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1、一、工程概况王家沟大桥桥址位于乌鲁木齐市区西面，是头屯河区工业大道道路工程日勺重要节点工程，大桥近东西方向横跨整个王家沟，全桥位于直线段，左右两幅桥均沿道路设计中心线对称。全桥从西向东纵坡i=-0.18%,横坡：1.5%。跨径布置为：440m先简支后持续小箱梁+90+16()+9Om持续刚构+3X4Om先简支后持续小箱梁。主桥为预应力混凝土持续刚构，跨径布置为90+160+90m,由两个160m“T”对称构造构成，主桥总长为340mo箱梁顶宽为16.25m,底宽为8.25m,箱梁为单箱单室断面。箱梁根部梁高为9.5m,跨中梁高3.5m,腹板厚度分别为1.2m、0.8m、0.6m,底板厚度由跨中
2、(梁端)日勺0.3m按1.8次方抛物线变化至根部IOm。箱梁采用纵向、横向、竖向三向预应力采用大吨群锚体系，横向预应力采用扁体系，竖向预应力采用精轧螺纹钢筋锚固体系。墩顶0#梁段长Iom。两个“T构”的悬臂纵桥向中跨划分为20个节段、边跨划分为20个节段，节段数及节段长度从根部至跨中分别为：中跨3X3米、4X3.5米、6X4米、6X4.5米、2米合龙断，和边跨3义3米、4X3.5米、6X4米、6X4.5米、2米合龙断。施工图纸的基本规定：箱梁的悬臂施工中挂篮及所有施工荷载重量不应超过最大悬臂浇筑段重量的0.5倍，并保证挂篮具有足够的安全度，严禁挂篮掉落。挂篮最大承载力不得不大于3500kN,挂
3、篮自重、模板等施工荷载应控制在I100kN如下。方案确实定：由于大桥所横跨山谷南北走向、施工处风大且频繁，因而规定挂篮构造迎风面小，抗风能力大。因而规定挂篮主桁系统、模板系统、底篮系统等刚度较大。悬浇箱梁高度从9.5m渐变到3.5m,因而规定内外模板沿竖向可抽除；以到达减轻篮挂自重、和减小风作用带来日勺负面影响，同步也规定内模也可抽除。箱梁腹板存1.2m、0.8m、0.6m三个厚度，因而规定内模板顶板沿横向可变化延伸。由于挂篮多达8个，因而规定挂篮尽量减轻自重，以减少施工成本。同步王家沟大桥施工工期紧张，挂篮设计时应合适减低加工难度。大桥悬臂节断最重为290t,规定承载能力较大。基于以上原因，
4、通过多种方案比选论证，决定采用棱形式挂篮方案进行设计。根樨本桥的构造特点各施工特点，挂篮为棱形式挂篮，由如下几种构成部分：（1）棱形块：主桁杆件，结点板，销子连结，共两幅；（2）前横梁，型钢构成，且与底篮前横托梁采用精轧螺纹钢或钢带连结；（3）后横梁，型钢焊接而成的桁架系统，只承受底篮空载时的重量，与后横托梁采用手拉葫芦或钢带连接；（4）前横托梁系统：采用型钢构成，承受底篮纵梁带来的荷载；（5）后横托梁系统：承受底篮纵梁的荷载，采用精轧螺纹钢锚固在上一节断预留孔处；（6）纵梁系统：型钢构成，承受底模带来日勺荷载；（7）模板系统：由侧模、底模、内模、端模构成；（8）走行系统：由后锚点小车、前支点
5、滑船、轨道构成；（9）平衡及锚固系统：由锚固部件、锚固筋、配重等构成，以便挂篮在灌注球和空载行走时，具有必要日勺稳定性。二、计算根据1 .公路桥涵施工技术规范(JTJ041-2023)2 .公路桥涵钢构造及钢构造设计规范(JTJ025-86)3 .钢构造设计规范(GB50017-2023)4 .王家沟大桥施工图设计5 .王家沟大桥挂篮设计图6 .其他有关的技术规定三、计算参数选用(1)钢材力学指标钢材力学指标表表1钢材类型Q235Q345PBS785盘(MPa)235345785(MPa)2153106506；(MPa)215310400弹性模量E(MPa)206000206000202300
