范驍君，楊 揚(yáng)，趙耽崴

（浙江省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院有限公司，浙江 杭州 310012）

1 概 況

內(nèi)河航道提升改建過(guò)程中，對(duì)三跨預(yù)應(yīng)力連續(xù)梁橋常采用頂升改建方案，該橋型重量大、剛度高，屬超靜定結(jié)構(gòu)，施工過(guò)程中易產(chǎn)生位移不同步引起結(jié)構(gòu)彎扭，進(jìn)而產(chǎn)生內(nèi)力重分布，嚴(yán)重時(shí)將導(dǎo)致梁體開(kāi)裂，對(duì)頂升施工具有較高要求。本文以浙北地區(qū)某連續(xù)梁橋頂升作為案例，該橋整體頂升過(guò)程中，產(chǎn)生縱向、斜向裂縫，經(jīng)過(guò)對(duì)裂縫的成因、分布等具體分析，認(rèn)為連續(xù)梁橋頂升應(yīng)著重關(guān)注扭轉(zhuǎn)變形，建議采用位移結(jié)合支反力雙指標(biāo)監(jiān)控措施，防止頂升期間因支點(diǎn)位移不同步引起梁體扭轉(zhuǎn)開(kāi)裂。

1.1 原橋情況

原橋?yàn)槎?jí)公路橋，設(shè)計(jì)荷載汽-20，掛-100，橋梁面寬9.5 m，全長(zhǎng)470 m，主跨為45 m+80 m+45 m連續(xù)梁橋，上跨長(zhǎng)湖申線(xiàn)西延航道（規(guī)劃Ⅲ級(jí)航道通航孔60.0 m×7.0 m），目前通航凈高不足7 m，是本次航道改建過(guò)程中的制約因素。

本橋?yàn)閱蜗鋯问易兘孛孢B續(xù)箱梁，跨中梁高2.0 m，支點(diǎn)處梁高4.6 m，箱梁自根部至跨中梁高和底板厚按二次拋物線(xiàn)變化。雙向預(yù)應(yīng)力布索，配置縱向及豎向預(yù)應(yīng)力。主橋下部結(jié)構(gòu)為柱式墩，基礎(chǔ)為群樁接承臺(tái)式基礎(chǔ)。

本橋技術(shù)狀況評(píng)定為2 類(lèi)，主要存在箱梁裂縫、橋面破損、混凝土剝落、表層鋼筋銹脹等問(wèn)題。

改建照片見(jiàn)圖1。

圖1 改建照片

1.2 橋梁頂升

本橋改建采用全橋整體頂升方案，抬升高度3.0 m，改建后橋梁縱坡、豎曲線(xiàn)半徑維持不變，主跨可滿(mǎn)足60 m×7 m 限制性Ⅲ級(jí)航道通航凈空。

（1）千斤頂選擇

本工程采用液壓千斤頂與機(jī)械跟隨千斤頂組合的頂升方法。頂升各墩位置均設(shè)置一組液壓千斤頂，一組機(jī)械跟隨千斤頂，每組安全系數(shù)均不小于2.0，見(jiàn)表1。

表1 主橋千斤頂布置表

（2）頂升布置

連續(xù)梁主墩、邊墩為柱式墩，基礎(chǔ)為群樁接承臺(tái)式基礎(chǔ)，采用托梁整體頂升，承臺(tái)作為反力基礎(chǔ)，鋼分配梁作為托換體系。傳力路徑為：原橋基礎(chǔ)承臺(tái)→千斤頂臨時(shí)支撐→鋼分配梁→上部箱梁。主墩布置16臺(tái)500 t 頂升千斤頂，20 臺(tái)500 t 機(jī)械跟隨千斤頂，墩身兩側(cè)雙排布置，邊墩布置4 臺(tái)200 t 頂升千斤頂，4 臺(tái)200 t 機(jī)械跟隨千斤頂，墩身主橋側(cè)單排布置，見(jiàn)圖2。

圖2 主橋頂升布置圖（單位：cm)

1.3 頂升監(jiān)控

頂升期間對(duì)主橋各墩進(jìn)行位移監(jiān)控，主墩、邊墩兩側(cè)安裝拉線(xiàn)式位移傳感器，監(jiān)控施工期各墩之間順橋向位移差和同一截面處橫向位移差，見(jiàn)圖3～圖6。根據(jù)監(jiān)控報(bào)告，主墩最大橫橋向不同步出現(xiàn)在7號(hào)墩，最大位移差2.4 mm；邊墩最大橫橋向不同步出現(xiàn)在5 號(hào)墩，最大位移差2.0 mm，全橋各監(jiān)測(cè)點(diǎn)間最大高差2.5 mm。

