖大橋[11]、重慶武隆龍溪烏江大橋、重慶涪陵烏江大橋復(fù)線橋等8座混凝土拱橋，在建的貴州沿河沙坨大橋主拱圈也已合龍。掛籃作為懸澆拱的重要臨時(shí)結(jié)構(gòu)，對(duì)懸澆施工過(guò)程及成橋階段受力影響較大，拱圈合龍前必須保證拱圈與掛籃的安全。

根據(jù)掛籃與拱圈的相對(duì)位置關(guān)系，掛籃可分為上置式和下置式2種。上置式掛籃是將掛籃布置在拱背之上，下置式掛籃則反之[12]。根據(jù)掛籃的結(jié)構(gòu)形式不同，懸澆掛籃先后出現(xiàn)了正三角桿件式掛籃、倒三角桿件式掛籃，且均在實(shí)際工程中得到了廣泛應(yīng)用。四川白沙溝1號(hào)大橋、新密地大橋和美國(guó)胡佛水壩大橋等均采用正三角式掛籃，整個(gè)掛籃由承重系統(tǒng)、行走系統(tǒng)、支反力系統(tǒng)、模板系統(tǒng)等構(gòu)成[13]；貴州木棚大橋則采用倒三角掛籃。但隨著懸臂澆筑長(zhǎng)度和重量的加大，上述2種形式掛籃即出現(xiàn)了相應(yīng)弊端，如桿件應(yīng)力偏大、懸臂端下?lián)线^(guò)大等情況，現(xiàn)有的掛籃形式不能滿足懸臂澆筑要求。

鑒于夜郎湖大橋懸澆節(jié)段長(zhǎng)，施工難度大，因而急需提出一種新型掛籃，并設(shè)計(jì)荷載試驗(yàn)驗(yàn)證其工作可靠性。論文即針對(duì)210 m跨夜郎湖大橋懸澆施工過(guò)程中采用的新型掛籃結(jié)構(gòu)，首先建立掛籃Midas/civil空間有限元模型，獲取掛籃力學(xué)性能規(guī)律，然后設(shè)計(jì)掛籃荷載試驗(yàn)驗(yàn)證新型掛籃結(jié)構(gòu)的工作可靠性，為今后類似大跨拱橋的掛籃懸澆施工提供借鑒。

1 工程概況

1.1 工程背景

夜郎湖大橋是目前國(guó)內(nèi)最大跨的懸澆單箱室鋼筋混凝土拱橋，凈跨徑為210 m，凈矢跨比為1/5，拱軸系數(shù)m=1.67，大橋總體布置如圖1所示。拱圈采用寬7.0 m、高3.5 m的單箱單室截面，如圖2所示。拱腳支架現(xiàn)澆段頂、底板厚度由80 cm漸變至40 cm，腹板厚度由80 cm漸變至50 cm，其它節(jié)段頂、底板厚40 cm，腹板厚50 cm。拱腳1#段采用支架現(xiàn)澆，2#～14#段采用掛籃懸臂澆筑施工，跨中勁性骨架合龍段長(zhǎng)24.65 m，采用勁性骨架外包混凝土施工，先架設(shè)勁性骨架合龍成拱，再澆筑外包混凝土。斜拉扣掛系統(tǒng)中扣索和錨索均為φ15.2 mm低松弛預(yù)應(yīng)力鋼絞線。

圖1 大橋總體布置圖(單位： m)

圖2 拱腳截面(單位： m)