6、荷载取值1)永久作用：挂篮受力主构件及模板自重挂篮受力主构件自重按模型中自重数值乘以1.1日勺系数取值，各部分模板重量根据实际模板材料重量以节点力形式加于挂篮主受力构件上；2)可变作用：混凝土湿重、风荷载、人群及施工机具荷载(施工荷载)混凝土湿重取最不利组合状况，即：底板和腹板取所有梁段中重量最大日勺第4节段时混凝土湿重，顶板和翼板取长度最长的梁段取值；人群及施工机具荷载取2.0KP;风荷载取为800Pa四、荷载组合(1)持久状况和短期状况应力原则组合：作用取原则值，风荷载考虑冲击系数(2)持久状况正常使用极限状态短期效应组合:永久作用原则值效应与可变作用频遇值效应组合长期效应组合:永久作用原
7、则值效应与可变作用准永久值效应组合(3)持久状况承载能力极限状态基本组合：永久作用的设计值效应与可变作用设计值效应相组合五、构造验算(1)有限元模型图1挂篮有限元模型构造图1）模型建立挂篮有限元模型如图所示，按照挂篮设计图及施工作业方式，模型建立合计311个节点、350个单元，9种截面形式，6类边界条件。截面类型、有关日勺截面特性值及对应材料见表3所列：截面类型及参数表表2截面名称截面类型截面特性值选用材料Ix(cm4)Wx(cm3)主桁架1号杆件H型钢（加焊钢板）49630Q235钢25号杆件H型纲（加焊钢板）14226Q235钢前横梁H型钢（加焊钢板）163337605016Mn钢后横梁箱
8、型截面6719616Mn钢托梁双45a工字钢加焊钢勖64400286016Mn钢纵梁（外滑梁）45a工字钢32200143016Mn钢加强纵梁（内滑梁）45a工字钢（加焊钢板）48000204316Mn钢吊带矩形截面1944A3钢板40螺纹钢圆形截面12.56PBS785钢2）荷载取值着自重挂篮自重包括主受力杆件及各位置处口勺模板重量，其中主受力构件自重按系统内取值，并乘以12倍的系数（包括各构件连接处所用销栓及钢板重量）。挂篮模板自重根据其对应位置，换算成均布荷载加至纵梁及内、外滑梁之上。各对应位置日勺均布荷载换算值如下表4所示:挂篮模板自重换算参数表表3加载位置加载长度荷载换算值(KNm)
9、外滑梁15.5m7.1外滑梁25.5m10.7内滑梁5.5m7.1纵梁5.5m1.2（每根）加强纵梁5.5m0.3(每根)注：模板重量取用原计算书中所给模板重量值，即底模板重5t,侧模重5t,翼板底模重5t,内模总重址。b.施工荷载施工荷载是指挂篮悬臂施工时，作用在其上日勺施工机具及作业人员所产生日勺荷载,施工荷载在此取常用值为200Kgm2o在挂篮有限元模型中转换成均布荷载分派到对应的纵梁和滑梁之上(表5)。施工荷载取值参数表表4加载位置加载长度荷载换算值(KNm)外滑梁15m2.2外滑梁25m5.7内滑梁5m6.9纵梁5m2.1（每根）加强纵梁5m0.5(每根)C.混凝土湿重混凝土湿重指该
10、梁段因浇筑混凝土对挂篮产生的作用荷载，混凝土比重取为2.65,混凝土湿重是挂篮主受力原因，考虑到挂篮构造日勺安全性，计算成果分析时在荷载工况组合中将混凝土湿重乘以12日勺系数。在挂篮有限元模型中混凝土湿重转换成分布荷载分派到对应日勺纵梁和滑梁之上(表6)。混凝土湿重取值参数表表5加载位置加载长度(m)荷载换算值(KNm)卬92外滑梁14.525.1外滑梁24.524.8内滑梁4.543.2纵梁3.525.924.3加强纵梁3.564.761.2注：考虑荷载最不利组合，滑梁时荷载取节段长度为4.5m时时梁段顶板和翼板参数，纵梁的荷载取值为第4梁段口勺底板参数，加强纵梁日勺荷载取值为第4梁段的内侧
11、腹板参数。各构件受力及变形分析D自重状态下受力及变形分析照前所述，挂篮承受自重状态下受力分析的荷载取系统自动生成的构件自重乘以1.2倍的系数加上挂篮加到纵梁及内、a.主桁柒构件八B三/H*i.一外滑梁之上的均布荷载。*I,三三vIwe*w.三Iwt.:f、一/、(*.141IMB4M/IItMBaflBiI图2自重作用下主桁架受力及变形示意图在自重作用下,主桁架受力及变形如图2所示：受力最大为2号杆件受27.3MPa拉应力，远不大于设计承载能力。主桁架后端固结，最前端搭接横梁处支点在自重作用下发生的位移为向下3mm。b.前横梁构件图3自重作用下前横梁受力及变形示意图在自重作用下，前横梁受力最大
