汲港升，马士宾，董少敏，庞京杰，冯瑞椿

(1.河北工业大学 土木与交通学院，天津 300401；2. 北京建筑大学 土木与交通工程学院，北京 102612；3.承德路瑞公路养护工程有限公司，河北 承德 067000)

0 引言

随着全国城市建设的快速发展，交通量不断增加，城市重要节点地区的桥梁改造工程不断增多。特别是我国西南地区一些城市，桥梁高度大，现场场地小，项目受场地等环境影响，常规架设方法无法实施。对于此类受地理环境、工期限制等诸多因素影响的高桥墩、大跨径桥梁架设工程，采用超高大跨龙门架的施工方案，相对于使用其他类型的吊装方式，可有效节约成本，缩短工期，并可有效减少不良环境对施工的影响[1]。目前，国内龙门架的使用越来越广泛，但龙门架在施工过程中的安全性问题，是国内超高大跨龙门架发展过程中需要研究克服的难点[2-3]。

北京西路立交主线桥因受地理、场地环境、工期等诸多因素影响，无法利用桥头运梁，需要在第一跨垂直提升小箱梁，提升重量约100 t，提升高度达50 m，因此成为了北京西路立交工程中最困难的部分。为了解决这一技术难题，经过技术、经济等综合比较后采用超高大跨龙门架的施工方案可有效解决施工环境限制问题，并对超高大跨龙门架进行优化设计、整体结构受力分析和施工监控，优质高效地确保了北京西路立交主线桥施工的顺利进行。

1 工程概况

黔春大道北京西路立交主线桥位于贵阳市1.5环道路西段，按左、右分幅设置：左幅桥梁总长1 025.6 m，分8联布置，桥梁第5～7联为预制小箱梁结构(共65片)；右幅桥梁总长940.39 m，分8联布置，桥梁第3～6联为预制小箱梁结构(共60片)；左幅1、2、3、4、8联、右幅1、2、7、8联采用悬臂浇筑施工工艺。道路标准断面宽度为40 m，双向八车道(含BRT车道)，成为了贵阳市最大的市政立交桥。北京西路立交主线桥共有预制小箱梁125片，对于小箱梁，其中梁、边梁预制宽度分别采用2.4、2.85 m，预留湿接缝的宽度为0.825 m；小箱梁顶板厚度为20 cm，底板、腹板厚度18 cm(跨中)，28、30 m 跨径小箱梁梁高1.7 m，32.5、33.9、35 m 跨径小箱梁梁高2.0 m，最大梁重为136.838 t。主线桥预制小箱梁段主梁由预制带翼小箱梁+现浇湿接缝组合而成，结构型式为简支桥面连续结构。

北京西路立交枢纽地处黔灵山脉，地形较为复杂，同时，黔春路、北京西路、川黔铁路、贵广高铁等交通路径在此聚集，在相对狭小的空间内，施工作业面非常小，大型施工器械和车辆无法进入施工现场，因此施工难度极大。且受工期限制的影响，需在悬臂浇筑段施工的同时进行小箱梁吊装，导致无法从桥头运梁，需要利用龙门架从第一孔起吊小箱梁，然后由架桥机沿着顺桥向进行安装，完成吊梁、移梁、箱梁架设等工作。立交主线桥与超高大跨龙门架的整体布置三维效果示意图如图1所示。

图1 桥梁与超高大跨龙门架主体结构布置三维效果示意Figure 1 Three-dimensional effect of main structure layout of bridge and super-high span gantry

2 超高大跨龙门架设计

2.1 平面布置

北京西路立交主线桥小箱梁的架设采用了2台超高大跨龙门架，龙门架两侧立柱与永久墩柱通过平联进行连接。龙门架中间立柱在高度20.68、38.68 m处通过平联与永久墩柱进行连接。立柱采用4根壁厚16 mm、直径609 mm的钢管组成，立柱均设置在混凝土基础结构上，在基础施工时提前预埋地脚螺栓。超高大跨龙门架的间距为31.49 m，主梁净宽为24、27 m，将中间立柱与永久墩柱之间的距离作为提梁区域进行箱梁的吊装作业[4-5]。超高大跨龙门架平面布置如图2所示。

