施炯瑋，陳建兵，尉洪利，汪一意

(1.蘇州科技大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇蘇州215011； 2.中交一公局第二工程有限公司，江蘇蘇州215011)

0 引言

支座作為橋梁的重要組成部分，不但連接橋梁的上、下部結(jié)構(gòu)，保持其整體性，還將上部結(jié)構(gòu)所承受的恒載與活載反力傳遞到墩臺(tái)上，使上部結(jié)構(gòu)滿足荷載、溫度變化和混凝土收縮徐變等因素作用下的自由變形，從而保護(hù)橋梁結(jié)構(gòu)不受損傷[1—3]。

在橋梁的實(shí)際運(yùn)營過程中，隨著時(shí)間的推移，由施工質(zhì)量控制不嚴(yán)、養(yǎng)護(hù)不當(dāng)、混凝土收縮徐變、環(huán)境溫度變化、汽車超載及制動(dòng)力所引起的板式橡膠支座脫空、局部承壓、剪切變形過大、支座老化、支座墊石和梁底楔形塊開裂、破損等典型病害屢見不鮮[4—5]。在橋梁檢查中發(fā)現(xiàn)，由于受到彎扭耦合作用、內(nèi)外梁受力不均、離心力等影響，曲線梁橋的支座病害比直線梁橋的更為普遍[6]。

目前，為了防止支座病害對橋梁結(jié)構(gòu)的安全性造成影響，最有效的方法便是更換支座。常規(guī)的橋梁支座更換方法有直接頂升法、枕木滿布式支架法、鞍型支架法和鋼扁擔(dān)梁法，以及近年提出的余弦逐波頂升方法[7—9]。但在某些實(shí)際工程中，并不需要更換所有支座，而只是對其中存在嚴(yán)重病害的個(gè)別支座進(jìn)行更換。針對此種情況，采用單墩頂升的施工方法可以在不影響交通的情況下滿足“安全可靠、快速、經(jīng)濟(jì)合理”的設(shè)計(jì)原則，很好地彌補(bǔ)了整體同步頂升在這方面的不足。

1 工程概況

某城市高架組群由于部分支座存在嚴(yán)重病害，影響結(jié)構(gòu)安全，將對其進(jìn)行頂升更換。B-2聯(lián)為該高架組群中一匝道橋，實(shí)景如圖1所示。

圖1 B-2聯(lián)匝道橋

該聯(lián)為四跨等截面部分預(yù)應(yīng)力混凝土斜腹式連續(xù)箱梁橋，截面形式為單箱單室，跨徑組合4 m×25.3 m，全長101.2 m，其中心線位于半徑為334.5 m的圓曲線上。上部結(jié)構(gòu)采用C50混凝土，為預(yù)應(yīng)力混凝土A類構(gòu)件。主梁立面布置及橫截面尺寸如圖2、3所示，墩號(hào)B3—B7。

圖2 主梁立面布置(單位：m)

(a) 1/2跨中截面

(b) 1/2支座截面圖3 主梁橫斷面布置(單位：cm)

據(jù)檢測結(jié)果，位于B-2聯(lián)邊墩B7上的板式橡膠支座老化開裂嚴(yán)重，剪切變形過大，需進(jìn)行頂升更換。原支座型號(hào)為GJZ 400×800×104，單支座設(shè)計(jì)承載力3 200 kN，布置示意圖如圖4。更換后其支座承載能力原則上應(yīng)不小于原支座。

2 支撐體系及頂升方案

2.1 支撐體系

1)頂升反力分析

頂升前一般根據(jù)橋梁結(jié)構(gòu)布置形式，求出各墩臺(tái)的支座反力，用于支撐體系的設(shè)計(jì)。本工程采用MIDAS/Civil有限元軟件計(jì)算分析，采用彈性連接模擬支座的實(shí)際空間位置。

除主梁自重外，護(hù)欄加載大小為12.89 kN/m，橋面鋪裝加載大小為38.76 kN/m，可變作用等級為城-A級[10—11]。

2)支撐平臺(tái)布置

針對該匝道橋的空間受力特點(diǎn)，采用鋼墊塊支撐體系作為頂升支撐平臺(tái)。此方法以墩柱為反力基礎(chǔ)，將8臺(tái)250 t、4臺(tái)150 t超薄自鎖特制液壓千斤頂置于B-2聯(lián)與B-3聯(lián)的交接墩墩頂，對稱布置，頂升力安全系數(shù)為2.0。在梁體被頂升到位后，布置鋼墊塊作為臨時(shí)支撐，千斤頂及臨時(shí)支撐平面布置如圖5所示。

○250 t超薄千斤頂；●150 t超薄千斤頂；臨時(shí)支撐鋼墊塊圖5 千斤頂及臨時(shí)支撐平面布置(單位：mm)

2.2 頂升方案

本次支座更換采用縱向單墩橫向同步的頂升方式，在正式頂升前，先進(jìn)行2 mm的試頂加載，以確保橋梁結(jié)構(gòu)受力安全，同步頂升系統(tǒng)工作正常。

