王 飛，石維鈴

(1.湖南路橋建設集團有限責任公司，湖南 長沙 410004; 2.浙江金筑交通建設有限公司，浙江 杭州 310051)

0 引言

支座作為橋梁結構中的一部分，起著傳遞上部結構的支承反力及保證結構在溫度變化、活荷載、鋼筋混凝土收縮徐變等［1～3］因素下容許自由變形的作用。橋梁橡膠支座的質(zhì)量好壞直接影響橋梁的安全和使用年限。但是，由于一些自然因素和人為原因，往往大多橋梁的橡膠支座都會遭受各種各樣形式的破壞，重者會危及到橋行車、行人的安全。為保證工程安全，對其進行更換是勢在必行。

對于橋梁支座出現(xiàn)的老化、變形、開裂等病害，常用處理方法是采取同步頂升技術對支座進行更換。該方法采用大型構件液壓同步頂(提)升技術，結合剛性立柱(柔性鋼鉸線)承重、頂(提)升器集群、計算機控制、液壓同步頂(提)升新原理，完成人力和現(xiàn)有設備難以完成大型構件起重和安裝，實現(xiàn)支座方便快捷更換，確保橋梁通行安全。該橋梁支座目前的主要病害為:原板式橡膠支座開裂、嚴重老化原支座已經(jīng)偏離，支座鋼板銹蝕且下鋼板底部脫空，支座不均勻受力現(xiàn)象明顯。本文以某高速公路橋梁支座更換工程為例，對同步頂升更換支座進行相關的分析研究。

1 工程概況

主橋立面布置圖如圖1所示:該橋梁中心樁號為 AK0+ 857.102，橋梁起點樁號為 AK0+743.602，終點樁號為AK0+970.602，橋梁全長227 m。

圖1 主橋立面布置圖(單位:cm)

該橋以鋼筋混凝土現(xiàn)澆連續(xù)箱梁為上部結構;下部結構為肋板臺橋臺，基礎均采用樁基礎;其中1#～4#、9#～12#墩為圓柱獨墩;6#、7#墩為矩形獨柱墩，5#、8#墩采用雙柱式墩，基礎均采用承臺+樁基礎。

該橋自運營以來已達8 a，通過日常的養(yǎng)護檢查和專項檢測，發(fā)現(xiàn)該橋梁已經(jīng)具有較多病害:立柱裂縫;護坡發(fā)生橫向開裂伴有輕微的沉陷;12#墩獨柱墩支座無墊石，因年久而老化，發(fā)生較大的偏壓剪切變形，造成支座附近的箱梁底面凹凸不平，以致柱頂和箱梁之間凈高減小，柱頂砼不平整。因此急需對互通跨線橋第三聯(lián)12#墩支座進行更換。

2 箱梁頂升技術方案

結合該橋上、下部結構及支座的病害情況，根據(jù)支座更換以及部分墩柱加固改造的需要，對左、右幅的箱梁分別進行整體同步豎向頂升［4～7］，以使得支反力從原支座轉(zhuǎn)換至千斤頂和輔助支承承受，卸除原下部結構受力狀態(tài)轉(zhuǎn)而由支承體系承擔上部結構恒載。通過整體豎向同步頂升，創(chuàng)造單支座獨柱墩加固改造的有利條件，使得加固后墩柱可以整體承擔上部結構恒載和活載的共同作用。

由于設計時不宜判斷12 號墩支座嚴重偏壓剪切變形對箱梁的影響程度，又因左、右幅箱梁連接為整體結構，相鄰墩為墩梁固結，因此理論分析較為復雜。施工過程中，要求頂升系統(tǒng)具有可靠承重的能力，施工單位應具有良好的頂升設備和頂升施工的經(jīng)驗，確保頂升施工的安全。

頂升高度滿足施工實際需要和橋面交通要求，盡量減小對結構受力的影響，原則上頂升高度應越小越好。采取左、右幅12 號孔和13 號孔箱梁整體同步頂升，頂升高度不大于5 mm，相鄰墩頂升高度差控制在2 mm 以內(nèi)，左、右幅箱梁頂升應同步，整體頂升高度以能取出支座為原則，更換病害支座。

總體施工流程為:施工準備→梁頂標高復測，確定頂升高度→搭設腳手架及作業(yè)平臺→連接并調(diào)試數(shù)字控制同步頂升系統(tǒng)→安裝千斤頂及位移傳感器→試頂→頂升至設計標高→清理墩頂垃圾→更換支座→千斤頂回油，卸載同步頂升系統(tǒng)→完成支座更換→檢查支座脫空情況→拆除腳手架，清理現(xiàn)場。

3 理論頂升力的確定

3.1 計算模型

支座更換理論計算的主要目的是確定支反力大小、頂升高度，為施工監(jiān)控提供依據(jù)。根據(jù)橋梁的結構受力特點和實際施工工藝和順序，采用MIDAS/CIVIL 2010 建立空間有限元模型進行計算，對支座更換施工過程進行跟蹤分析。

