随着我国交通事业的发展,各地的车流量呈直线增长,多车道大断面超宽桥梁越来越多地被采用。多车道大断面超宽桥梁采用移动模架施工势必会增加移动模架施工荷载和过跨难度,对于移动模架施工而言是一个新的挑战。以往传统的移动模架在过跨时多采用半幅整体打开方式,这种过跨形式适用于小断面桥梁,但对于超过20m宽的大断面桥梁来说,打开幅度增大,其稳定性将会大幅下降,进而影响移动模架的安全使用。本文以武四湖大桥移动模架现浇箱梁施工为例,对超宽鱼腹形现浇箱梁采用移动模架施工的多个方面进行论述。

武四湖特大桥为水上现浇连续箱梁桥,全桥总长1 171 m,宽48m,分左、右2幅,按双向8车道设计,桥梁跨度为40m,单跨桥梁自重约2 400t。桥梁上部结构为单箱五室鱼腹形现浇连续箱梁,梁高2.5m,梁底曲线半径2 989.1cm,如图1所示。

移动模架根据结构形式分为上行式移动模架和下行式移动模架2种类型,移动模架主梁位于混凝土梁上方的称为上行式移动模架,反之则称为下行式移动模架。本桥墩柱低,最低墩仅为3.5m,不满足下行式移动模架7m净空的需求,因此本桥选择了上行式移动模架。

本套移动模架系统主要由主梁、鼻梁、上横梁、挂梁、前支腿、中支腿、中小车、后滑梁、门式起重机等组成,并配有相应的液压电气系统,如图2所示。

对上行式移动模架在设计与制造阶段的安全影响因素进行分析,主要包括:(1)浇筑48m工况下主要构件的强度和刚度;(2)浇筑40m工况下主要构件的强度和刚度;(3)浇筑32m工况下主要构件强度和刚度;(4)浇筑48m工况下中支腿的整体稳定性;(5)纵移过跨开合模状态时的整体稳定性;(6)纵移过跨时前支腿的安全稳定性;(7)制造过程中焊缝质量控制;(8)模架制造过程中原材料的材质性能;(9)拼装过程中螺栓及销轴连接质量控制等。根据本套上行式双折叠挂梁移动模架系统的设计特点,经分析可得在设计阶段的主要安全影响因素为(1)、(4)、(5)。

采用ANSYS进行整体建模,采用MIDAS进行局部辅助计算,根据计算结果不断进行结构优化,减小其用钢量,最终确定本套上行式移动模架的重荷比为0.375(900/2 400);主梁挠跨比为1/400;上横梁挠跨比为1/1 200。

模型包含荷载:结构自重、混凝土荷载、风荷载、门式起重机荷载、布料机荷载、施工荷载;模型约束包括:前支腿、中支腿、尾部主顶竖向约束,计算模型如图3所示。

主要部件计算结果如表1所示。

本工程主梁、鼻梁、上横梁、挂梁、中支腿等主要构件材质均采用Q345B,其容许应力为233MPa,均满足要求,且各部件的应力均在合理范围内。主梁的变形为68.3mm<40 000/400=100mm,主梁变形在合理范围内。

上行式移动模架中支腿设计支撑位置有2个选择:承台或墩柱上方。中支腿如果安装在墩顶,需要在墩顶实心段箱梁位置设预留孔并增加锚固系统,会对混凝土箱梁的受力结构造成破坏。由于本工程墩柱较矮且承台结构稳定,对比分析后决定将中支腿支撑在承台上,通过设置丝杆、顶撑等约束装置与墩身进行连接,增加中支腿的整体稳定性。

本工程移动模架施工总荷载约33 000k N,通过受力计算单侧中支点位置受力约10 000k N,采用单顶支撑对主梁及支撑结构的要求较高,且千吨级的千斤顶安全储备不高,危险性较大,因此中支点支撑采用双顶设计。

根据移动模架主梁上部结构分析结果,中支点前后牛腿(分别为靠近鼻梁侧牛腿和靠近主梁侧牛腿)支撑点反力严重不均匀,首跨40m+8m浇筑工况前后牛腿反力分别为2 600k N和6 600 k N。ANSYS计算得到的结构最大变形为8.3 mm(MIDAS为8.2 mm),位于支腿顶部平衡梁的跨中附近位置。