图2 超高大跨龙门架平面布置Figure 2 Super-high span gantry plane layout

2.2 结构构造

龙门架通常由主梁桁架、立柱、基础、动力系统、导轨架、悬吊系统、安全与防护装置组成。北京西路立交主线桥由于墩柱高达50 m，为降低墩柱计算长细比，需要每隔6 m设置一道与永久墩柱相连的水平连接(平联)[6]。主梁桁架由5榀单层双组加强型贝雷桁架组成，贝雷桁架之间配备118×45型支撑架。贝雷桁架顶部间距70～79 cm布设I32a工字钢轨道分配梁，轨道分配梁上铺设标准轨道。由于采用了2台超高大跨龙门架进行架设工作，因此需要安装两个主梁桁架，其横向间距为31.49 m。主梁桁架跨越了2个桥墩，其跨径为24 m和27 m。超高大跨龙门架主体结构形式见图3，贝雷主梁龙门架断面图见图4，两侧立柱、中间立柱分别与永久墩柱的连接构造如图5所示。

图3 超高大跨龙门架主体结构形式(单位：cm)Figure 3 Main structure of super-high span gantry (Unit: cm)

图4 贝雷主梁龙门架断面图(单位：cm)Figure 4 Sectional view of the gantry of Beret girder (Unit: cm)

图5 两侧立柱、中间立柱与永久墩柱的连接构造Figure 5 Connection structure of side column, intermediate column with permanent pier column

支腿立柱均采用直径609 mm，壁厚16 mm的无缝钢管，两端采用2 cm厚钢板封闭焊，并设置加劲板，上下立柱之间采用高强度螺栓紧固连接，水平立柱之间采用18#工字钢作为水平支撑、斜支撑进行连接，以增加其整体性和稳定性。立柱顶端两边竖直腹杆设置加强，面积扩大3倍，立柱顶端内侧两边贝雷梁底面弦杆设置加强，面积扩大2倍。每根钢立柱顶部设置了2根HW588×300的型钢做分配梁，分配梁与贝雷主梁采用10#槽钢焊接反压固定，结构构造如图6、图7所示。底部与立柱基础预埋螺栓固定，材料为14#工字钢。钢管水平立柱结构水平支撑、斜支撑连接形式与地脚螺栓结构形式如图8所示。

图6 分配梁与贝雷主梁连接结构形式(单位：cm)Figure 6 Connection between the distribution beam with the Beret girder (Unit: cm)

图7 分配梁与贝雷梁采用10#槽钢反压固定(单位：cm)Figure 7 Back pressure fixed by 10# U-steel between the distribution beam with the Beret girder (Unit: cm)

图8 立柱钢管水平、斜支撑连接与地脚螺栓结构形式(单位：cm)Figure 8 Steel pipe column horizontal and slanted support connection and anchor bolt structure (Unit: cm)

3 超高大跨龙门架受力特性分析

3.1 Midas Civil整体建模

采用Midas Civil进行整体建模，采用材料抗弯强度设计值对龙门架主体结构各杆件进行应力验算，寻找重要杆件最不利状况时天车位置，进行荷载反加分析各构件的受力情况，并分别对龙门架结构进行整体验算分析和立柱钢管局部屈曲模态分析、立柱基础整体稳定性分析。龙门架主体结构全部采用梁单元模拟，轨道与轨道分配梁之间、轨道分配梁与贝雷片加强弦杆之间、贝雷片加强弦杆与贝雷弦杆、贝雷片加强弦杆与钢立柱顶分配梁型钢之间均采用刚性连接[6-7]。贝雷主梁龙门架整体建模模型如图9所示。