1.2 新型三角桁架式掛籃結(jié)構(gòu)布置

為適用本工程施工過(guò)程中面臨的節(jié)段長(zhǎng)、重量大等問(wèn)題，特提出一種新型三角桁架式掛籃(如圖3所示)，主要包括主桁承重系統(tǒng)。主桁承重系統(tǒng)中部左右兩側(cè)各設(shè)置有1副C型掛鉤，C型掛鉤頂部連接有行走裝置，行走裝置底部位于已澆節(jié)段的拱箱頂部的行走軌道上，C型掛鉤上設(shè)置有連接板，連接板左右兩側(cè)各通過(guò)多根斜拉吊帶與位于主桁承重系統(tǒng)前籃和后籃側(cè)面的拉座連接，在后籃上設(shè)置有反滾輪裝置，在主桁承重系統(tǒng)上設(shè)置有提升承重錨吊桿。掛籃上下弦桿由型鋼構(gòu)成的桁架組成，通過(guò)鋼吊帶與掛鉤銷軸連接，掛鉤是由鋼板焊接箱型斷面，掛鉤僅在掛籃行走時(shí)受力，拱箱混凝土澆筑時(shí)掛籃自重及混凝土自重由錨吊桿承擔(dān)。掛籃主要性能參數(shù)如下：澆筑節(jié)段最大重量188 t，最大長(zhǎng)度8.0 m，最大傾角39.6°，寬度(單箱室)7 m,掛籃自重(含模板)82.5 t，行走方式滑動(dòng),前端最大變形2 cm，錨固方式為自錨式。

圖3 新型三角桁架式掛籃

目前國(guó)內(nèi)尚無(wú)如此規(guī)模的懸澆鋼筋混凝土拱橋，無(wú)先例可循。相比傳統(tǒng)的懸澆鋼筋混凝土拱橋所用掛籃，新型掛籃具有以下4個(gè)優(yōu)點(diǎn)：

a.強(qiáng)度高、剛度大。改進(jìn)了以往桿件式掛籃的跨度小、變形較大的缺點(diǎn)，將懸臂澆筑長(zhǎng)度擴(kuò)展到了前所未有的8.0 m長(zhǎng)度，掛籃主桁強(qiáng)度、剛度較大。

b.水平止退裝置形式簡(jiǎn)單，對(duì)拱圈底板破壞較小。水平止退裝置由反力支架構(gòu)件和反力支架組成，反力支架構(gòu)件預(yù)埋在已澆節(jié)段拱箱底部，反力支架構(gòu)件上預(yù)留12個(gè)螺栓孔，鋼板上表面戴上螺帽，螺帽頂面采用厚3 mm的鋼板封閉，避免混凝土澆筑過(guò)程中，混凝土浸入螺栓孔。掛籃前移到位后，反力支架通過(guò)12個(gè)反力螺桿與反力支架構(gòu)件栓接在一起，形成水平止退裝置。由于是螺栓連接，反力支架構(gòu)件設(shè)置過(guò)程中不需要對(duì)拱箱底部的鋼筋和混凝土造成損壞，使用完成后拆除反力支架，予以修飾即可恢復(fù)拱圈外觀，不會(huì)影響橋梁結(jié)構(gòu)。掛籃斜爬產(chǎn)生的下滑力、混凝土荷載產(chǎn)生的下滑力通過(guò)止退機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了平衡。

c.反力滾輪(后支點(diǎn))裝置結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)捷、受力明確，掛籃角度調(diào)整簡(jiǎn)單。掛籃傾斜角度通過(guò)掛籃后端反滾輪裝置的上升和下降進(jìn)行調(diào)整，反滾輪裝置包括有反滾輪支撐座，反滾輪支撐座上設(shè)置有反滾輪第一銷軸，2個(gè)以上的反滾輪支撐臂的下部穿入反滾輪第一銷軸中，反滾輪支撐臂上部通過(guò)反滾輪第二銷軸進(jìn)行連接，反滾輪第二銷軸中穿入有反滾輪，反滾輪支撐座上還穿入有1根調(diào)整螺桿，調(diào)整螺桿頭端連接有位于反滾輪支撐座上的反滾輪滑塊，反滾輪滑塊抵住反滾輪支撐臂的側(cè)面。

