王龍輝 揭典民 王昭峰

（廣東省廣建設(shè)計集團(tuán)有限公司）

0 引言

支座系統(tǒng)為橋梁上部結(jié)構(gòu)和下部結(jié)構(gòu)的連接節(jié)點(diǎn)，是傳遞荷載和變形的重要構(gòu)件，起到承上啟下的關(guān)鍵作用。在橋梁運(yùn)營過程中，由于施工質(zhì)量差、車輛超載以及服役時間過長等原因，支座系統(tǒng)常出現(xiàn)支座脫空、變形、老化和支座墊石開裂、破損、露筋銹蝕等病害，造成支座系統(tǒng)無法正常工作或失效，從而給橋梁結(jié)構(gòu)帶來安全隱患[1]，必須及時對有問題的支座系統(tǒng)進(jìn)行維修、更換，以消除安全隱患，延長橋梁使用壽命。

目前支座更換的方法多種多樣[2-4]，而常用的方法是借助PLC 控制液壓系統(tǒng)的同步頂升法[5]。針對結(jié)構(gòu)支承形式比較簡單的簡支梁橋一般可采用整體同步頂升法，而針對連續(xù)橋梁可采用縱向單點(diǎn)（或多點(diǎn)）、逐墩、橫向同步頂升法[2]。當(dāng)僅處理單墩上的復(fù)雜支座系統(tǒng)問題時，可采用單墩橫向同步頂升法[6]。

由于車流量逐年增大，橋梁往往又處于交通樞紐中最重要的位置，所以橋梁進(jìn)行全封閉施工會給交通帶來極大的壓力，同時對社會影響很大。因此對于支座更換工程，業(yè)主方往往希望施工方能在不中斷交通的情況下進(jìn)行施工。支座更換過程中為了降低不中斷交通行車對結(jié)構(gòu)的不利影響，除了采取加強(qiáng)監(jiān)測和限位設(shè)施等措施外[7]，還可以采用合理的交通管制方案，例如施工橋梁段只允許個別車道在橋面居中通行，將其他車道封閉[6]、限速行駛[7]等。

對于普通支座的更換施工技術(shù)已相對成熟，但對于需要修復(fù)墊石的球型支座更換技術(shù)研究還鮮為少見。本案例結(jié)合實(shí)際工程，對不能中斷交通、頂升施工場地狹窄以及支座墊石損壞嚴(yán)重等復(fù)雜工況下的大噸位球型支座更換項目進(jìn)行了受力驗算，并對支座墊石損壞嚴(yán)重的情況提出了一種新型修復(fù)工藝，為同類型工程提供思路。

1 工程概況

該項目為兩聯(lián)連續(xù)橋梁間過渡墩上的支座更換工程。其中，第一聯(lián)C1～C3 段為2×21m 普通鋼筋混凝土變寬連續(xù)箱梁彎橋，第二聯(lián)C3～C6 段為22.5+23+22m普通鋼筋砼變寬變箱連續(xù)箱梁彎橋。兩聯(lián)橋梁主梁和橋墩的混凝土強(qiáng)度為C50，汽車荷載等級為城-A 級，橋面鋪裝為7㎝瀝青混凝土鋪裝+10㎝C50 鋼筋混凝土鋪裝，人行道寬帶為1.75m。過渡墩C3 墩為分離式、獨(dú)柱樁柱式橋墩，見圖1 所示。因C3 墩支座墊石出現(xiàn)破損開裂（見圖2），所以該項目需采用單墩橫向同步頂升法更換支座和修復(fù)墊石。

圖1 C3 墩立面圖

圖2 支座及墊石病害現(xiàn)狀圖

2 方案計算分析

2.1 有限元模型建立

支座更換方案借助有限元軟件MIDAS/CIVIL 進(jìn)行結(jié)構(gòu)安全性分析，采用梁格法對C1～C3 段彎橋、C3～C6段彎橋分別進(jìn)行有限元模擬。其中，C1～C3 段彎橋的有限元模型共212 個節(jié)點(diǎn)，劃分為271 個單元（見圖3）；C1～C3 段彎橋的有限元模型共385 個節(jié)點(diǎn)，劃分為522個單元（見圖4）。有限元分析按規(guī)范[8]的要求考慮了自重、二期荷載、人群荷載和車輛荷載等作用。成橋工況除C3～C4 段彎橋按四車道布置外，其余段彎橋均按三車道布置車道荷載。成橋工況的支座反力計算結(jié)果見表1所示，結(jié)果表明各個支座的反力標(biāo)準(zhǔn)組合值在原設(shè)計球型支座設(shè)計承載力范圍內(nèi)，即模型的結(jié)果與原設(shè)計圖紙?zhí)峁┑膮?shù)比較接近，有限元模型擬合性較好。

表1 不同工況下的支座支反力標(biāo)準(zhǔn)組合值(kN)

圖3 C1 至C3 段彎橋有限元分析模型

圖4 C3 至C6 段彎橋有限元分析模型

2.2 頂升工況分析以及千斤頂布置方案

該項目支座更換采用C3 墩主梁同步頂升方案，千斤頂采用200t 薄型自鎖式，為盡量減少頂升過程對蓋梁產(chǎn)生不利的影響，千斤頂在滿足施工空間的前提下，盡量靠近原支座。頂升高度以球型鋼支座上下脫離為控制條件，為保證頂升過程中施工安全，頂升工況分析按頂升位移1cm 考慮，以C3 墩支座強(qiáng)制向上位移1cm 來進(jìn)行模擬。并且，考慮到實(shí)際交通管制的影響，頂升工況中的車輛荷載按兩車道偏載布置。

