先简支后连续梁桥的起重机架梁施工分析”
陈代海，刘琼，冯冠杰
（郑州大学土木工程孕院，河南郑州450001）
[摘要]为分析已架设箱梁段在起重机不同布置方式下的受力状况，以某先简支后连续箱梁桥为例，采用数值模拟例不同的情况，分析主梁整体和局部的受力状态.计算结果表明，在箱梁自重、起重机荷载和预应力荷载组合作用 分析方法，建立已架设箱梁的有限元实体模型，基于起重机在架梁时的两种布置方式，考虑起重机前后支腿承载比下，已架设箱梁结构整体受力安全；为防止起重机后支点处主梁局部拉应力超限，在起重机第一种布置方式下，起重机后支腿支撑面压强不宜超过150kN/㎡²，在起重机第2种布置方式下其不宜超过90kN/m²，依此提出合理的施 工建议.
[关键词]桥梁工程；先简支后连续梁桥；起重机；有限元模型；施工分析
[中图分类号]U445.46 [文献标识码]A
0010-2（9100）862001[]
Analysis of Girder Erection Using Crane for Simply Supported Continuous Beam Bridge
Chen Daihai Liu Qiong Feng Guanjie
(Sehoof ef CasI Engineering Zhengzhou Unisersity Zhengahou He*nan 450001 China )
Abstract ;In order to analyze the stress states of box girder which had been set up under differentarrangement of the crane taking a simply supported continuous bxox ginder bridge as an example thefinite element entity model of box girder which had been set up was established by using numericalsimulation analysis method. Based on two kinds of arrangement of the crane considering the case that the bearing ratio of crane′ s front and back leg was different the global and local stress states of girders wereanalyzed. The results show that the box girders are safe under the action of box girder′ s weight craneload and prestresed load. In order to avoid the transfinite local tensile stress of girder which is on theback fulcrum of crane the bearing surface pressure of back leg should not be more than 150kN per square meter under the first arrangement of crane and 90kN tons per square meter under the secondarrangement of crane. Then the reasonable suggestions are put forward and it can provide a reference forsimilar engineering constructions.
Key words; bridges; simply supported continuous beam bridge; cranes; finite element method;siseue uonsuo
下的受力状况将显得尤为重要.
0引言
目前，关于先简支后连续梁桥的施工技术和受连续T梁桥从施工至极限破坏的全过程受力性能；宋文泽分析了先简支后连续铁路梁桥的框架墩横梁和墩柱固结处结构在不同工况下的力学特点； 刘亚楠”研究了简支变连续结构体系中临时支座不同拆除联序下主梁应力重分布的规律和特点：张军利用有限元软件建立分析模型，讨论不同配筋
先简支后连续梁桥兼备简支梁桥施工简单和连续梁桥受力性能好的特点，在中小跨径桥梁中得力特性方面的研究文献较多，朱小青采用有限元 以广泛应用.在其施工过程中，常采用起重机进行软件Midas/FEA建立同时考虑几何非线性和材料预制梁（板）的吊装.由于施工空间的限制，部分梁非线性影响的全桥三维实体模型，研究了先简支后段的安装往往需要起重机布置于已架设的梁（板）上，因此，分析已架设梁段在起重机不同布置方式
形式和不同有效预应力对简支变连续梁式桥的影响；李瑞峰”介绍了先简支后连续梁桥的施工要点 和质量控制要点；李志基于先简支后连续梁桥的工程实例，对该类结构体系的施工特点及改进方法进行了探讨；元信文研究了先简支后连续预应力空心板梁结构的受力性能，并与其他类似结构进行对比，分析了其经济指标：陈强对先简支后连续 体系的关键施工技术以及后连续端部的施工顺序进行研究，提出了这类结构体系连续端部混凝土浇筑和预应力张拉的合理施工顺序：盛兴旺通过试验对先简支后连续梁桥的疲劳性能和抗裂性能进 行研究，分析了在正常应力状态下结构刚度，各典型截面混凝土等的应变随疲劳加载次数的变化规律以及重复加载对各关键截面抗裂性能的影响.综上所述，相关研究内容主要集中于先简支后连续梁桥的施工技术、设计及力学性能等，有关施工过 程中在起重机荷载作用下结构受力状态的分析相对较少.因此，本文以某先简支后连续箱梁桥为例，运用Midas/FEA建立已架设箱梁的有限元实体模型，基于起重机在架梁时的2种布置方式，考虑起 重机前后支腿承载比例不同的情况，分析主梁的整体和局部受力状况，并依此提出合理的施工建议，为类似工程的施工提供参考.
1 350/(4 ×1. 5 × 1. 5) = 150(kN/m²).