图9 贝雷主梁龙门架整体建模模型Figure 9 Overall modeling model of Beret girder gantry

3.2 荷载与工况

天车荷载采用车辆荷载进行模拟，车辆轴距采用CAD模型中所量距离(1.5 m+1.6 m+1.5 m)，轴重234 kN(包含箱梁自重)；其他荷载采用节点荷载和梁单元荷载进行模拟，根据龙门架与小箱梁结构的尺寸等，超高大跨龙门架所承受的荷载如下：小箱梁自重最大值为138 t，每榀提梁架受到的荷载为690 kN，卷扬机的荷载为90 kN，考虑冲击系数集中荷载为936 kN，天车启动水平力为46.8 kN，吊梁钟摆力为2.9 kN，横向风荷载标准值为12.27 kN。

利用Midas Civil移动荷载追踪功能追踪以下5处杆件应力最大时荷载位置。第1处为中立柱处贝雷加强弦杆最大组合应力时荷载位置(工况一)，第2处为跨中轨道最大组合应力时荷载位置(工况二)，第3处为边立柱处贝雷加强弦杆最大组合应力时荷载位置(工况三)，第4处为中立柱钢管压应力最大时荷载位置(工况四)，第5处为中立柱钢管压应力最大时荷载位置(工况五)。

本模拟考虑荷载较多导致荷载组合工况较多，模型中自重和天车(考虑箱梁荷载)荷载较大，而其他荷载较小，因此主要查看自重和天车荷载组合作用下的各构件应力，分析其受力情况，其他荷载主要对钢立柱有较大影响，因此将提取其他荷载对钢立柱产生的绝对值应力大小,然后和自重与天车荷载组合作用下的应力进行组合分析。龙门架结构为两跨结构体系，27 m+24 m，以下提取结果为27 m一跨的计算结果。

3.3 龙门架结构整体验算[1.1×(1.1×自重+天车荷载)]

3.3.1应力值分析

龙门架整体结构各部件在天车荷载作用下的最大应力值如表1所示。龙门架整体结构应力分析如图10所示。

16 Mn钢材结构的抗弯强度设计值取310 MPa，Q235钢材结构的抗弯强度设计值190 MPa。计算分析贝雷杆件(材料性质为16 Mn的杆件)最大应力为200.28 MPa，产生位置为立柱处加强弦杆；非贝雷杆件(材料性质为Q235钢的杆件)最大应力为147.92 MPa，产生位置为贝雷梁底部加强杆件。经整体结构分析龙门架各杆件最大应力均小于材料抗弯强度设计值，满足规范要求[8]。

表1 龙门架结构总体各部件在天车荷载作用下的最大应力值Table 1 Maximum stress value of each component of the whole gantry structure under roof load

图10 龙门架整体结构应力分析Figure 10 Stress analysis of whole structure of gantry

3.3.2位移分析

针对超高大跨龙门架的自重和天车荷载,以及5种不利荷载作用位置工况下龙门架结构发生的位移进行了计算分析。考虑自重、天车荷载共同作用下龙门架整体位移分析如图11所示。在考虑龙门架自重、天车荷载,以及5种荷载工况作用下超高大跨龙门架的最大位移值如表2所示。

图11 龙门架整体位移分析Figure 11 Displacement analysis of whole structure of gantry

计算分析得到的超高大跨龙门架最大位移计算值均小于L/500=54 mm，故龙门架结构发生的位移满足规范要求。

表2 龙门架不同荷载工况下结构的位移值Table 2 Displacement values of the whole gantry under differ-ent load conditions

3.4 立柱钢管的局部屈曲分析

由于钢管立柱的底部属于应力集中部位,选取立柱最下端钢管进行立柱钢管的局部屈曲验算。荷载工况为最大轴力对应的弯矩和剪力,以及最大弯矩对应的轴力和剪力。其最大轴力与最大弯矩工况下的应力分析计算结果如图12所示。

图12 钢管立柱最大轴力与最大弯矩工况应力分析Figure 12 Analysis of maximum axial force and maximum bending moment working stress of vertical steel pipe

最大轴力工况下的立柱钢管局部受力最大应力值为24.32 MPa<190 MPa，最大应力值小于材料抗弯强度设计值，满足规范要求；最大弯矩工况下的立柱钢管局部受力最大应力值为20.08 MPa<190 MPa，最大应力值小于材料抗弯强度设计值，满足规范要求。