为适应桥梁纵坡和横坡,确保在施工过程中移动模架主顶始终保持轴向受力,主千斤顶采用球铰接头的设计。同时为了避免移动模架在浇筑过程中因千斤顶油压管破裂泄油发生失稳情况,移动模架在顶升完毕后,千斤顶采取机械自锁的装置予以防范。

初步计算,中支腿处前、后2个千斤顶受力偏差4 000k N,为避免施工过程中前后千斤顶受力不均发生偏载,在液压系统中特别增加液压平衡阀自动反馈系统,主动调节2个千斤顶的受力。通过主动调节受力,ANSYS计算得到的结构最大压应力为217MPa(MIDAS为223MPa),结构稳定性系数k=6.8(MIDAS为6.1)满足要求。

本工程箱梁断面较宽且施工荷载较大,挂梁设计为弯臂式箱梁结构,其下部与模板底模连接,上部与上横梁套接,模板整体可沿上横梁在液压缸的作用下水平移动,实现模架整体开模;由于桥墩较矮,最小净高仅为4m左右,因此与模板连接的挂梁采用分节设计且节间用销轴进行连接,并且在下部挂梁上设有旋转油缸,可实现底部模板向下二次旋转折叠(见图4),减少模板系统横向开模距离,降低桥下净高要求,提高整机开模后的稳定性和安全性,有效解决了宽幅、低墩情况下移动模架纵移过跨的问题。

液压系统横向液压缸带动主梁横移调曲,64台旋转自锁液压缸用于模板折叠。液压站电源为三相交流电380V,50Hz,控制电源为交流220V。为便于现场施工操作,外模板液压系统采用二级控制体系,既可以实现每根挂梁单独控制,也可以实现所有挂梁整体同步控制。

主要部件计算结果如表2所示。

本工程主梁、鼻梁、上横梁、挂梁等主要构件材质均采用Q345B,其容许应力为233MPa,满足要求,且各部件的应力均在合理范围内。主梁的变形为23.4mm<40 000/400=100mm,主梁变形在合理范围内。经计算,满足稳定性要求,不需要增设横向配重。

根据现场地形情况,桥跨下为浅滩区域,移动模架拼装不便采取地面整体拼装再提升的方法,因地制宜采用了纵移顶推拼装法。通过搭设型钢支架作为支撑平台,移动模架主梁、鼻梁多节整体进行吊装、推进,边顶进、边拼装,前支腿、中支腿、上横梁、挂梁等工序穿插进行施工,实现了快速拼装,具体工序如下。

(1)对4号支墩位置进行场地整平、压实,对汽车式起重机和车辆运输通道回填毛渣石加固地基;(2)对0号桥台处进行抽水清淤,基坑之间回填级配碎石,并人工夯实;(3)陆续完成4~1号支墩的加工及安装工作;(4)根据图5a所示,对3号支墩采取混凝土加固处理;(5)完成后支点钢管混凝土柱加固处理;(6)从桥台两侧用2台50t汽车式起重机一次吊装3节鼻梁(51t),1台25t起重机辅助。

(1)主梁4,5在地上组装好后,用2台50t汽车式起重机一次吊装到位,1台25t起重机辅助(主梁4,5共计约35t);(2)安装中小车推进装置;(3)在主梁4,5四氟板处刷黄油准备推进;(4)在纵移推进前将2号支墩上方横梁工字钢拆除,减小鼻梁推进过程中的摩阻力。如图5b所示。