d.防偏移裝置簡(jiǎn)單、高效。本掛籃主桁承重系統(tǒng)后籃兩側(cè)各設(shè)置有1個(gè)防偏移滾輪裝置，防偏移滾輪裝置包括有設(shè)置在主桁承重系統(tǒng)上的防偏移滾輪安裝支架，防偏移滾輪安裝支架上設(shè)置有2塊水平安裝板，2塊水平安裝板之間連接有防偏移滾輪安裝軸，防偏移滾輪安裝軸上設(shè)置有防偏移滾輪，防偏移滾輪抵住已澆節(jié)段的側(cè)面，始終保證掛籃軸線與拱圈軸線平行，該裝置結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，卻能有效起到防止掛籃產(chǎn)生橫向偏移的作用。

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新型掛籃三視圖如圖4所示。

(a) 新型掛籃正視圖

2 掛籃力學(xué)性能分析

2.1 有限元建模

在新型三角桁架式掛籃設(shè)計(jì)方案中，掛籃錨吊桿(前支點(diǎn))數(shù)目為2根，如圖5所示。采用Midas/Civil有限元軟件建立掛籃的數(shù)值分析模型，各桿件均采用梁?jiǎn)卧M，Q345鋼材的容重依據(jù)有限元模型中的重量與掛籃結(jié)構(gòu)實(shí)際重量差值修正為106.5 kN/m3，彈性模量取2.06×105N/mm2。

圖5 掛籃荷載示意圖

a.荷載模擬： 計(jì)算中考慮荷載包括掛籃自重、拱圈2#節(jié)段混凝土自重、模板荷載及橫隔板等恒荷載及施工人員、材料機(jī)具、振動(dòng)荷載等活荷載，其中混凝土節(jié)段(不計(jì)橫隔板)和模板自重等產(chǎn)生面荷載，換算為線荷載并施加到掛籃3個(gè)主桁片的上弦桿，橫隔板重量以集中力形式施加到3根上主弦桿上。各荷載具體模擬方式及數(shù)值大小如表1所示。

表1 掛籃荷載Table 1 load of hanging basket荷載種類模擬方式荷載數(shù)值/(kN·m-1)2#段混凝土自重線荷載-77掛籃模板線荷載-6.6橫隔板集中力-27.9混凝土材料、機(jī)具荷載線荷載-5.1混凝土振搗荷載線荷載-4.1 備注: 數(shù)值前負(fù)號(hào)代表荷載方向豎直向下。

b.邊界模擬：將掛籃桁片桿件之間設(shè)置為鉸接，釋放MY自由度(X向?yàn)檠乜v橋，Y向?yàn)闄M橋向，根據(jù)右手螺旋法則，定義豎直方向?yàn)閆向)；斜拉吊帶與C型掛鉤、拉座之間采用彈性連接中剛性連接；掛籃錨吊桿(前支點(diǎn))為約束所有自由度，掛籃后支點(diǎn)僅約束3個(gè)線位移自由度，釋放3個(gè)轉(zhuǎn)角自由度；拉座處各桿件與掛籃主桁承重系統(tǒng)采用彈性連接中剛性連接。掛籃所受荷載示意圖及有限元模型模擬分別如圖5、圖6所示。

圖6 掛籃有限元模型及邊界模擬局部放大圖

2.2 有限元結(jié)果分析

獲取掛籃在懸澆拱圈2#節(jié)段工況下的最大組合應(yīng)力云圖與位移云圖，分別如圖7、圖8所示；確定此工況下掛籃結(jié)構(gòu)最大組合拉、壓應(yīng)力所在位置，提取掛籃前端的位移值，具體結(jié)果如表2所示。

圖7 方案2掛籃最大組合應(yīng)力云圖(單位： MPa)

圖8 方案2掛籃豎向位移云圖(單位： mm)