頂升工況下支座支反力標(biāo)準(zhǔn)組合值見表1。通過不同工況下支反力標(biāo)準(zhǔn)值對比可知，C3 墩主梁同步頂升1cm 后全橋支座反力發(fā)生明顯變化，但頂升后其他墩臺支座反力仍能滿足原設(shè)計工況下支座承載力的要求。因此，C3 墩主梁同步頂升1cm 時，其他墩臺支座仍能正常工作。根據(jù)上述結(jié)果，C3 墩各支座處的千斤頂布置數(shù)量見表2，千斤頂布置位置示意圖見圖5。

表2 千斤頂布置數(shù)量

圖5 千斤頂布置位置示意圖

2.3 結(jié)構(gòu)安全性分析

⑴主梁頂升前后的承載能力驗算

將主梁頂升前后兩種工況下的主梁內(nèi)力進(jìn)行對比分析，如表3 所示。表3 結(jié)果表明，頂升工況下的主梁最大彎矩基本組合值均小于主梁的原設(shè)計內(nèi)力值，所以頂升主梁1cm 不會對主梁造成破壞。另外，由于在頂升工況下主梁跨中最大正彎矩頻遇組合值大于原設(shè)計內(nèi)力值，因此還需要對主梁跨中的裂縫寬度進(jìn)行驗算。經(jīng)驗算，頂升后C1～C3 段彎橋產(chǎn)生的最大裂縫寬度為0.097mm，C3 ～C6 段彎橋產(chǎn)生的最大裂縫寬度為0.122mm，均小于規(guī)范限值[9]，滿足正常使用極限狀態(tài)的要求。

表3 不同工況下的主梁內(nèi)力變化情況(kN·m)

⑵蓋梁承載能力驗算

千斤頂對蓋梁的作用力按其最大量程2000kN 進(jìn)行考慮。C3 橋墩由左右兩個橋墩組成，其中左橋墩由于千斤頂布置位置距墩柱的水平距離大于蓋梁截面高度，所以按一般受彎構(gòu)件進(jìn)行驗算，而右橋墩由于蓋梁的懸臂長度較短，所以按拉壓桿模型進(jìn)行驗算。驗算結(jié)果見表4，由表4 可知，抗力值（截面承載能力）大于內(nèi)力值，表明蓋梁在頂升施工過程處于安全狀態(tài)。

表4 C3 橋墩蓋梁承載能力驗算結(jié)果

⑶橋梁局部承壓驗算

為避免千斤頂工作時造成局部承壓破壞，每個千斤頂上下部均安裝一塊尺寸為20cm×20cm×4cm 的鋼板。千斤頂在墩頂和梁底的局部受壓面積核心范圍內(nèi)可統(tǒng)一偏安全地取沒有鋼筋網(wǎng)，且主梁和橋墩混凝土強(qiáng)度均為C50，因此千斤頂?shù)撞繉Χ枕敗㈨敳繉α旱變蓚€位置的局部承壓驗算為相同工況，可一并驗算。根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》(JTG 3362-2018)第5.7.1 條，γ0Fld=1.1×2000kN≤0.9×ηs×β×fcd×Aln=0.9×1×3×22.4×40000=2419kN，局部抗壓承載力驗算滿足規(guī)范要求。

3 支座更換施工

支座更換的施工工藝流程大抵相同[10]，頂升開始前解除支座與主梁、蓋梁之間的螺栓約束，將支座頂升到可以取出支座的高度后，取出損壞支座，使用灌漿料對破損的支座重新澆筑密實(shí)，養(yǎng)護(hù)達(dá)到原設(shè)計強(qiáng)度后，按原設(shè)計位置安裝支座，復(fù)核位置后落梁。

值得注意的是，主梁在不中斷交通的情況下，不宜提升得太高，否則會導(dǎo)致車輛跳車嚴(yán)重，造成交通事故。加上主梁與蓋梁之間距離較短，場地狹窄，缺乏植筋施工空間，想通過重新植螺桿再安裝支座的方案顯得有點(diǎn)不切實(shí)際。本項目結(jié)合實(shí)際情況，通過利用原支座墊石鋼筋結(jié)合鋼混組合加大截面的方式修復(fù)支座墊石，建立了平穩(wěn)的支座安裝平臺，見圖6 所示。最后通過焊接和灌注灌漿料的方式安裝支座。

圖6 支座更換過程中支座墊石處理示意圖

4 結(jié)語

本案例使用有限元分析方法并結(jié)合理論分析，對不中斷交通等復(fù)雜工況下的彎橋大噸位球型支座更換項目進(jìn)行了結(jié)構(gòu)安全性驗算。驗算結(jié)果表明：單墩橫向同步頂升主梁1cm，主梁的最大內(nèi)力值沒有超過主梁設(shè)計使用狀態(tài)時的內(nèi)力值，主梁結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài)，并且其他墩臺支座反力沒有超過原設(shè)計球型支座的承載力。同時，頂升施工過程沒有對主梁和蓋梁造成局部承壓破壞。另外，還提出了一種適用于場地狹窄的支座墊石修復(fù)施工方法，使支座更換技術(shù)更加便捷。本案例為復(fù)雜工況下大噸位球型支座更換技術(shù)提供了理論研究方法，具有一定的推廣意義。