梁玉雄，李東毅，傅梅珍

（1.華東交通大學(xué)土木建筑學(xué)院，江西 南昌310013；2.廣西交通投資集團(tuán)有限公司，廣西 南寧530021）

隨著橋梁運(yùn)營(yíng)年限的增長(zhǎng)，支座病害突出，支座更換需求日益增多，目前主要采用整體同步頂升和單墩頂升兩種方法進(jìn)行支座更換。 整體同步頂升法安全可靠，但施工周期長(zhǎng)，投入的設(shè)備和人力較多，且必須中斷交通。單墩頂升方法如不合理，可能會(huì)導(dǎo)致墩頂梁體開裂造成二次病害。國(guó)內(nèi)工程界和學(xué)術(shù)界對(duì)單墩頂升方法進(jìn)行了研究。劉萌等[1]對(duì)大跨連續(xù)梁橋單墩頂升工藝設(shè)計(jì)與過(guò)程監(jiān)控進(jìn)行了研究，楊圣超等[2]、陳露曄等[3]、黃強(qiáng)[4]、劉維民[5]對(duì)單點(diǎn)逐墩頂升的支座更換方法合理可行性進(jìn)行了研究，許映紅[6]提出自平衡反壓式單支座更換方法并進(jìn)行了理論及試驗(yàn)研究。樊葉華等[7]結(jié)合江陰大橋北引橋支座更換維護(hù)項(xiàng)目，對(duì)不中斷交通條件下的支座更換從施工工藝方面進(jìn)行了分析與探討。 當(dāng)前大部分研究主要是對(duì)裝置及工藝的研究，對(duì)更換支座橋梁的服役狀況和應(yīng)力儲(chǔ)備考慮較少，對(duì)不中斷交通的行車狀態(tài)下單墩頂升更換支座的頂升值、行車組織尚未有深入研究。 由于單墩頂升法在施工成本、效率等方面的較大優(yōu)勢(shì)，本文結(jié)合具體工程對(duì)其施工過(guò)程進(jìn)行準(zhǔn)確分析，得出的優(yōu)化方法對(duì)單墩頂升梁體更換支座技術(shù)的發(fā)展具有一定的工程應(yīng)用意義。

1 工程概況

廣西省某高速公路在運(yùn)營(yíng)多年后，部分橋梁支座因各種因素出現(xiàn)較為嚴(yán)重的病害，影響橋梁運(yùn)行安全，需及時(shí)更換其中27 座橋梁的所有支座，其中：9 座先簡(jiǎn)支后連續(xù)預(yù)應(yīng)力混凝土T 梁橋、8 座先簡(jiǎn)支后連續(xù)預(yù)應(yīng)力混凝土小箱梁橋、3 座預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支空心板橋、2 座預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支小箱梁、4 座現(xiàn)澆預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁橋、1 座先簡(jiǎn)支后連續(xù)預(yù)應(yīng)力混凝土空心板。 按上部結(jié)構(gòu)類型及跨徑組合和受力最不利原則取其中9 座按表1 分類進(jìn)行支座更換方法分類研究。

本著及時(shí)處理支座病害，確保運(yùn)輸安全的目的，工期安排在春運(yùn)期間，該高速公路交通繁忙，通行車輛多，周邊無(wú)其他繞行及可替代道路，封閉交通困難；因此需要在最短的時(shí)間和最快的速度在不中斷交通的情況下完成上述橋梁的支座更換施工。 綜合比較，單墩頂升梁體法無(wú)疑是最適合的施工方法。

表1 更換支座橋梁分類列表Tab.1 Classification list of bridges need replacing bearings

2 支座更換方法分析

2.1 單墩頂升梁體法

利用超薄型油壓扁千斤頂，將其安放在橋臺(tái)或者蓋梁頂面，通過(guò)主控制器，需要更換的某墩（或臺(tái)）頂各梁體同步頂升至一定位移后取下原支座,更換與原支座同規(guī)格同型號(hào)的新支座，最后同步落梁至原有標(biāo)高位置，施工時(shí)所有千斤頂同步工作，如圖1 所示。

2.2 計(jì)算模型建立

采用橋梁專用有限元計(jì)算程序Midas Civil 進(jìn)行建模，采用平面桿系結(jié)構(gòu)，更換支座時(shí)同一墩臺(tái)頂采用千斤頂同步頂升主梁，其橫向效應(yīng)可忽略不計(jì)；因此采用單梁模型驗(yàn)算。 橋梁邊界條件根據(jù)橋梁支座類型采用一般支承模擬，圖2 是以（17+35+17） m 現(xiàn)澆預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁為例的橋梁支座示意圖。