正式頂升分多級進(jìn)行，控制每2～3 mm為1級，直至支座可以完全取出。頂升過程中采用油壓表讀數(shù)控制頂升力，位移計(jì)讀數(shù)復(fù)核，再配合實(shí)時(shí)應(yīng)變監(jiān)控，確保全橋同步頂升，結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài)。

落梁以每4～5 mm為1級同步緩慢進(jìn)行，直至梁體完全擱置于支座上，并確保新支座上、下面水平，受力均勻。

3 有限元模擬分析

采用MIDAS/Civil有限元計(jì)算軟件，將頂升高度等效為對應(yīng)支座的強(qiáng)制位移，計(jì)算在不同頂升工況下主梁的頂升力、位移、內(nèi)力和應(yīng)力。為保證足夠的安全空間，考慮單支點(diǎn)最大頂升量為20 mm時(shí)對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的影響，其余各工況分別為2、5、10 mm。

3.1 頂升力分析

正常運(yùn)營狀態(tài)下，主梁按最不利荷載組合作用計(jì)算各工況頂升支座反力，結(jié)果見表1。

表1 各工況下頂升支座反力

由表1可以算出，達(dá)到最大模擬頂升量時(shí)，最大頂升力為(1 826.4+1 745.1) kN,等于3 571.5 kN。

3.2 位移分析

在最不利荷載組合作用下，主梁整體變形形狀近似于正弦曲線。由于B7墩處作用頂升荷載，連續(xù)梁B6—B7跨豎向位移變化相比其他跨明顯增大，忽略其余影響效果較小的橋跨，頂升跨梁體特征截面豎向位移見表2。可以看出，頂升跨豎向位移也近似按正弦函數(shù)變化，在距離B7墩約1/3計(jì)算跨徑處出現(xiàn)最大位移變化量21.06 mm，之后沿順橋向遞減，直至在B6墩處不出現(xiàn)位移變化。上述較大的豎向位移增量可能會(huì)使梁體在頂升過程中產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力增量，應(yīng)當(dāng)著重注意，以免結(jié)構(gòu)受拉開裂，造成破壞。

表2 頂升跨梁體特征截面豎向位移

注：L為每跨長度，Δ1為頂升20 mm工況和初始工況的頂升位移差。

3.3 內(nèi)力分析

在實(shí)際工程中，由于無法直接測得橋梁結(jié)構(gòu)的應(yīng)力值，往往都是通過應(yīng)力變化來反映梁體的實(shí)際受力狀態(tài)。因此，為簡化模型計(jì)算，在分析中忽略體內(nèi)預(yù)應(yīng)力對梁體結(jié)構(gòu)的影響，得到各工況下主梁特征截面最大內(nèi)力，見表3。

表3 各工況下主梁特征截面最大內(nèi)力

注：Δ2為頂升20 mm工況和初始工況的最大內(nèi)力之差。

3.4 應(yīng)力分析

對于小跨徑連續(xù)箱梁橋，當(dāng)頂升自由端或非自由端梁體時(shí)，其影響范圍為頂升處梁體和與之相鄰的連續(xù)處梁體，隔兩跨影響效果銳減[12]。在進(jìn)行應(yīng)力分析時(shí)，忽略影響效果很小的橋跨，結(jié)合前述分析及文獻(xiàn)[13]，將距離B7墩1/3計(jì)算跨徑處截面(以下簡稱為截面2)和相鄰墩B6所在截面(以下簡稱為截面1)作為施工時(shí)的主要控制截面，示意圖如圖6。

圖6 控制截面示意圖

1)截面上緣應(yīng)力

計(jì)算結(jié)果顯示，主控截面1、2的上緣均只承受壓應(yīng)力，其大小隨著頂升高度的增加呈線性增大，最大值都位于截面外側(cè)，分別為12.32 MPa和12.83 MPa，遠(yuǎn)小于C50混凝土抗壓強(qiáng)度。同時(shí)，隨著主梁頂升高度的增加，主控截面上緣內(nèi)外側(cè)壓應(yīng)力增量也呈線性變化，變化量基本相等，分別為0.79 MPa和0.31 MPa，如圖7、8所示。

圖7 截面上緣內(nèi)側(cè)應(yīng)力增量曲線

圖8 截面上緣外側(cè)應(yīng)力增量曲線

2)截面下緣應(yīng)力

計(jì)算結(jié)果顯示，主控截面1、2的下緣始終承受拉應(yīng)力作用，其大小隨著頂升高度的增加呈線性增大。達(dá)到最大模擬頂升量時(shí)，內(nèi)外側(cè)均出現(xiàn)拉應(yīng)力，最大值都位于截面內(nèi)側(cè)，分別為0.30 MPa和1.02 MPa，但均小于規(guī)范[14]規(guī)定的1.885 MPa，梁體不會(huì)因受拉而產(chǎn)生裂縫。同時(shí)，隨著主梁頂升高度的增加，主控截面下緣內(nèi)、外側(cè)拉應(yīng)力增量也呈線性變化，變化量基本相等，分別為1.65 MPa和0.59 MPa，如圖9、10所示。