图2起重机布置尺寸（单位：m）Fig. 2 Layout size of the crane ( unit : m)
2有限元模型的建立
为分析箱梁局部受力情况，运用Midas/FEA建立半幅桥4片梁（图1中的4-7号梁）的有限元实体模型，预应力混凝土小箱梁、湿接缝以及现浇混凝土横隔板采用六面块体单元来离散，单元尺寸为12cm，箱梁与湿接缝采用共节点的连接方式.为获 得与实际结构近似的分析结果，模拟过程中在箱梁支座位置处设置预理钢板，用弹簧单元来模拟板式橡胶支座，其竖向刚度为橡胶材料的实际刚度，为体现聚四氟乙烯板式橡胶支座的滑动性能，弹簧单元的纵桥向和横桥向刚度根据经验选取为较小的 变形刚度值；预应力钢束由钢筋梁单元模拟，它与箱梁实体单元的连接由程序自动精合.桥梁有限元实体模型如图3所示，其中单元数共计313992个，节点数为385348个.
1工程概况
横断面布置为：4.5m（人行道）14m（机动车道） 某跨河大桥桥面宽41m，桥长为3×25=75m，2m（绿化带）16m机动车道4.5m（人行道）.桥梁上部结构采用后张法预应力装配式小箱梁，施工方法为先简支后连续，半幅桥的箱梁编号如图1所示.施工过程中，采用门式起重机起吊安装方式架箱梁的架设改用起重机起吊方式.
图3桥梁有限元实体模型
Fig. 3 Finite element entity model of the bridge
吊装中跨箱梁时，2台起重机对主梁的影响较大，故在数值分析中模拟这一施工过程.起重机的此处承受起重机局部冲切能力较强，起重机荷载由 前面2个支腿放置于盖梁对应处的横隔梁位置，因此直接传递到桥梁下部结构.考虑对主梁受力有利和不利2种情况，起重机的后面2个支腿根据前后支腿的间距在桥梁上有2种布置方式：①置于箱 梁截面上与腹板交接的顶板处：②放置于箱梁之间的湿接缝或翼缘板处.起重机在桥梁上的布置方式如图4所示.
图1桥梁横截面（单位：cm）
Fig. 1 Cross section of the bridge ( unit : cm)
起重机由4个支腿支撑，每个支腿下的支撑面积为1.5m×1.5m=2.25m²，如图2所示.架设过程中，起重机布置在已施工完成湿接缝并张拉完顶板纵向预应力钢束的4-7号箱梁上.根据施工现场提供的数据，每台起重机自重配重约为95t，预 应力混凝土小箱梁自重约80t，每台起重机承受的荷载合计约1350kN.1台起重机按4个支腿平均分析.由于起重机在吊梁过程中会出现前后支腿受担起重机愿数娜每个支腿下的支撑面平均压强为
4计算结果分析
考虑对桥梁受力状态有利和不利2种情况，对
主梁在起重机2种布置方式下的受力情况进行分力不均的情况，因此在计算过程中起重机前后支腿
所示.其中，变形值以向下为”-”，向上为””；应 方式下起重机后支点处主梁局部拉应力比较如图7力值以受压为”-"，受拉为””.
图4起重机架粱时的布置方式（单位：m）Fig. 4 The crane arrangement for girder erection ( unit; m)
图5组合荷载作用下主梁边跨跨中竖向变形值比较
的承担荷载按一定比例进行分配.分析中选取起9:1等5种工况，相应地，起重机前支点和后支点每 重机前后支腿的承载比例为：5：5 6:4 7:3，8：2和个支腿的支撑面平均压强分别为：150，150kN/m²，180 120kN/m² ; 210 90kN/m² ; 240 60kN/m² ; 270 30kN/m².基于上述建立的有限元实体模型，计算 主梁在箱梁自重、起重机荷载和预应力荷载作用下的变形及应力.在箱梁自重、起重机荷载和预应力荷载组合作用下和起重机荷载单独作用下的桥梁各跨跨中变形如表1所示，起重机2种布置方式下主梁边跨跨中竖向变形值比较如图5所示.在箱梁 自重起重机荷载和预应力荷载组合作用下，桥梁关键截面的正应力如表2所示，起重机2种布置方式下箱梁底板正应力比较如图6所示，起重机后支点处主梁的局部应力如表3所示，起重机2种布置
Fig. 5 The vertical deformation values parisonof girder' s side mid-span under bined loads
由表1和图5可以看出，在箱梁自重、起重机荷载和预应力荷载组合作用下，主梁跨中的最大竖向 变形值为6.8mm，结构的整体变形较小，说明桥梁的竖向刚度较大.在起重机荷载单独作用下，主梁边跨下挠，中跨上翘，随着起重机后支点承担荷载的减小，主梁的变形值呈单调递减趋势.
