徐 浩，黃耀瑩

(廣西交通投資集團南寧高速公路運營有限公司，廣西 南寧 530022)

0 引言

隨著我國交通運輸業(yè)的發(fā)展以及橋梁使用時間的增加，部分橋梁出現(xiàn)了大大小小的影響結構安全運營和耐久性的問題，如支座脫落、墊石破損等，此時需要采用頂梁鋼支架對梁體進行頂升以更換支座等部件。張敏等為了保證鋼箱梁支架結構設計的安全合理性及安裝施工的高效性，對采用鋼管支架法施工的斜拉橋進行了合理支架設計[1]。呂小龍等對現(xiàn)澆組合梁翼緣施工的支架受力情況和經(jīng)濟性進行了分析[2]。在工程中，采用哪種鋼支架形式既經(jīng)濟安全又合理是目前需要解決的問題。因此本文以某橋進行梁體頂升、更換支座為工程背景，對不同形式的頂梁鋼支架進行了驗算。

1 工程概況

某高速公路第16跨橋梁15#墩柱發(fā)生縱向偏移(墩柱偏移約30～40 cm，梁體向右側偏移約40 cm)，造成橋梁支座脫落，墊石破損。該橋跨越漢江任河，全長2 596.02 m，箱梁跨徑組合為3×30 m+16×40 m+30×30 m+24×30 m，其中15#橋樁基長15.7 m，墩高20.12 m，位于深水區(qū)，給高速公路通行車輛帶來重大安全隱患。為此，對樁基進行加固與替換，采用鋼結構支架對梁體進行頂升，然后拆除被破壞的墩柱，并對樁基進行加固。為保證支架的安全性，對支架進行頂升過程的全面驗算，確保施工過程中支架的強度、剛度、整體穩(wěn)定性和局部穩(wěn)定性。

按照規(guī)范要求[3-6]，鋼支架各構件采用Q235鋼材，高度為23 m。沿縱橋向間距為5.6 m，橫橋向為四根鋼管，間距為(3.65+3+3.65) m。各鋼管的高度相同，橋面橫坡由鋼蓋梁上的鋼墊箱和鋼墊板組成。鋼管采用φ630 mm、壁厚24 mm的無縫鋼管。橫向聯(lián)系采用32C工字鋼及20#槽鋼。斜撐采用16#工字鋼。鋼蓋梁采用三根50C工字鋼并排放置，并每隔一段距離上下各自焊接一塊厚度為20 mm的鋼板。相關布置如圖1和圖2所示。

圖1 鋼支架縱橫向示意圖(cm)

圖2 鋼支架俯視圖(cm)

2 鋼支架方案設計

本工程分別采用有限元軟件進行了四種設計方案的強度和剛度驗算、彈性和彈塑性屈曲計算以及局部驗算。

在頂升梁體過程中，鋼支架主要承受梁體自重以及橋面鋪裝等二期恒載作用?？紤]分項荷載如下：

箱梁自重：箱梁面積A=1.21 m2，則q1=1.21×26=31.52 kN/m；人行道、欄桿、護欄：取q2=19 kN/m；橋面鋪裝：q3=24×0.1×10.75=25.8 kN/m；防水層：q4=0.2×0.01×12=0.024 kN/m；防水混凝土：q5=25×0.15×12=45 kN/m。以上分項計算的均布荷載為：

在上述荷載的作用下，考慮以下兩種梁體作用體系，分別計算鋼支架的頂升力：(1)直接按簡支梁計算，將一跨箱梁自重及二期恒載作用下的反力當作頂升力，此時R=53.98×40/2=1 079.6 kN；(2)考慮四跨連續(xù)梁體系，計算自重及二期恒載作用下頂升支反力，此時R=1 022.1 kN。

四種設計方案分別為：方案一滿布斜撐鋼支架；方案二間隔去掉斜撐鋼支架；方案三保留頂上四節(jié)斜撐鋼支架；方案四側向去掉部分斜撐鋼支架。

鋼支架各構件的材料規(guī)格與鋼材如表1所示。依據(jù)《鋼結構設計規(guī)范》(GB50017-2017)[3]，Q235鋼材容許彎曲應力[σw]=145 MPa，容許軸向應力[σ]=140 MPa，容許剪應力[τ]=85 MPa。

表1 材料參數(shù)表

3 鋼支架設計

建立頂梁鋼支架的整體有限元模型，進行同步頂升和非同步頂升兩種情況下四種方案的鋼支架有限元分析。鋼管墩、鋼蓋梁、橫向聯(lián)系以及斜撐均采用梁單元模擬，共由3 513個節(jié)點、3 893個單元組成。采用相互作用中的綁定將鋼蓋梁的三片工字鋼連接，采用MPC梁將鋼蓋梁和鋼管支墩連接在一起。另外，施工的操作空間必須滿足拆卸材料的吊運，因此，有必要去掉一部分斜撐的布置形式。分別進行四種方案的計算，并且把兩側頂上的斜撐由16#工字鋼換成了32C工字鋼。四種方案計算模型分別如圖3所示。