為了如實(shí)得到各橋在更換施工時(shí)服役狀態(tài)對(duì)橋梁支座更換方法的影響， 結(jié)合檢測(cè)和橋梁建養(yǎng)史調(diào)查，采用當(dāng)前服役狀態(tài)下的材料參數(shù)，采用有限元分析模擬橋梁施工過(guò)程以及養(yǎng)護(hù)期間對(duì)結(jié)構(gòu)當(dāng)前服役狀態(tài)有影響的加固過(guò)程（如無(wú)則不需要）， 取得當(dāng)前橋梁服役狀態(tài)下的成橋內(nèi)力。 按《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》，（JTG D60-2004）和《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D62-2004）對(duì)汽車荷載、自重、更換支座頂升梁體時(shí)的位移、溫度、收縮徐變、預(yù)應(yīng)力等作用下橋梁內(nèi)力及應(yīng)力狀況進(jìn)行分析[8-9]。

圖1 單墩頂升更換支座施工示意圖Fig.1 Diagram of replacing bearings on single pie

2.3 頂升工況分析

在分析頂升工況時(shí)，計(jì)算表1 中的9 座橋梁分別在橋臺(tái)、邊墩、中墩位置頂升梁體6 mm 和15 mm 下的作用效應(yīng)。6 mm 為根據(jù)以往更換支座施工經(jīng)驗(yàn)總結(jié)得到的能夠勉強(qiáng)取出支座的最小梁體頂升值，15 mm 是根據(jù)以往更換支座施工經(jīng)驗(yàn)總結(jié)得到的能夠輕松取出支座的較大梁體頂升值。

在成橋內(nèi)力與頂升作用工況的組合下，將表1 中各橋的計(jì)算結(jié)果按橋型分類，取各橋型中受力最不利的以下4 座橋梁進(jìn)行分析：（17+35+17） m 現(xiàn)澆預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁、4×20 m 先簡(jiǎn)后連預(yù)應(yīng)力混凝土小箱梁、4×30 m 先簡(jiǎn)后連預(yù)應(yīng)力混凝土T 梁、3×16 m 先簡(jiǎn)后連預(yù)應(yīng)力混凝土空心板。 圖3 為以空心板橋?yàn)槔镜母骺刂平孛鎽?yīng)力計(jì)算位置示意圖。

由表2～表3 可見，（17+35+17）m 現(xiàn)澆箱梁在單墩頂升梁體更換支座時(shí)，采用6 mm 頂升值比采用15 mm頂升值能使主梁應(yīng)力值減小0.8 MPa,6 mm 和15 mm 頂升值下各控制截面應(yīng)力均為壓應(yīng)力， 說(shuō)明該橋在當(dāng)前服役狀態(tài)下的應(yīng)力儲(chǔ)備下采用單墩頂升法更換支座合理可行，表中及本文所述應(yīng)力儲(chǔ)備為根據(jù)檢測(cè)得到的材料參數(shù)結(jié)合橋梁建養(yǎng)史采用有限元數(shù)值分析得到的當(dāng)前服役狀態(tài)下的梁體應(yīng)力儲(chǔ)備，頂升工況應(yīng)力為頂升施工時(shí)梁體的實(shí)際應(yīng)力。

圖3 主梁各控制截面的頂?shù)装鍛?yīng)力計(jì)算位置示意圖Fig.3 Diagram of stress calculation position of each control beam section

表2 （17+35+17） m 現(xiàn)澆箱梁橋墩處不同頂升值下應(yīng)力Tab.2 Stress of （17+35+17） m girder when jacking-up on pie MPa

表3 （17+35+17） m 現(xiàn)澆箱梁橋臺(tái)處不同頂升值下應(yīng)力Tab.3 Stress of （17+35+17） m girder when jacking-up on abutment MPa

由表4～表6 可見，4×20 m 連續(xù)小箱梁在單墩頂升梁體更換支座時(shí)，采用6 mm 頂升值比采用15 mm 頂升值能使主梁應(yīng)力最大值減小0.7 MPa， 在中墩處6，15 mm 頂升值下邊墩處截面底板應(yīng)力分別為1.6，2.3 MPa，未超出梁體C50 混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值2.65 MPa，說(shuō)明該橋在當(dāng)前服役狀態(tài)下的應(yīng)力儲(chǔ)備下采用單墩頂升法更換支座合理可行。