往前推进主梁5,4。如图5c所示。

(1)用1台50t起重机和1台25t起重机(辅助)吊装主梁3,对主梁3和4用高强螺栓连接(主梁3约30t);(2)继续往前推进。如图5d所示。

(1)用1台50t起重机和1台25t起重机(辅助)吊装主梁2,对主梁2和3用高强螺栓连接(主梁2约30t);(2)继续往前推进。如图5e所示。

(1)用1台50t起重机和1台25t起重机(辅助)吊装主梁1,对主梁1和2用高强螺栓连接(主梁1约22t);(2)继续往前推进。如图5f所示。

(1)继续推进直至1号支墩中小车不能推进为止;(2)将纵移油缸移至3号支墩处安装到位。如图5g所示。

(1)继续纵移直至整体纵移到位;(2)对主梁1后支点位置进行加固处理。如图5h所示。

在移动模架预压中,通过采用数字化模拟加载、预压工艺验证、全过程动态监控技术,验证模架安全性,取得模架的各种变形参数,模拟施工的全过程。

利用CAD软件工具,精确模拟加载,拟合混凝土浇筑顺序,并模拟各区域砂袋堆载数量和模拟分仓蓄水。使用有限元分析软件对预压工况和混凝土浇筑工况进行受力分析对比。通过对加载参数不断调整,最终实现工艺试验与混凝土浇筑工况受力吻合。移动模架砂袋堆载顺序如图6所示,移动模架砂袋堆载数量各区域模拟如图7所示,移动模架分仓蓄水模拟如图8所示。

通过数字化模拟进行加载,100%工况预压荷载作用下,移动模架各主要构件的效率系数(预压荷载效应/实际浇筑荷载效应)均>0.95,很好地实现了预压精确模拟实际工况的效果。

预压时,为保证移动模架在混凝土实际浇筑过程中的安全性,一般应选择其在不同浇筑顺序中受力和变形的最不利情况进行预压加载。本次预压结合拟定的混凝土浇筑顺序以及现场实际情况,遵循尽量模拟实际浇筑过程的原则,制定了先在悬臂段两侧对称加载、后加载剩余位置的总体加载顺序。

预压采用3级加载方式:0→60%→100%→115%,每级加载持荷时间应分别≥4,8,24h。卸载按与加载相反的顺序进行,115%→100%→60%→0。

按照数字化模拟中制定的“三仓六区复合加载法”进行加载,首先堆载全部的砂袋荷载(60%),再按照“B区→A区”的顺序进行注水加载。

在预压过程中全方位地对关键部位进行测点布置,适时进行安全监控和安全预警,并对移动模架应力和变形进行监控量测。

变形测点选在最能反映变形特征且便于观测的位置(见图9),并尽可能地分布均匀,能够反映模架预压期间的挠度变化规律。本套移动模架结合其设计特点,在主梁首跨40m段8分点截面、8m伸臂段端部截面及导梁的跨中截面均布置变形测点。

挂梁纵向选择首跨40m段的4分点截面(或附近)、8m伸臂段的端部截面(或附近)位置处的挂梁布置变形测点(见图10)。

应力监测点主要布置在移动模架重要受力部位以及安全薄弱环节,包括主梁、挂梁、吊杆、支腿等。

由于本套移动模架宽度较大,因此混凝土在浇筑过程中对偏载比较敏感,并且由于上横梁横桥向变形幅度较大,导致横向预拱度设置难度大。基于移动模架空间效应明显的特点,严格进行对称浇筑,控制移动模架左右两侧混凝土浇筑方量,确保施工过程中移动模架受力平衡;增设横向测点布置,在每个横截面位置均布置6个标高测点,进行横桥向标高控制。同时提出三级标高动态调整措施:主梁千斤顶整体顶升→上横梁螺旋千斤顶局部调整→浇筑过程中吊杆预紧微调,通过上述3部分的调整可以快速调整模架各断面达到预设标高。

由于移动模架无底部硬性支撑,因此其弹性变形比常规满堂支架体系要大,经预压观测,其跨中最大弹性变形达到了12cm,在浇筑过程中易出现结构性裂缝。并且本套移动模架在墩顶处存在钢模板和固定木模板两种结构体系以及新旧混凝土结合面,由于变形不协调,极易出现错台问题。针对上述问题,提出了对称叠合浇筑法,遵循弹性体系优先、非弹性体系后浇筑的原则,通过分区、分层、分段施工,最后浇筑端横梁和中横梁,使得整个连续梁结构最后才形成整体,有效地避免了模板持续变形产生的裂缝;通过对钢模板和木模板分别设置预拱度进行不同结构体系的变形协调,有效减小了错台;通过对梁端后锚固点主动设置预紧力,并且利用中小车进行临时支撑主梁,有效地减小了新旧混凝土处的错台。