12、处为与主桁架衔接处顶缘出现20MPa日勺拉应力（轴力与弯矩的组合值）；除去主桁架变形影响，前横梁两支点中间位置自身向下变形局限性Imm,两端向下变形3mm。c.后横梁构件图4自重作用下后横梁受力及变形示意图后横梁在后托梁固定期受力较小，当施工中移动挂篮时，后托梁与前一梁段底板解除连结，挂篮自重荷载由本来日勺后托梁承重改为后横梁承重，此时后横梁两B勺横向杆件有较大B勺受力和变形，外侧顶横杆件受力最大，为124.3MPa,横梁最外端变形为向下17mm。虽然此处杆件受力能满足规定，但挂篮在移动过程中不处在修定状态，会有一部分额外的冲击荷载，因此提议在此处对后横梁受力较大的横向杆件做加强处理,首先可以
13、提高后横梁受力时的安全储备,另首先也加强了挂篮整体的稳定性。经试算，后横梁横向杆件所用钢板厚度由4mm增至6mm,可有效提高横梁的受力性能和挂篮整体稳定性。由托梁构件图5自重作用下托梁受力及变形示意图托梁在此工况下只承受自重及底模荷载，受力及变形均较小。e.滑梁构件图6自重作用下滑梁受力及变形示意图在自重和模板作用下，翼板内侧滑梁受最大应力为24.7MPa,此时滑梁中间部位自身下挠度为2mm。底模纵梁构件图7自重作用下底模纵梁受力及变形示意图底模不受外力作用时，底模纵梁受力小，因自重产生的应力和变形均较小。其中最大应力不超过6Mpa,自身变形可忽视不计。2）挂篮悬臂浇筑施工过程中的构件受力及变
14、形分析挂篮悬臂浇筑施工过程中，取混凝土湿重乘以12的系数加施工荷载作为该过程中日勺分析荷载（如下称工况11）,对各部分构件的受力及变形分析如下:a.主桁架构件图8主桁架在工况U作用下受力及变形示意图主桁架在施工过程中是挂篮时基本受力支撑体系，浇筑混凝土时重要承受轴向荷载，在工况II作用下，轴力和弯矩组合应力最大值为前端4号杆件承受115.6MPa压应力，在此作用下主桁架前端支点处竖向位移为向下18mm。b.前横梁构件图9前横梁在工况U作用下受力及变形示意图前横梁在工况II作用下，受到前托梁及内、外滑梁传递给的竖向荷载，如图所示：最大受力位置在横梁中部下缘，组合应力值为84.6Mpa,横梁因受力
15、产生变形，其中跨中相对支点处下挠IOmm,两端则向上翘起14mm。c.后横梁构件后横梁各个杆件在工况U作用下受力如图10所示，顶横梁受拉应力最大值为48.0Mpa,在与主桁架3固结处外缘下横杆与斜撑相交处出现最大压应力为46.0Mpa;端部支点因受力产生大小为9mmB向下位移。*ear 1*l= 一三图10后横梁在工况II作用下受力及变形示意图CL托梁构件由图11,计算得出前托梁在工况II 作用下所受最大应力在中间位置处，大 小为100.7MPa,后托梁最大应力出现的 位置在后锚位置，大小106.8 MPa。根据图12所示，前托梁因受力在梁中间位置产生17mm日勺下挠，后托梁因后锚位置位于贴近
16、腹板内侧，总体变形不大。图11托梁在工况II作用下受力示意图e.滑梁构件图12前、后托梁在工况作用下变形示意图在承受工况II荷载时内滑梁受力最 大，为105.4MPa,两支点中部位置产生 向下8mm日勺挠度，此外翼板外侧H两类 滑梁对应位置处分别产生7mm日勺下挠。此外，内滑梁前端与前横梁相连精轧螺纹钢受力变形3mm,对应位置处的横图13滑梁在工况II作用下受力示意图梁竖向位移较大，致使内滑梁前端有30mm日勺位移,此外两滑梁前端位移分别为Ilmm和18mm。（图13、14）图14滑梁在工况U作用下变形示意图底模纵梁构件底模纵梁在混凝土湿重及施工荷载作用下最大组合应力出目前加强纵梁跨中位置处，