圖3 主墩頂升施工

圖4 主墩千斤頂布置（單位：cm)

圖6 邊墩千斤頂布置（單位：cm)

1.4 裂縫開(kāi)展

橋梁頂升完成后，對(duì)箱梁內(nèi)部進(jìn)行二次檢查，箱梁內(nèi)部裂縫出現(xiàn)不同程度開(kāi)展，并新增縱向、斜向裂縫，裂縫位置和分布分別詳見(jiàn)圖7～圖9。

圖5 邊墩頂升施工

圖7 邊跨頂板縱向裂縫（5 號(hào)墩）

圖8 邊跨頂板縱向裂縫（8 號(hào)墩）

圖9 新增頂板底面縱向裂縫示意圖

新增頂板下緣縱向裂縫出現(xiàn)位置主要集中在邊墩端部、中墩人孔和梁體1/4 跨附近。在邊墩位置，裂縫呈現(xiàn)出數(shù)量少、縫寬大、延伸長(zhǎng)，開(kāi)展深的特點(diǎn)，縫寬0.30～0.60 mm，延伸長(zhǎng)度2.1～5.0 m；在1/4中跨和1/4 邊跨位置，裂縫分布均勻，裂縫寬度、延伸長(zhǎng)度、開(kāi)展深度有所下降，縫寬0.2～0.25 mm，延伸長(zhǎng)度2.0～3.6 m。

新增腹板內(nèi)側(cè)斜向裂縫出現(xiàn)于中跨，數(shù)量較少，縫寬小，長(zhǎng)度短。最大裂縫寬度0.08 mm，延伸長(zhǎng)度0.5 m，見(jiàn)圖10。

圖10 新增腹板內(nèi)側(cè)斜向裂縫示意圖

2 彎扭影響分析

橋梁頂升過(guò)程中全橋處于擬靜力狀態(tài)，除千斤頂作用外無(wú)其他外力，由于各支點(diǎn)無(wú)法做到完全同步，會(huì)存在各點(diǎn)頂升位移偏差對(duì)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生彎曲、扭轉(zhuǎn)。分別考慮順橋向頂升不同步產(chǎn)生的彎曲效應(yīng)和橫橋向頂升不同步產(chǎn)生的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)。利用空間網(wǎng)格模型，對(duì)結(jié)構(gòu)在頂升期間各支點(diǎn)位移不同步情況進(jìn)行分析。

2.1 空間網(wǎng)格模型

橋梁結(jié)構(gòu)的實(shí)用精細(xì)化分析宜采用空間網(wǎng)格模型、折面梁格模型和7 自由度單梁模型，其中空間網(wǎng)格模型是最為全面的實(shí)用精細(xì)化模型，能夠全面反映箱梁腹板受力分配、薄壁效應(yīng)、剪力滯效應(yīng)。

（1）模型建立

空間網(wǎng)格模型將箱梁離散成多塊板元，每一個(gè)板元離散為十字交叉的正交梁格，以十字交叉縱橫梁的剛度等代板元的剛度，箱梁由多張等效板元的網(wǎng)格表達(dá)。本橋?qū)θ珮蜻M(jìn)行離散，全橋共計(jì)1 134 個(gè)縱梁?jiǎn)卧? 100 個(gè)橫梁?jiǎn)卧?，?jiàn)圖11。

圖11 主橋建模圖形

（2）截面的劃分

截面的劃分，考慮結(jié)構(gòu)形式，受力特性進(jìn)行劃分。本次設(shè)計(jì)重點(diǎn)對(duì)比彎曲和扭轉(zhuǎn)對(duì)于箱梁各板件受力影響，因此對(duì)箱梁的頂板、底板、腹板均進(jìn)行劃分，箱梁頂板劃分為7 個(gè)橫梁?jiǎn)卧?，腹板劃分? 個(gè)橫梁?jiǎn)卧?，底板劃分? 個(gè)橫梁?jiǎn)卧?，?jiàn)圖12。

圖12 箱梁0 號(hào)塊梁格劃分模型

（3）空間效應(yīng)的表達(dá)

空間網(wǎng)格模型將結(jié)構(gòu)的軸彎剪扭復(fù)合效應(yīng)，轉(zhuǎn)換為劃分單元的受力，分別由頂板、底板、腹板的劃分單元受力疊加得到關(guān)注部位的正應(yīng)力、剪應(yīng)力、主應(yīng)力。本次重點(diǎn)關(guān)注結(jié)構(gòu)在彎扭作用下的影響，分別通過(guò)提取關(guān)鍵位置的縱、橫梁?jiǎn)卧獞?yīng)力，等效為順橋向正應(yīng)力、橫截面剪應(yīng)力，進(jìn)而對(duì)結(jié)構(gòu)影響進(jìn)行分析。