表2 掛籃有限元數(shù)值分析結(jié)果Table 2 Finite element analysis results of hanging basket工況及位置最大組合壓應(yīng)力/MPa最大組合拉應(yīng)力/MPaC型掛鉤最大壓應(yīng)力/MPa最大豎向位移/mm懸澆拱圈2#節(jié)段24624220621.1位置后籃第2橫聯(lián)上弦桿后籃第1橫聯(lián)上弦桿錨吊桿處(前支點(diǎn))主桁承重系統(tǒng)前籃第1橫聯(lián)上弦桿中點(diǎn)處

由表2可知，掛籃最大組合壓應(yīng)力為246 MPa，出現(xiàn)在主桁承重系統(tǒng)后籃第2橫聯(lián)上弦桿處，最大組合拉應(yīng)力為242 MPa，出現(xiàn)在主桁承重系統(tǒng)后籃第1橫聯(lián)上弦桿處，C型掛鉤最大壓應(yīng)力206 MPa，掛籃最大豎向位移21.1 mm。最大組合拉壓應(yīng)力均出現(xiàn)在掛籃后支點(diǎn)處。

依據(jù)《鐵路橋梁鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(TB10002.2—2005)，Q345鋼材容許彎曲應(yīng)力[σw]為210 MPa?？紤]到掛籃為施工臨時(shí)構(gòu)件，容許應(yīng)力可提高1.1倍，即210×1.1=231 MPa，建議按不超過(guò)240 MPa組合應(yīng)力值控制。由表2可知，掛籃最大組合壓應(yīng)力略大于容許應(yīng)力值240 MPa，但差值小于工程允許差5%。掛籃最大豎向位移21.1 mm略大于《公路橋涵施工技術(shù)規(guī)范》中限值20 mm，差值亦在工程允許差值5%范圍內(nèi)。

綜上，掛籃的承載能力滿足規(guī)范要求。通過(guò)最大組合應(yīng)力云圖可知，掛籃反滾輪裝置(后支點(diǎn))處受力復(fù)雜，最大拉壓應(yīng)力均出現(xiàn)在其附近，懸澆施工前可通過(guò)粘貼焊接鋼板以減小掛籃局部應(yīng)力，懸臂澆筑時(shí)應(yīng)注意監(jiān)測(cè)其局部變形。

3 掛籃荷載試驗(yàn)設(shè)計(jì)與分析

3.1 掛籃荷載試驗(yàn)?zāi)康募霸O(shè)計(jì)原理

為了保證施工質(zhì)量和安全，施工前必須對(duì)掛籃進(jìn)行加載預(yù)壓試驗(yàn)，以檢驗(yàn)掛籃質(zhì)量是否滿足設(shè)計(jì)要求，驗(yàn)證掛籃設(shè)計(jì)合理性；同時(shí)預(yù)壓試驗(yàn)可消除掛籃的非彈性變形，并獲取掛籃彈性變形參數(shù)，為拱橋懸澆施工和線性控制提供依據(jù)。

式中：Fn為每臺(tái)千斤頂所施加力；n為千斤頂總臺(tái)數(shù)，共4臺(tái)；Ln為每臺(tái)千斤頂施加力至掛籃前支點(diǎn)位置縱橋向水平距離；G為2號(hào)拱圈節(jié)段混凝土自重；L為2號(hào)拱圈節(jié)段重心至掛籃前支點(diǎn)位置縱橋向水平距離。

3.2 掛籃荷載試驗(yàn)操作步驟

荷載試驗(yàn)方案具體步驟如下：

a.試驗(yàn)采用在原地面設(shè)置豎向錨索，鋼絞線反拉掛籃的方式進(jìn)行，掛籃拼裝后，以2#節(jié)段荷載進(jìn)行試驗(yàn)。

b.待1#節(jié)段澆筑完成后，在圖9中平面位置處施工4根豎向錨索(單根錨索采用6φ15.24 mm鋼絞線)，錨索長(zhǎng)度為17、19 m，且錨入巖石長(zhǎng)度不得小于10 m，在張拉錨索時(shí)，在原地面澆筑50cm×50cm×30cm的混凝土基座，并在基座頂面安裝2I40b工字鋼箱，在工字鋼箱上張拉錨索，并對(duì)錨索孔進(jìn)行壓漿。