17、大小为118.9Mpa,纵梁跨中位置受力产生7mm日勺下挠。加强纵梁日勺下挠度为12mm。图15底模纵梁在工况作用下受力示意图图15底模纵梁在工况U作用下变形示意图3）最不利组合状态下构件受力及变形分析施工过程中挂篮受力最不利组合状态是指包括自重组合、混凝土湿重及施工荷载所有作用到构造上时挂篮的受力状态。此状态发生在每梁段日勺混凝土浇筑施工即将完毕时。经有限元计算分析，各构件受力及变形状况如表6所列：各构件在最不利组合状态下受力及变形分析表表6构件名称构件所受最大组合应力（MPa）构件变形主桁架131.7（2号桁架）主桁架前支点向下位移21mm前横梁87.8相对支点处跨中下挠10mm,两端上挠
18、Hmm后横梁124.3端部支点向下位移17mm前托梁109.4在梁中间位置产生18mm日勺下挠后托梁121.0端部相对锚固位置下挠13mm滑梁197.5跨中产生8mm下挠前端向下位移16mm滑梁2115.2跨中产生8mm下挠前端向下位移21mm加强滑梁115.0跨中产生9mm下挠前端向下位移35mm纵梁89.6跨中产生7mm下挠前端向下位移35mm加强纵梁122.2跨中产生Umm下挠前端向下位移28mm中40螺纹钢123.8吊带59.1伸长量为5mm注：后横梁时最不利荷载组合发生在后托梁去锚、挂篮移动时。表中下挠度指构件相对变形，位移指各支点处产生R勺竖向变形。由计算成果可知，各构件在受最不利
19、荷载状态下受力均能满足规定。其中，后横梁受力偏大，前述中已提议加强构件；后托梁在锚固位置处应力较集中，也宜采用加强措施；受力最大的螺纹钢位于内滑梁与前横梁连结位置，此位置荷载估计值偏高，故螺纹钢受力亦能满足规定；挂篮设计图纸中未见吊带布置形式及数量，在有限元计算分析时，腹板两侧前横梁与托梁相连结点处均采用了吊带形式，施工中可将其一更换为螺纹钢，但仍提议前期梁段施工中采用单侧双吊带形式(4根吊带)。(3)挂篮构件制作预拱度的设定在使用过程中，因挂篮受弯构件自身产生变形，会影响混凝土构造日勺制作尺寸精度，从而导致施工误差，因此挂篮制作时须对受弯构件设定预拱度。根据挂篮受最不利荷载作用下日勺各个构件
20、日勺变形，特对如下构件设定预拱度:预制挂篮受弯构件预拱度设定表表7构件名称预拱度设定值前横梁20mm前托梁18mm后托梁IOmm滑梁18mm滑梁28mm加强滑梁9mm纵梁7mm加强纵梁IOmm注：表中预拱度均为上拱。挂篮施工预拱度的设定经计算分析，挂篮在最不利荷载组合状况下，主桁架前支点向下位移为21mm,连结前横梁和前托梁日勺吊带及螺纹钢受力产生的伸长量为5mm,内滑梁前端与前横梁相连精轧螺纹钢受力变形3mm,故在最不利荷载作用下，挂篮施工预拱度设定为：主桁架前支点2cm,梁段顶、底板2.5cmo但此预拱度值是在最不利荷载组合状况下计算求得日勺，故仅作参照，实际施工预拱度取值需通过初期挂篮预
21、压测定。(5)挂篮受其他荷载作用状况桥梁所处地址横跨山谷，施工场地风力大且频繁，尤其以冬季更为严重。挂篮悬臂施工时受到腹板侧面风荷载日勺作用影响，又处在高空作业，故而对挂篮主桁架日勺整体稳定性能规定不容忽视。挂篮有限元模型中所加风载为侧向静力载荷，因挂篮固定于梁段后，其动力特性已大大受限，风载作用于侧模上口勺力可视为固定口勺侧向外力作用在模板后锚点和前横梁之上。根据设计风载取值为800Pa,侧模有效最大受力面积取为30n,设定风载同步作用在两侧侧模上，风力同向，于是可得前横梁处支点日勺假设风力为24KN。图16主桁架在风载作用下受力及变形示意图对主桁架进行受力分析，可知主桁架5号杆件受力产生侧向弯矩，该杆件所受最大应力为22.7MPa,前横梁随桁架前支点发生侧向位移，大小为ICm。因此时分析状态下,挂篮并不一样步承受混凝土湿重,故而对于主桁架构造,受风载产生的受力及变形不对其构成威胁。施工过程中，挂篮移动应选用无大风日勺天气进行，移动到位后须立即固定后锚，以保证其整体稳定性能。