为使移动模架施工过程中主梁标高更加准确,以挂梁位置为控制截面,在每个横截面位置均布置6个标高测点,进行横桥向标高控制。测点布置在箱梁腹板及翼缘板位置处,横向标高测点布置如图11所示。

横向预拱度调整工序如下。

调整主梁6个主千斤顶,使截面的横向标高基本达到立模标高。

调整螺旋千斤顶,进一步调整横向线形,同时达到设计横坡。

局部调整横向4组吊杆,最终使横桥向6个标高测点均满足立模要求。

混凝土以箱梁纵向理论荷载中心点为分界轴,纵向对称浇筑直至浇筑到中横梁部位;此时一台泵继续往桥头方向浇筑,另一台转而从悬臂端开始往中横梁方向浇筑;最后浇筑中横梁和端横梁,如图12所示。这种方案遵循变形量大的部位先浇筑的原则,整个连续梁结构在横梁浇筑后最后才形成整体,有效减小了墩顶处变形不协调产生的错台、模板持续变形产生的裂缝。

武四湖大桥单幅共8联(29跨),每联首跨为40m+8m(悬臂),标准跨为32m+8m(悬臂),尾跨为32m。因此首跨与标准跨、标准跨与标准跨、标准跨与尾跨在结合面存在错台问题,为防止8m悬臂端部新旧结合面底板底面出现明显的标高突变,保证底板线形的平顺,本工程采用在已浇筑的梁端增设后锚点支撑立柱的方法进行控制。通过理论计算分析,确定浇筑次跨40m时中跨支点位置的弯矩增量和剪力增量如表3所示。

通过上表中得到的支点位置弯矩增量和剪力增量,最终确定后浇段的长度L为6m。通过采取对移动模架吊杆主动施加反力进行错台控制,具体步骤如下。

按照指定立模标高立模,调整1~3号挂梁并拉紧吊杆,确保底模后端与已浇梁段梁底紧密贴合,如图13a所示。

浇筑位于2号墩顶前后总长为34m的混凝土,如图13b所示。

浇筑完34m混凝土后,在图示位置安装立柱并固定;调整1~4号挂梁并张拉吊杆,确保底模后端再次与已浇梁段底部紧密贴合,且立柱两端顶紧,如图13c所示。

浇筑剩余6m混凝土,浇筑过程中及时调整1~4号挂梁并张拉吊杆,以减小错台,如图13d所示。

采取防错台措施后,待第2跨32m+8m浇筑完成后,8m悬臂端部结合面底板底面新旧混凝土相对位移为16mm,不采取相应措施相对位移为68mm,减小错台52mm。结果如表4所示。

针对移动模架在超宽鱼腹形现浇箱梁施工中遇到的问题,结合理论研究,提出解决该问题的若干措施。

1)采取双折叠分级开合控制技术,减小了移动模架桥下净空需求,解决了宽幅、低墩情况下移动模架纵移过跨的问题。

2)采取液压平衡阀自动反馈控制系统,确保移动模架中支腿前后2个千斤顶受力偏差在5MPa以内,防止其局部超载及偏载,保证结构安全稳定。

3)因地制宜采取纵移顶推拼装法,在后场搭设临时钢管支架,边拼装边顶推,比传统整体提升法施工成本节约25%。

4)移动模架预压根据桥梁结构特点,采取多仓多区砂袋和水复合加载,精确模拟混凝土浇筑工况,荷载效率系数达到了95%以上。

5)针对超宽移动模架浇筑过程中空间效应明显的特点,提出了横桥向布置多个测点,并分别设置预拱度的横桥向标高控制措施,实现对空间效应明显的超宽桥梁进行纵、横向线形的双向控制,平均误差偏差值在10mm内。

6)移动模架现浇施工梁体悬臂段存在错台问题,结合该桥实际工程特点,以悬臂端部处剪力增量为控制参数,确定后浇段长度。及时张拉后浇段吊杆调整挂梁高度,达到减小错台的目的。

7)针对移动模架混凝土浇筑过程中弹性变形量大的特点,采取对称叠合浇筑法,遵循变形量大的部位先浇筑的原则,整个连续梁结构在横梁浇筑后最后才形成整体,有效减小了墩顶处变形不协调产生的错台、模板持续变形产生的裂缝。