4 強度和剛度驗算

對四種方案的鋼管墩進行了強度驗算和剛度驗算。

方案一的計算結果為：同步頂升工況下在邊墩的頂部附近，鋼管墩最大組合應力為57 MPa，鋼管墩的最大豎向撓度為3.4 mm；非同步頂升的工況下在邊墩的頂部附近，鋼管墩最大組合應力為64.1 MPa，鋼管墩的最大豎向撓度為3.3 mm。

(a)方案一 (b)方案二

方案二的計算結果為：同步頂升工況下在邊墩的頂部附近，鋼管墩最大組合應力為58.6 MPa，鋼管墩的最大豎向撓度為3.4 mm；非同步頂升工況下在邊墩的頂部附近，鋼管墩的最大組合應力為65.2 MPa，鋼管墩的最大豎向撓度為3.4 mm。

方案三的計算結果為：同步頂升工況下在邊墩的頂部附近，鋼管墩的最大組合應力為57.3 MPa，鋼管墩的最大豎向撓度為3.3 mm；非同步頂升工況下在邊墩的頂部附近，鋼管墩的最大組合應力為64.3 MPa，鋼管墩的最大豎向撓度為3.3 mm。

方案四的計算結果為：同步頂升工況下在邊墩的頂部附近，鋼管墩的最大組合應力為40.0 MPa，鋼管墩的最大豎向撓度為3.5 mm；非同步頂升工況下在邊墩的頂部附近，鋼管墩的最大組合應力為44.8 MPa，鋼管墩的最大豎向撓度為3.6 mm。

由上可知，四種方案的鋼支架均小于Q235鋼材的容許應力值145 MPa，即鋼管墩的強度都滿足要求。

同時，對四種方案的連接系和鋼蓋梁進行了強度和剛度驗算。以方案一的非同步頂升工況為例，連接系和鋼蓋梁應力云圖如圖4和圖5所示。從圖4～5中可知方案一的非同步頂升工況連接系的最大組合應力為144 MPa，鋼蓋梁的最大組合應力為41 MPa。各種支架方案的鋼蓋梁應力均小于《公路橋涵鋼結構及木結構設計規(guī)范》[4](JTJ 025-86)Q235鋼材的容許應力值145 MPa。

圖4 連接系應力云圖

圖5 鋼蓋梁應力云圖

四種方案在同步頂升和非同步頂升工況下的連接系和鋼蓋梁計算結果如圖6所示。從圖6可知四種方案分別在兩種工況下的對比情況。

圖6 不同工況下各構件應力值對比曲線圖

從圖6中可以看出，各方案非同步頂升應力普遍大于同步頂升的應力，因此施工條件滿足時在構件強度方面同步頂升優(yōu)于非同步頂升。在不同方案和頂升形式下，連接系部位的應力遠遠大于其他構件部位，最大應力達到了116.4 MPa。不同構件位移圖如圖7所示，不同方案下鋼蓋梁的位移大于鋼管墩的位移，方案四兩種構件位移值最為接近。鋼蓋梁和鋼管墩撓度均小于《公路橋涵施工技術規(guī)范》(JTGT F50-2011)[6]規(guī)定的L/400=9.1 mm。

圖7 不同工況下不同構件位移值對比曲線圖

5 穩(wěn)定性計算

本文對鋼支架的穩(wěn)定性進行了計算，分別從彈性屈曲和彈塑性屈曲兩方面進行了斜撐屈曲、鋼管墩屈曲、鋼管墩大范圍屈曲三部分的穩(wěn)定系數(shù)分析。以方案四為例，鋼管墩大范圍彈性失穩(wěn)模態(tài)如圖8所示，屈曲穩(wěn)定系數(shù)對比結果如后頁圖9所示。

圖8 鋼管墩大范圍彈性失穩(wěn)模態(tài)(λ=13.36)云圖

圖9 不同工況下各關鍵部位屈曲穩(wěn)定系數(shù)對比曲線圖

從圖8可以看出，方案四失穩(wěn)形式為最頂部的斜撐，因此，在搶險頂梁鋼支架架設時，此部位的斜撐需要加強。從圖9可以看出不同方案在同步頂升和非同步頂升情況下，鋼管墩的屈曲穩(wěn)定系數(shù)遠大于斜撐，且同步頂升的穩(wěn)定系數(shù)較高。斜撐的屈曲系數(shù)在各個工況下都在4左右。

6 結語

本文設計分析了四種形式的頂梁鋼支架，計算了在同步和非同步頂升下各個鋼支架不同構件的應力變形和穩(wěn)定性，得到如下結論：

(1)以上四種鋼支架形式的鋼管墩、連接系、鋼蓋梁的應力都滿足規(guī)范要求。鋼蓋梁的撓度也均滿足規(guī)范的要求?？紤]施工的方便性以及結構整體穩(wěn)定性的要求，方案三和方案四穩(wěn)定性較差。建議注意斜撐的設計。

(2)為防止鋼蓋梁工字鋼腹板的屈曲，應適當每隔一定距離焊接腹板加勁肋。腹板加勁肋的布置形式可為：加載點按30 cm間距，非加載點按50 cm間距。

(3)為了保證施工安全，施工過程中應盡量保證各千斤頂?shù)耐巾斏c同步落梁。