圖9 掛籃荷載試驗(yàn)方案?jìng)?cè)面布置圖

c.1#節(jié)段扣索張拉后，拆除1#現(xiàn)澆段支架，拼裝掛籃(底模不安裝)，在掛籃懸臂端頂面安裝2根2I40b的工字鋼箱作為反拉縱梁，并在縱梁頂面相應(yīng)位置焊接調(diào)平鋼箱，共設(shè)置4個(gè)調(diào)平鋼箱，如圖10所示。

圖10 掛籃荷載試驗(yàn)方案立面布置圖

d.安裝荷載試驗(yàn)豎向鋼束，單根豎向鋼束采用4φ15.24 mm鋼絞線制作，下端為固定端，錨固于基座頂面的鋼箱上，上端為張拉端，錨固于掛籃頂面縱梁上的調(diào)平鋼箱上。

e.2#節(jié)段重1 886 kN，每根豎向鋼束按30%→70%→100%→110%→120%的加載順序(141.5 kN→330.1 kN→471.5 kN→585.8 kN)進(jìn)行，每加至分級(jí)荷載處，觀測(cè)掛籃前端沉降值，檢查掛籃各結(jié)構(gòu)之間的連接處有無(wú)異常，檢查無(wú)問(wèn)題后，停頓10 min，記錄一次數(shù)據(jù)，再停頓25 min，記錄數(shù)據(jù)后，再進(jìn)行下一級(jí)的張拉，最終張拉至120%后，再次檢查掛籃有無(wú)異常，觀測(cè)掛籃前端沉降，停頓60 min，無(wú)異常后開(kāi)始卸載。

3.3 應(yīng)力、位移測(cè)點(diǎn)布置及編號(hào)

1～4號(hào)測(cè)點(diǎn)位于后部反滾輪下部的支撐角鋼上，5～6號(hào)測(cè)點(diǎn)位于掛籃右前方斜吊帶下側(cè)，7～8號(hào)測(cè)點(diǎn)位于上主桁前部，9～10號(hào)測(cè)點(diǎn)位于C型掛鉤前第1根橫聯(lián)與反拉縱梁尾端連接處，應(yīng)力、位移測(cè)點(diǎn)具體位置如圖11所示。