2.2 彎曲效應(yīng)

當(dāng)箱梁自身截面保持水平，無(wú)結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)，僅考慮各墩位置順橋向頂升不同步產(chǎn)生的彎曲，分別按6 號(hào)中墩和5 號(hào)邊墩位移差1 mm、1.5 mm、2.5 mm 計(jì)算。

（1）縱向正應(yīng)力

縱梁?jiǎn)卧捎趶澢a(chǎn)生應(yīng)力變化，6 號(hào)中墩位置頂升位移差2.5 mm 時(shí)，最大應(yīng)力0.29 MPa；5 號(hào)邊墩位置頂升位移差2.5 mm 時(shí)，最大應(yīng)力0.27 MPa。具體見(jiàn)圖13、圖14 和表2。

圖13 6 號(hào)中墩順橋向位移差2.5mm 正應(yīng)力圖

圖14 5 號(hào)邊墩順橋向位移差2.5 mm 正應(yīng)力圖

表2 彎曲最大正應(yīng)力

（2）橫向剪應(yīng)力

橫梁?jiǎn)卧捎趶澢a(chǎn)生應(yīng)力變化，6 號(hào)中墩位置頂升縱向位移差2.5mm 時(shí)，中橫梁頂板最大剪應(yīng)力0.11 MPa，底板最大剪應(yīng)力0.35 MPa，端橫梁頂板最大剪應(yīng)力0.07 MPa，底板最大剪應(yīng)力0.16 MPa。具體見(jiàn)圖15、圖16 和表3。

表3 6 號(hào)中墩順橋向彎曲最大剪應(yīng)力

圖15 6 號(hào)中墩順橋向位移差2.5 mm 中橫梁頂?shù)装迳稀⑾聦討?yīng)力圖（單位：MP a）

圖16 6 號(hào)中墩順橋向位移差2.5 mm 端橫梁頂?shù)装迳?、下層?yīng)力圖（單位：MP a）

5 號(hào)邊墩位置頂升縱向位移差2.5 mm 時(shí)，中橫梁頂板最大應(yīng)力0.15 MPa，底板最大應(yīng)力0.54 MPa，端橫梁頂板最大應(yīng)力0 . 06 MPa ，底板最大應(yīng)力0.15 MPa。具體見(jiàn)圖17、圖18 和表4。

圖17 5 號(hào)邊墩順橋向位移差2.5 mm 中橫梁頂?shù)装迳?、下層?yīng)力圖（單位：MP a）

圖18 5 號(hào)邊墩順橋向位移差2.5 mm 端橫梁頂?shù)装迳稀⑾聦討?yīng)力圖（單位：MP a）

表4 5 號(hào)邊墩順橋向彎曲最大剪應(yīng)力

（3）支點(diǎn)反力

在順橋向彎曲作用下，隨著曲率的增加，各墩支點(diǎn)反力變化較小，各墩位置左右支反力理論上一致，見(jiàn)表5、表6。

表5 6 號(hào)中墩順橋向位移差作用下結(jié)構(gòu)支反力

表6 5 號(hào)邊墩順橋向位移差作用下結(jié)構(gòu)支反力

2 3 扭轉(zhuǎn)效應(yīng)

當(dāng)箱梁各墩中心位置順橋向保持同步，無(wú)整體彎曲，僅考慮各墩橫橋向頂升不同步產(chǎn)生的扭轉(zhuǎn)，根據(jù)監(jiān)控?cái)?shù)據(jù)，分別按6 號(hào)中墩1 mm、1.5 mm、2.5 mm，5 號(hào)邊墩1 mm、1.5 mm、2.0 mm 位移差計(jì)算。

（1）縱向正應(yīng)力

縱梁?jiǎn)卧捎谂まD(zhuǎn)產(chǎn)生應(yīng)力變化，6 號(hào)中墩位置頂升橫向位移差2.5 mm 時(shí)，最大應(yīng)力1.9 MPa；5號(hào)邊墩位置頂升橫向位移差2.0 mm 時(shí)，最大應(yīng)力0.96 MPa。具體見(jiàn)圖19、圖20 和表7。