表4 4×20 m 連續(xù)小箱梁邊墩處不同頂升值下梁體應(yīng)力Tab.4 Stress of 4×20 m girder when jacking-up on side pie MPa

表5 4×20 m 連續(xù)小箱梁中墩處不同頂升值下梁體應(yīng)力Tab.5 Stress of 4×30 m girder when jacking-up on middle pie MPa

表6 4×20 m 小箱梁橋臺(tái)處不同頂升值下梁體應(yīng)力Tab.6 Stress of 4×20 m girder when jacking-up on abutment MPa

由表7～表9 可見，4×30 m 連續(xù)T 梁在單墩頂升梁體更換支座時(shí)，采用6 mm 頂升值比采用15 mm 頂升值能使主梁應(yīng)力最大值減小0.3 MPa，在中墩處6，15 mm 頂升值下邊墩處截面底板應(yīng)力分別為1.5，1.8 MPa,未超出梁體C50 混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值2.65 MPa，說(shuō)明該橋在當(dāng)前服役狀態(tài)下的應(yīng)力儲(chǔ)備下采用單墩頂升法更換支座合理可行。

表7 4×30 m 連續(xù)T 梁邊墩處不同頂升值下梁體應(yīng)力Tab.7 Stress of 4×30 m T-beam when jacking-up on side pie MPa

表8 4×30 m 連續(xù)T 梁中墩處不同頂升值下梁體應(yīng)力Tab.8 Stress of 4×30 m T-beam when jacking-up on middle pie MPa

表9 4×30 m 連續(xù)T 梁橋臺(tái)處不同頂升值下梁體應(yīng)力Tab.9 Stress of 4×30 m T-beam when jacking-up on abutment MPa

由表10～表11 可見，3×16 m 連續(xù)空心板在單墩頂升梁體更換支座時(shí)，采用6 mm 頂升值比采用15 mm頂升值能使主梁應(yīng)力最大值減小0.8 MPa， 在中墩處6，15 mm 頂升值下邊墩處截面底板應(yīng)力分別為1.5，2.7 MPa，15 mm 頂升值下邊墩處截面底板應(yīng)力超出梁體C50 混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值2.65 MPa, 說(shuō)明該橋在當(dāng)前服役狀態(tài)下的應(yīng)力儲(chǔ)備下采用頂升值6 mm 的單墩頂升法更換支座合理可行, 采用頂升值15 mm的單墩頂升法不可行。

表10 3×16 m 連續(xù)空心板橋橋墩處不同頂升值下梁體應(yīng)力Tab.10 Stress of 3×16 m hollow slab when jacking-up on pie MPa

表11 3×16 m 連續(xù)空心板橋橋臺(tái)處不同頂升值下梁體應(yīng)力Tab.11 Stress of 3×16 m hollow slab when jacking-up on abutment MPa

此外由表2～表11 可見，在墩臺(tái)處頂升主梁更換墩臺(tái)頂支座時(shí)，可行性主要取決于在考慮自重、收縮徐變、預(yù)應(yīng)力及收縮徐變產(chǎn)生的預(yù)應(yīng)力損失等因素的服役狀態(tài)下主梁應(yīng)力儲(chǔ)備，在扣除更換支座頂升梁體時(shí)的強(qiáng)迫位移作用所產(chǎn)生的主梁應(yīng)力后，主梁各控制截面應(yīng)力能否不超出梁體混凝土允許應(yīng)力值。

2.4 汽車荷載分析

為了計(jì)算行車狀態(tài)下單墩頂升法更換支座的可行性，汽車荷載按車道荷載計(jì)算，分別計(jì)算了正常運(yùn)營(yíng)和不同交通管制下的主梁各控制截面僅在汽車活載作用下產(chǎn)生的應(yīng)力。 兩種交通管制措施：交通管制1，施工橋梁段只允許2 個(gè)車道在橋面居中通行，將其他車道封閉；交通管制2，施工橋梁段只允許1 個(gè)車道在橋面居中通行，將其他車道封閉。 根據(jù)2.3 節(jié)分析，主梁拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在墩臺(tái)處底板。 圖4～圖7 為2.3 節(jié)中4 座橋梁不同交通情形下僅在汽車荷載作用下產(chǎn)生的主梁控制截面底板處應(yīng)力，可見采取1 車道中載通行（交通管制2）相比正常運(yùn)營(yíng)和2 車道中載通行（交通管制1）能有效減小由汽車荷載作用產(chǎn)生的主梁控制截面底板拉應(yīng)力值。