由表2可以看出，在箱梁自重、起重机荷载和预应力荷载组合作用下，主梁均处于受压状态，且数值均小于主梁材料的实际抗压强度值22.4MPa，结构整体受力安全.从图6可以看出，在起重机2种布置方式下，主梁关键截面的正应力相差不大，随
Table 1 The vertical deformation values of main girder under different conditions with two 表1起重机两种布置方式下不同工况的主梁跨中竖向变形值arrangements of the crane
mm起重机布置方式1 起重机布置方式2工况 中跨 组合荷载作用 边跨 中跨 起重机单独作用 边跨 中跨 组合荷载作用 边跨 中路 起重机单独作用 边跨0.5 5.3 2.6 4.6 0.8 4.6 1.3 3.02 3 -0.1 0.2 5.7 6.1 2.1 1.6 -3.7 -2.8 1.2 1.5 5.2 5.8 0.6 0.9 2.4 1.84 0.4 7.1 1.1 1.8 1.7 6.4 0.4 1.35 0.7 6.8 0.5 1.0 2.0 6.8 0.1 0. 8
表2起重机两种布置方式下不同工况的主梁关键截面正应力
Table 2 The normal stress of main girder' s key section under different condlitionswith two arrangements of the crane
起重机布置方式1 起重机布置方式2工况 板 中跨跨中 底板 顶板 边跨跨中 底板 顶板 中跨跨中 底板 顶板 边跨跨中 底板0.52 3.62 1.57 7. 29 0. 54 3.61 1. 72 7.203 2 0.65 0.75 3.49 3.53 1.38 1. 26 7.64 7. 44 0.64 0. 76 3.54 3.48 1.53 1.34 7.58 7. 414 0.85 3. 41 3.36 1.10 0. 95 7. 81 7.98 0. 90 1. 10 3. 40 3.37 1.31 1.29 7.77 7.965 0.98
万方数据
图7起重机2种布置方式下起重机后支点处主梁局部拉应力比较
Fig. 7The local tensile stress parison of girder that is on the crane's back fulcrumunder two arrangements of the crane
1）在箱梁自重、起重机荷载和预应力荷载组合作用下，结构整体变形较小；主梁关键截面正应力、局部压应力及剪应力满足设计规范要求.
图6起重机2种布置方式下正应力比较Fig. 6 The normal stress parison undertwo arrangements of the crane
限，起重机后支腿支撑面压强在起重机第1种布置 2）为防止起重机后支点处主梁局部拉应力超方式下不宜超过150kN/m，在起重机第2种布置方式下不宜超过90kN/m².
表3起重机2种布置方式下不同工况的起重机后支点处主梁局部应力最大值
Table 3 The local stress maximum of girder that is onthe crane’ s back fulcrum under different conditions
已架设箱梁上吊梁时，每台起重机的其中2个支腿 3）先简支后连续梁桥施工中采用起重机置于宜放置于盖梁上方的端横梁处，另外2个支腿尽量放置于箱梁截面上与腹板交接的顶板处，避免放置于已架设箱梁之间的湿接缝或翼缘板上.吊装过程中可考虑起重机支腿下垫设方木的方式来扩大 支腿承压面积，以防起重机局部冲切导致主梁局部拉应力超限.
with two arrangements of the crane MPa工况 起重机布置方式 拉应力压应力 起重机布置方式21 拉应力压应力剪应力 2.21 5.91 0.50 2. 90 5. 65 剪应力 0.942 3 1.32 1.78 5. 93 5. 94 0.40 0.45 2. 40 1. 90 6. 43 6. 04 0.80 0.664 1. 15 6. 90 0.33 1. 43 7.01 0.535 1.01 7.79 0.30 0. 94 7.32 0.41
参考文献：
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着起重机后支点承担荷载的减小，中跨跨中顶板和 边跨跨中底板的截面正应力绝对值逐步增大，面中跨跨中底板和边跨跨中顶板的截面正应力绝对值则逐步减小.
由表3和图7可以看出，在箱梁自重、起重机荷载和预应力荷载组合作用下，主梁的最大压应力小 于主梁材料的实际抗压强度值22.4MPa，最大剪应力小于其抗剪强度：=0.1f=0.1x22.4=2.24MPa；在起重机第1种布置方式下，当起重机前后支腿承载比例为5：5，即后支腿支撑面压强为150kN/m²时，主梁的局部最大拉应力为2.21MPa， 其超过主梁材料C50的实际抗拉强度值1.83MPa，在起重机第2种布置方式下，当起重机前后支腿承载比例小于7：3，即后支腿支撑面压强大于90kN/m时，主梁的局部最大拉应力超过主梁材料的实际抗拉强度值.在起重机两种布置方式下，随着起重 机后支点承担荷载的减小，拉应力和剪应力的最大值逐步减小，而压应力最大值则逐步增大.
5结语万方数据