圖11 掛籃荷載試驗(yàn)應(yīng)力、位移測(cè)點(diǎn)布設(shè)位置

3.4 掛籃應(yīng)力實(shí)測(cè)結(jié)果與理論結(jié)果對(duì)比

3.4.1實(shí)測(cè)與理論應(yīng)力對(duì)比

如表3、圖12所示。

圖12 1-10號(hào)測(cè)點(diǎn)理論、實(shí)測(cè)應(yīng)力對(duì)比曲線

表3 1～10號(hào)測(cè)點(diǎn)理論、實(shí)測(cè)應(yīng)力對(duì)比表Table 3 Comparison of theoretical and measured stresses of no.1-10 measuring point MPa測(cè)點(diǎn)加載階段30%50%70%90%100%100%(持荷10 min)100%(持荷25 min)110%120%1號(hào)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)15.42633.558.355.355.956.260.163.4理論19.732.946.159.265.965.965.972.4792號(hào)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)38.677.7102.2143.2159.3153.1153.3158.2162.5理論4778.4109.8141.1157157157172.5188.23號(hào)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)14.227.735.250.24957.658.562.465.3理論19.732.84659.165.865.865.872.378.84號(hào)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)35.168.6105.8131.9158.2150.2148.6154.4161.8理論46.978.2109.4140.1156.5156.5156.5172187.65號(hào)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)10.318.325.627.635.236.238.139.741.1理論9.716.222.629.132.432.432.435.638.86號(hào)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)9.215.418.123.628.629.631.233.535.2理論7.312.116.821.726.726.726.726.529.17號(hào)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)-60.7-100.6-142.9-176-198.4-211.3-221.5-225.4-235理論-57-95.1-133.1-171.1-190.4-190.4-190.4-209.2-228.28號(hào)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)-5.5-9-14.3-20.1-20.6-21-22.3-23.6-24.1理論-6.3-10.5-14.7-18.9-21.1-21.1-21.1-23.2-25.39號(hào)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)-2.5-3.6-4.1-6.2-6.8-7.3-7.1-7.3-7.4理論-1.39-2.31-3.24-4.16-4.63-4.63-4.63-5.09-5.5510號(hào)測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)-2.3-2.6-3.5-5.6-5.8-5.9-5.6-6.2-7.8理論-1.59-2.65-3.72-4.78-5.31-5.31-5.31-5.84-6.37

3.4.2實(shí)測(cè)與理論位移對(duì)比

實(shí)測(cè)最大位移發(fā)生于掛籃主桁承重系統(tǒng)前籃第1橫聯(lián)處，該測(cè)點(diǎn)處理論、實(shí)測(cè)位移對(duì)比見(jiàn)表4。

3.5 掛籃荷載試驗(yàn)結(jié)果分析

a.在應(yīng)力方面，1#～4#測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)應(yīng)力值與理論應(yīng)力誤差較大，其中4#測(cè)點(diǎn)最后一個(gè)加載工況(加載至120%)時(shí)兩者誤差達(dá)25.8 MPa；但1#～4#實(shí)測(cè)應(yīng)力值普遍小于理論應(yīng)力值，其原因可能是在掛籃加載前，為了改善掛籃后支點(diǎn)處的局部受力，在掛籃后籃后支點(diǎn)處焊接了大量的型鋼，桿系模型無(wú)法精確模擬此局部區(qū)域。5#、6#測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)應(yīng)力值與理論應(yīng)力較小，最大差值均6 MPa 左右，但實(shí)測(cè)應(yīng)力值普遍大于理論應(yīng)力值，誤差可能是由于在掛籃前端焊接了大量施工操作平臺(tái)，這部分荷載無(wú)法進(jìn)行精確計(jì)算。7#測(cè)點(diǎn)在加載至100%工況前，實(shí)測(cè)應(yīng)力值與理論應(yīng)力值吻合較好，但是從持

表4 實(shí)測(cè)最大位移測(cè)點(diǎn)處理論、實(shí)測(cè)位移對(duì)比Table 4 Comparison of theoretical and measured displacement at the measured maximum displacement measuring point m測(cè)試工況實(shí)測(cè)位移理論位移初始-0.005-0.00230%-0.009-0.00550%-0.011-0.00870%-0.015-0.01290%-0.019-0.015100%-0.022-0.017110%-0.025-0.019120%-0.03-0.022

荷時(shí)兩者誤差逐漸增大，最大達(dá)到30 MPa，誤差原因可能是該處靠近掛籃拉座處，桿系模型中所用的邊界條件“彈性連接中的剛性連接”無(wú)法真實(shí)模擬此處受力，對(duì)于拉座這種板狀構(gòu)件，必須使用板單元或?qū)嶓w單元進(jìn)行模擬。8#測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)應(yīng)力值與理論應(yīng)力值吻合較好。9#、10#測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)應(yīng)力值與理論應(yīng)力值相對(duì)誤差較大，但是絕對(duì)誤差較小，應(yīng)力變化趨勢(shì)基本一致。