圖19 6 號(hào)中墩橫橋向位移差2.5 mm 正應(yīng)力圖（單位：MP a）

圖20 5 號(hào)邊墩橫橋向位移差2.0 mm 正應(yīng)力圖（單位：MP a）

表7 扭轉(zhuǎn)最大正應(yīng)力

（2）橫向剪應(yīng)力

橫梁?jiǎn)卧捎谂まD(zhuǎn)產(chǎn)生應(yīng)力變化，6 號(hào)中墩位置頂升橫向位移差2.5 mm 時(shí)，中橫梁頂板最大剪應(yīng)力1.26 MPa，底板最大剪應(yīng)力3.26 MPa，端橫梁頂板最大剪應(yīng)力3.00 MPa，底板最大剪應(yīng)力4.64 MPa。具體見(jiàn)圖21、圖22 和表8。

圖21 6 號(hào)中墩橫橋向位移差2.5 mm 中橫梁頂?shù)装迳?、下層?yīng)力圖（單位：MP a）

圖22 6 號(hào)中墩橫橋向位移差2.5 mm 端橫梁頂?shù)装迳?、下層?yīng)力圖（單位：MP a）

表8 6 號(hào)中墩橫橋向扭轉(zhuǎn)最大剪應(yīng)力

5 號(hào)邊墩位置頂升橫向位移差2.0 mm 時(shí)，中橫梁頂板最大剪應(yīng)力0.48 MPa，底板最大剪應(yīng)力1.12 MPa，端橫梁頂板最大剪應(yīng)力1.32 MPa，底板最大剪應(yīng)力1.22 MPa。具體見(jiàn)圖23、圖24 和表9。

表9 5 號(hào)邊墩橫橋向扭轉(zhuǎn)最大剪應(yīng)力

圖23 5 號(hào)邊墩橫橋向位移差2.0 mm 中橫梁頂?shù)装迳稀⑾聦討?yīng)力圖（單位：MP a）

圖24 5 號(hào)邊墩橫橋向位移差2.0 mm 端橫梁頂?shù)装迳?、下層?yīng)力圖（單位：MP a）

（3）支點(diǎn)反力

在橫橋向扭轉(zhuǎn)作用下，隨著扭轉(zhuǎn)角的增加，各墩支點(diǎn)反力變化顯著，且各墩位置左右支反力相差較大，見(jiàn)表10、表11。

表10 6 號(hào)中墩橫橋向位移差作用下結(jié)構(gòu)支反力

表11 5 號(hào)邊墩橫橋向位移差作用下結(jié)構(gòu)支反力

2.4 彎扭影響

根據(jù)各墩順橋向頂升不同步產(chǎn)生的彎曲、橫橋向頂升不同步產(chǎn)生的扭轉(zhuǎn)，可以明顯看出，同等變位作用下，相比于彎曲作用，扭轉(zhuǎn)作用對(duì)結(jié)構(gòu)正應(yīng)力、剪應(yīng)力、支反力均有顯著影響。這反映出連續(xù)梁結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)剛度大，對(duì)于扭轉(zhuǎn)的強(qiáng)制位移更敏感。

3 結(jié)構(gòu)分析

3.1 裂縫成因分析

由計(jì)算結(jié)果可知，對(duì)于連續(xù)梁結(jié)構(gòu)，當(dāng)箱梁保持水平，僅考慮順橋向不同步頂升對(duì)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的二次彎矩，該內(nèi)力對(duì)于箱梁截面產(chǎn)生的正應(yīng)力，剪應(yīng)力影響均有限，從裂縫開(kāi)展情況看，新開(kāi)展裂縫無(wú)橫向裂縫，一方面是是彎曲變形對(duì)結(jié)構(gòu)應(yīng)力影響較小，另一方面是原結(jié)構(gòu)為雙向預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)，縱向預(yù)應(yīng)力留有儲(chǔ)備。

相比縱向彎曲，結(jié)構(gòu)的橫橋向不同步頂升產(chǎn)生的扭轉(zhuǎn)是裂縫開(kāi)展的主因。箱梁內(nèi)新增裂縫幾乎均為頂板縱向裂縫，一方面因?yàn)闄M向扭轉(zhuǎn)產(chǎn)生剪應(yīng)力較大，另一方面由于頂板較薄且無(wú)橋面橫向預(yù)應(yīng)力鋼束限制，因此在扭轉(zhuǎn)剪應(yīng)力作用下，易引起頂板結(jié)構(gòu)的縱向、斜向裂縫開(kāi)展。