对2种工况下的立柱钢管在重力作用与节点荷载作用下的结构稳定性进行分析，并考虑1.2倍系数，立柱钢管的最大轴力和最大弯矩屈曲分析特征值如表3、表4所示。

表3 最大轴力下立柱钢管屈曲分析特征值Table 3 Characteristic value of buckling analysis of steel pipe column under maximum axial force

经过立柱钢管的局部屈曲分析计算，最大轴力与最大弯矩工况下的10种模态下的最小屈曲特征值分别达到了89.951 457和119.747 628，具有很高的局部失稳抵抗能力，即立柱钢管不会发生局部失稳破坏现象。

3.5 立柱基础分析验算

立柱基础分析验算主要包含3部分验算内容，主要有地基承载力验算、基础倾覆稳定性验算和基础滑动稳定性验算[9]。以中、边立柱基础的4根立柱钢管为研究对象，分析验算荷载为立柱基础的最大轴力和最大弯矩与对应的剪力值。中立柱基础的平面尺寸为9.0 m×9.0 m，边立柱基础的平面尺寸为6.0×6.0 m，基础与地基之间的摩擦系数为0.25。中、边立柱基础分析验算结果如表5、表6所示。

由验算结果可知，中立柱基础抗倾覆稳定系数为10，大于1.5，基础抗滑动稳定系数为25.3，大于1.3，均满足规范要求，中立柱基础稳定性较好，不会发生失稳破坏。边立柱基础抗倾覆稳定系数为22，大于1.5，基础抗滑动稳定系数为268.1，大于1.3，均满足规范要求，边立柱基础稳定性较好，不会发生失稳破坏。

表5 中立柱基础分析验算结果Table 5 Foundation analysis of the center column

表6 边立柱基础分析验算结果Table 6 Foundation analysis of the Side column

3.6 工程位移监测

为了进行实测值与理论计算值进行对比，在实际施工过程中对超高大跨龙门架进行位移监测，各测点位移传感器的位置如图13所示。在计算分析中，只考虑竖向荷载的作用，剔除钢立柱所产生的竖向位移对贝雷梁位移的影响，只考虑龙门架整体竖向位移，实测值与理论计算值的整理结果如表7、表8所示。由数据对比可以得出，实际测量整体最大竖向位移为37 mm,出现在左侧龙门架二分之一跨横移位置。实际测量值与理论计算结果趋势基本相同，但实际的位移要大于理论计算的值，这主要与超高大跨龙门架各部件之间的连接紧密程度、荷载移动、施工误差和实测误差等因素有关。

图13 左侧、右侧龙门架各测点位移传感器位置

表7 左侧龙门架整体竖向位移实测与计算结果Table 7 Measured and calculated results of the overall vertical displacement of the left gantrymm

表8 右侧龙门架整体竖向位移实测与计算结果Table 8 Measured and calculated results of the overall vertical displacement of the right gantrymm

4 结语

北京西路立交主线桥小箱梁的安装，因地制宜，在施工期限紧张与施工场地受限的情况下，采用超高大跨龙门架进行安装，有效降低了外界条件和环境的不良影响，降低了成本的投入，并且可以连续使用，保证施工的顺利进行。通过对超高大跨龙门架结构的总体设计进行论述，并结合实际施工中的荷载与工况，采用Midas Civil有限元数值模拟分析的方法对超高大跨龙门架结构进行了整体结构稳定性和立柱钢管的局部稳定性、龙门架立柱基础的承载力、抗倾覆和抗滑移稳定性分析，最后结合实际施工过程对超高大跨龙门架的位移进行监测，将理论计算值与实测值进行验证，进一步证明了该龙门架结构安全可靠。将超高大跨龙门架安装小箱梁桥技术应用到类似安装高度超过50 m，跨径超过40 m的桥墩高、跨径大的桥梁施工过程中，为类似工程项目提供可复制可推广经验，对城市重要节点地区同类型高墩大跨桥梁建设具有一定参考意义和推广价值。