模型建立與理論計算分析時按照原設計參數(shù)取用。箱梁、墩柱混凝土分別為40 號、30 號混凝土，建模時按照第三聯(lián)設計縱斷面和橫向面進行單元和節(jié)點的劃分，由于單元劃分的精度與其數(shù)量成正比，隨著數(shù)量的增加而精度的提升非常有限，根據(jù)經(jīng)驗本橋劃分為支座附近單元0.5 m 長度，其余單元1.0 m 長度。并用彈性連接模擬10 號和11 號墩墩梁固結?？臻g有限元模型中共建立130 個節(jié)點，118個單元，有限元模型如圖2所示。

圖2 有限元計算模型

3.2 計算結果

梁體頂升、支座更換的基本控制原則是支座更換完成后，支座處梁底標高維持不變。因此，支座壓縮變形預留高度在確定總頂升量時予以考慮，整體頂升量應大于預留壓縮變形高度，因此，總頂升量為支座壓縮變形和頂升量之和。

頂升全過程完成后支反力的計算結果見表1，計算結果主要為恒載支反力、活載支反力和正常使用狀態(tài)荷載組合支反力。

表1 頂升后支反力計算表 kN

4 更換支座后結構響應模擬分析

根據(jù)現(xiàn)場施工條件和設備條件，采用分級頂升，也即是模擬實際頂升的過程，并對其過程進行監(jiān)控，確保每個過程都安全。為分析支座更換后橋梁主梁及橋墩、支座的受力狀態(tài)、變形大小等采用相應模擬過程分為下列3 個工況進行計算。

頂升工況1:12 號墩頂升4 mm，13 號臺頂升2 mm;

頂升工況2:12 號墩頂升6 mm，13 號臺頂升3 mm;

頂升工況3:12 號墩頂升8 mm，13 號臺頂升4 mm。

將恒載、活載和頂升工況進行組合:

荷載組合1:恒載+活載+頂升工況1;

荷載組合2:恒載+活載+頂升工況2;

荷載組合3:恒載+活載+頂升工況3。

從模擬結果(圖3～圖8)中可以看出:在組合1工況下截面上緣最大拉應力為5.72 MPa，壓應力為5.01 MPa;截面下緣最大拉應力為最大6.42 MPa，壓應力為8.24 MPa;在組合2 工況下截面上緣最大拉應力為最大6.17 MPa，壓應力為6.22 MPa ;截面下緣最大拉應力為最大7.89 MPa，壓應力為8.30 MPa;在組合3 工況下截面上緣最大拉應力為最大6.32 MPa，壓應力為6.62 MPa;截面下緣最大拉應力為最大8.50 MPa，壓應力為8.32 MPa。在12 號墩頂升8 mm，13 號臺頂升4 mm 最終的頂升量工況下的受力亦滿足工程要求。

圖3 組合1 截面上緣應力包絡圖(單位:MPa)

圖4 組合1 截面下緣應力包絡圖(單位:MPa)

圖5 組合2 截面上緣應力包絡圖(單位:MPa)

圖6 組合2 截面下緣應力包絡圖(單位:MPa)

圖7 組合3 截面上緣應力包絡圖(單位:MPa)

圖8 組合3 截面下緣應力包絡圖(單位:MPa)

5 監(jiān)測結果及分析

5.1 應變監(jiān)測結果

應變(應力)傳感器主要布置在11 號墩主梁斷面、墩柱頂斷面和墩柱底斷面(圖9)。主梁測試斷面應變監(jiān)測應變圖如圖10～圖12。

圖9 測點布置圖(單位:cm)

圖10 主梁斷面各工況應變圖

圖11 柱頂斷面各工況應變圖

圖12 柱底斷面各工況應變圖

監(jiān)測數(shù)據(jù)表明:在3 種工況情況下，底板應變最大，為24.48;腹板從1 號到3 號應變依次減小，其中1 號最大，在工況3 時為45.92;2 號頂板應變最大，在工況3 時為－17.75;1 號柱頂負向應變最大，3 號柱頂正向應變最大，最大為60;3 號柱底應變也最大。

5.2 位移監(jiān)測結果

位移傳感器主要布置在12 號墩柱和13 號臺頂面。實際頂升位移(WY)監(jiān)測結果見表3，表中數(shù)據(jù)不包含支座的壓縮變形，12 號墩和13 號臺支座壓縮變形分別為8 mm 和4 mm。

表3 實際頂升位移監(jiān)控數(shù)據(jù)表 mm

綜合現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)和有限元模型計算結果對比分析可知，更換支座后的臨安互通跨線橋無論是應力、應變、主梁及墩的變形指標均滿足規(guī)范安全要求，且主梁及橋墩在同步頂升的過程中未出現(xiàn)新增裂縫，原有裂縫也無明顯增寬增長現(xiàn)象。從位移監(jiān)測結果來看:本次同步頂升更換支座施工達到了預期效果，加固后的橋梁承載能力滿足加固設計預期。

6 結論

通過模型計算支座反力對支座進行安全性計算，其結果表明完成更換支座后的臨安跨線橋支座受力明確，變形值符合支座限值要求。本橋同步頂升更換支座歷時1 個月，施工達到了預期效果，加固后橋梁整體受力穩(wěn)定，發(fā)展狀況良好，到達預期設計時的要求。表明采用同步頂升的方法更換損毀支座是一種安全、快捷、可靠的施工加固措施。通過本橋順利的加固施工，今后可為曲線連續(xù)梁橋、獨柱墩連續(xù)箱梁橋等類似橋型的支座更換提供理論分析及具體施工方面的借鑒，具有重大意義。

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