圖9 截面下緣內(nèi)側(cè)應(yīng)力增量曲線

圖10 截面下緣外側(cè)應(yīng)力增量曲線

4 實(shí)測結(jié)果對比分析

支座頂升更換過程中主要對梁體結(jié)構(gòu)的標(biāo)高、平面軸線位置、頂升高度、頂升荷載、梁體控制截面的應(yīng)變進(jìn)行監(jiān)控觀測，以保證梁體平穩(wěn)頂升。

4.1 頂升力及位移對比分析

為降低相對位移差對連續(xù)梁上部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生過大的附加應(yīng)力，對橋梁采取同步頂升方法，頂升過程中對千斤頂頂升力及頂升位移進(jìn)行同步監(jiān)測。此外，為防止梁體頂升時(shí)發(fā)生橫向及縱向偏移，頂升過程中還應(yīng)在梁體軸線位置設(shè)置監(jiān)控測點(diǎn)，對梁體橫向及縱向位移進(jìn)行監(jiān)控。位移測點(diǎn)布置示意圖如圖11。

實(shí)際監(jiān)控結(jié)果與理論控制值見表5。實(shí)際頂升過程中同跨高程點(diǎn)相對高差維持在0.2 mm，落梁后豎向高程點(diǎn)高差為0.203 mm；此外，頂升過程中縱向相對位移為0.216 mm，橫向相對位移為0.035 mm。這些數(shù)據(jù)均滿足控制要求。

4.2 應(yīng)力應(yīng)變對比分析

除了頂升不同步會(huì)使梁體產(chǎn)生應(yīng)力變化外，溫度、施工機(jī)具、人員以及周圍環(huán)境等不確定因素也可能引起梁體應(yīng)力變化。因此，在頂升過程中，需對梁體關(guān)鍵位置的應(yīng)力變化進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)控以控制頂升姿態(tài)[15—16]，從而保證梁體在頂升時(shí)不發(fā)生因彎曲或扭曲所造成的損傷。頂升應(yīng)變控制截面測點(diǎn)示意圖如圖12。

(a)橫向位移傳感器布置示意圖

(b)豎向位移傳感器布置示意圖

(c)縱向位移傳感器布置示意圖圖11 位移傳感器布置示意圖

監(jiān)控項(xiàng)目實(shí)測結(jié)果理論控制值豎向位移/mm內(nèi)側(cè)+13.203外側(cè)+13.00820頂升力/kN2 8003 600

圖12 應(yīng)變傳感器布置示意圖

實(shí)際監(jiān)控結(jié)果顯示，控制截面下緣受拉處最大應(yīng)力變化為+1.070 MPa，而達(dá)到最大模擬頂升高度時(shí)的應(yīng)力變化為+1.650 MPa，實(shí)際應(yīng)力變化滿足控制要求。落梁后，梁體最大殘余應(yīng)力為0.6 MPa，在合理范圍內(nèi)，不會(huì)對梁體結(jié)構(gòu)造成損傷。

4.3 梁體裂縫及橋面線形

1)梁體裂縫

通過人工觀測的方法對已有受力裂縫進(jìn)行全程觀察并及時(shí)跟蹤裂縫展開情況后發(fā)現(xiàn)，在梁體頂升過程中，控制截面處箱體側(cè)向及其他位置并未產(chǎn)生裂縫，原有已處理的裂縫也并未發(fā)現(xiàn)有擴(kuò)展的跡象。

2)橋面線形

頂升前后該聯(lián)橋面相對高程內(nèi)側(cè)最大相差-0.4 mm，外側(cè)最大相差-0.2 mm，結(jié)合頂升前及落梁后豎向、橫向及縱向上的相對位移量判斷，橋梁的高程及線形在頂升前后基本一致。

5 結(jié)論

1)本工程采用縱向單墩橫向同步的頂升方法對支座進(jìn)行更換，不會(huì)對梁體造成損壞且安全空間較大。

2)對于小跨度預(yù)應(yīng)力混凝土曲箱梁橋，當(dāng)只有個(gè)別支座出現(xiàn)嚴(yán)重病害需要進(jìn)行更換時(shí)，采用縱向單墩橫向同步的頂升方法既經(jīng)濟(jì)便捷又安全可行。

3)針對具體小跨度預(yù)應(yīng)力混凝土曲箱梁橋，在進(jìn)行縱向單墩橫向同步頂升前，應(yīng)對橋梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元模擬，并根據(jù)理論計(jì)算結(jié)果，對變形及正負(fù)彎矩較大截面進(jìn)行實(shí)時(shí)位移和應(yīng)力應(yīng)變監(jiān)控，必要時(shí)可采取限位措施。