3.2 裂縫分布分析

根據(jù)監(jiān)控報(bào)告，主墩最大橫橋向不同步出現(xiàn)在7號(hào)墩，最大位移差2.4 mm；邊墩最大橫橋向不同步出現(xiàn)在5 號(hào)墩，最大位移差2.0 mm，分別進(jìn)行以上兩種工況分析，提取橫橋向箱梁頂板最大剪應(yīng)力，見(jiàn)圖25。

圖25 7 號(hào)中墩橫橋向位移差2.4 mm 頂板最大剪應(yīng)力圖

7 號(hào)中墩位置頂升橫向位移差2.4 mm 時(shí)，7、8號(hào)墩位置頂板扭轉(zhuǎn)剪應(yīng)力出現(xiàn)峰值，分別為1.3 MPa和2.9 MPa，后沿跨中方向逐漸降低，見(jiàn)圖26。

圖26 5 號(hào)邊墩橫橋向位移差2.0 mm 頂板最大剪應(yīng)力分布圖

5 號(hào)邊墩位置頂升橫向位移差2.0 mm 時(shí)，5、6號(hào)墩位置扭轉(zhuǎn)剪應(yīng)力出現(xiàn)峰值，分別為1.3 MPa 和0.5 MPa 后沿跨中方向逐漸降低。

可以看到，在扭轉(zhuǎn)作用下，中墩和邊墩位置箱梁截面出現(xiàn)應(yīng)力峰值，但同時(shí)由于邊墩箱梁截面扭轉(zhuǎn)剛度遠(yuǎn)小于中墩箱梁截面，因此箱梁最大剪應(yīng)力均出現(xiàn)在端橫梁位置。這點(diǎn)與裂縫開(kāi)展情況形成了對(duì)應(yīng)，體現(xiàn)在結(jié)構(gòu)裂縫特點(diǎn)為，端橫梁及中橫梁根部處出現(xiàn)的裂縫寬度大、開(kāi)展深、數(shù)量少，呈明顯的扭轉(zhuǎn)受拉破壞，其中又以端橫梁裂縫開(kāi)展最為嚴(yán)重。

3.3 扭轉(zhuǎn)引起的支反力偏差

結(jié)構(gòu)順橋向不同步彎曲對(duì)各墩支反力影響較小，而同等位變作用下橫橋向不同步扭轉(zhuǎn)，對(duì)各墩左右支反力將產(chǎn)生明顯變化。

當(dāng)7 號(hào)中墩最大扭轉(zhuǎn)變形2.5 mm 時(shí)，8 號(hào)邊墩左右兩側(cè)支反力分別為1 417.8 kN、735.4 kN，左右不平衡力682.4 kN，相差48%，7 號(hào)中墩左右兩側(cè)支反力分別為9 570.2 kN、11 305.4 kN，左右不平衡力1 735.2 kN，相差18%。由于中墩截面剛度大，在扭轉(zhuǎn)作用下中墩的支反力差絕對(duì)值更大，但由于中墩所分配自重大，所引起的支反力變化比例小于邊墩。

由此可見(jiàn)相比于位移變化，支反力對(duì)于扭轉(zhuǎn)的影響更為顯著，也易于監(jiān)控，建議在連續(xù)梁頂升過(guò)程中對(duì)各墩左右支反力差值進(jìn)行限制以控制結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)變形。

4 總結(jié)與建議

連續(xù)梁結(jié)構(gòu)由于其自身結(jié)構(gòu)剛度大，頂升過(guò)程中不同步扭轉(zhuǎn)變形引起的內(nèi)力重分布對(duì)結(jié)構(gòu)影響顯著，甚至引起結(jié)構(gòu)開(kāi)裂，應(yīng)予以重視。

常規(guī)結(jié)構(gòu)頂升作業(yè)期間通常以位移監(jiān)控作為主要控制手段，控制系統(tǒng)一般可保證各點(diǎn)位移差不大于5 mm，然而對(duì)于連續(xù)梁結(jié)構(gòu)，該位移精度控制下的扭轉(zhuǎn)影響顯著，已無(wú)法滿(mǎn)足要求，需采用更高精度的位移控制措施，但也造成了實(shí)際操作的困難。

與位移變化相比，支反力對(duì)連續(xù)梁結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)效應(yīng)更為敏感，通過(guò)各墩左右支反力的偏差來(lái)限制扭轉(zhuǎn)效應(yīng)更易實(shí)施。建議在以位移控制為主的前提下，結(jié)合各墩之間左右支反力偏差限制進(jìn)行雙指標(biāo)監(jiān)控，防止頂升期間因支點(diǎn)位移不同步引起梁體扭轉(zhuǎn)開(kāi)裂。