圖4 （17+35+17） m 現(xiàn)澆箱梁汽車荷載作用下主梁底板應(yīng)力Fig.4 Stress of bottom plate of （17+35+17） m girder under traffic

圖5 4×20 m 連續(xù)小箱梁汽車荷載作用下主梁底板應(yīng)力Fig.5 Stress of bottom plate of 4×20 m girder under traffic

圖6 4×30 m 連續(xù)T 梁汽車荷載作用下主梁底板應(yīng)力Fig.6 Stress of bottom plate of 4×30 m T-beam girder under traffic

圖7 3×16 m 連續(xù)空心板汽車荷載作用下主梁底板應(yīng)力Fig.7 Stress of bottom plate of 3×16 m hollow slab under traffic

3 支座更換方法優(yōu)化分析

3.1 頂升方法優(yōu)化分析

為了使橋梁在不中斷交通條件下分析各橋單墩臺(tái)同步頂升更換支座的可行性，在正常運(yùn)營(yíng)和不同交通管制情形下，對(duì)不同頂升值下主梁控制截面彈性階段應(yīng)力驗(yàn)算組合下底板處應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算。 表12 為主梁在不同交通狀況下汽車荷載、更換支座頂升梁體時(shí)的強(qiáng)迫支座位移、成橋內(nèi)力等作用在彈性階段應(yīng)力驗(yàn)算組合下底板最大拉應(yīng)力計(jì)算值。

由表12 計(jì)算結(jié)果可知，在頂升主梁過(guò)程中封閉交通實(shí)施困難時(shí)，相比正常運(yùn)營(yíng)和2 車道中載通行，在主梁頂升6 mm 過(guò)程中采取1 車道中載通行能有效減小主梁控制截面底板最大應(yīng)力。 在主梁頂升15 mm 過(guò)程中采取1 車道中載交通管制方案時(shí)，4×20 m 先簡(jiǎn)后連預(yù)應(yīng)力混凝土小箱梁和3×16 m 先簡(jiǎn)支后連預(yù)應(yīng)力混凝土空心板橋橋墩底板處拉應(yīng)力分別達(dá)到了2.9 MPa 和3.1 MPa，超出了混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

表12 主梁彈性階段應(yīng)力驗(yàn)算組合下底板最大應(yīng)力計(jì)算表Table.12 Maximum stress of the bottom plate under the combination of the stress in the elastic stage

3.2 優(yōu)化結(jié)論

由以上分析結(jié)果，因在頂升主梁更換支座過(guò)程中，采取1 車道中載通行為最優(yōu)方案，可有效減小由汽車荷載作用產(chǎn)生的主梁控制截面應(yīng)力，使得在行車狀態(tài)下采用單墩頂升法更換支座過(guò)程中，既解決道路問(wèn)題，也使得主梁在頂升過(guò)程的應(yīng)力值在橋梁服役狀態(tài)下的應(yīng)力儲(chǔ)備足夠的情況下不超出混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，避免梁體因頂升產(chǎn)生開裂等病害。

4 結(jié)論及建議

1） 在不中斷交通的情況下，采用單墩頂升法更換支座過(guò)程中配合適當(dāng)?shù)慕煌ü苤拼胧?dāng)頂升位移為6 mm 時(shí)（根據(jù)以往經(jīng)驗(yàn)可取出支座的最小位移值），在主梁既有壓應(yīng)力儲(chǔ)備足夠時(shí)可行。

2） 在封閉交通的情況下，采用單墩（或臺(tái)）頂升更換支座施工方法，當(dāng)頂升位移為15 mm 時(shí)，服役狀態(tài)下橋墩處主梁底板應(yīng)力儲(chǔ)備較低，在更換支座時(shí)相鄰墩頂處主梁底板最大拉應(yīng)力值會(huì)超過(guò)混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，施工風(fēng)險(xiǎn)較大。 當(dāng)頂升位移為6 mm 時(shí)則在主梁既有壓應(yīng)力儲(chǔ)備足夠時(shí)可行。

3） 對(duì)于連續(xù)梁，采用單墩（或臺(tái)）同步頂升更換支座施工方法，主梁應(yīng)力受影響最大的位置為距離頂升墩臺(tái)最近的兩個(gè)橋墩處梁體底板。 主梁既有應(yīng)力儲(chǔ)備跟施工時(shí)橋梁的服役狀態(tài)密切相關(guān)，須結(jié)合檢測(cè)和橋梁建養(yǎng)史調(diào)查，施工前取得當(dāng)前橋梁服役狀態(tài)下的成橋內(nèi)力及應(yīng)力儲(chǔ)備。