b.試驗(yàn)結(jié)果較為真實(shí)地反映了掛籃加載過(guò)程中的受力狀態(tài)，總體上，掛籃前半部分受力試驗(yàn)與理論值較為吻合，后支點(diǎn)部分差異較大，原因是現(xiàn)場(chǎng)施工時(shí)在掛籃后籃滾輪位置附近焊接了大量臨時(shí)型鋼，理論計(jì)算有限元模型此時(shí)未能與現(xiàn)場(chǎng)掛籃實(shí)際情況一致。

c.在位移方面，最大位移測(cè)點(diǎn)處測(cè)點(diǎn)理論與實(shí)測(cè)位移差值最大為8 mm，出現(xiàn)在加載120%階段。掛籃實(shí)測(cè)變形與理論值相比，實(shí)測(cè)值大于理論值，原因可能在于掛籃采用了大量鉸接構(gòu)造。有限元模型是通過(guò)釋放梁端約束進(jìn)行模擬，此種模擬方式可能不太適合模擬含有大量鉸接構(gòu)造的結(jié)構(gòu)。

d.從實(shí)測(cè)應(yīng)力、位移數(shù)據(jù)總體變化趨勢(shì)可以看出，與理論應(yīng)力、位移變化趨勢(shì)大體一致，掛籃總體承載力滿足設(shè)計(jì)要求，此新型掛籃設(shè)計(jì)合理的。

4 結(jié)論

本文依托主跨210 m的夜郎湖大橋，首先，在系統(tǒng)調(diào)研以往鋼筋混凝土拱橋懸澆施工掛籃結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，基于施工現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況，結(jié)合本橋施工特點(diǎn)，提出一種新型三角桁架式掛籃。接著，基于Midas/civil軟件，建立掛籃空間有限元模型，剖析新型掛籃在澆筑拱圈2#節(jié)段工況下結(jié)構(gòu)力學(xué)性能規(guī)律。最后，基于靜力等效原則，設(shè)計(jì)適用于本新型掛籃的荷載預(yù)壓試驗(yàn)，對(duì)比分析數(shù)值模型結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，驗(yàn)證了掛籃設(shè)計(jì)的合理性。結(jié)論如下：

a.掛籃懸澆拱圈2#節(jié)段工況下，最大組合壓應(yīng)力為246 MPa，出現(xiàn)在主桁承重系統(tǒng)后籃第2橫聯(lián)上弦桿處，最大組合拉應(yīng)力為242 MPa，出現(xiàn)在主桁承重系統(tǒng)后籃第一橫聯(lián)上弦桿處。掛籃最大組合拉、壓應(yīng)力略大于容許應(yīng)力值240 MPa，但差值小于工程允許差5%。掛籃最大豎向位移21.1 mm略大于《公路橋涵施工技術(shù)規(guī)范》中限值20 mm，差值亦在工程允許差值5%范圍內(nèi)。通過(guò)有限元仿真分析可知，掛籃應(yīng)力、位移均滿足規(guī)范要求。

b.通過(guò)最大組合應(yīng)力云圖可知，掛籃反滾輪裝置(后支點(diǎn))處受力復(fù)雜，最大拉壓應(yīng)力均出現(xiàn)在其附近，懸澆施工前可通過(guò)粘貼焊接鋼板以減小掛籃局部應(yīng)力，優(yōu)化掛籃細(xì)部構(gòu)造設(shè)計(jì)，且懸臂澆筑時(shí)應(yīng)注意監(jiān)測(cè)其局部變形。

c.基于新型掛籃荷載試驗(yàn)，獲取掛籃加載過(guò)程中應(yīng)力和位移變化規(guī)律，實(shí)測(cè)應(yīng)力、位移數(shù)據(jù)總體變化趨勢(shì)，與理論應(yīng)力、位移變化趨勢(shì)大體一致，掛籃總體承載力滿足設(shè)計(jì)要求，新型掛籃設(shè)計(jì)合理。

夜郎湖大橋已于2018年8月31日順利通車，成橋線形與內(nèi)力均符合設(shè)計(jì)要求，本文成果可為今后同類型工程提供借鑒和參考。