連續(xù)箱梁橋同步頂升時(shí)的橫向位移差分析

劉建威，李德建，于鵬

(1. 長(zhǎng)沙市規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限責(zé)任公司，湖南 長(zhǎng)沙 410007；2. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院 湖南 長(zhǎng)沙 410075)

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連續(xù)箱梁橋同步頂升時(shí)的橫向位移差分析

劉建威1, 2，李德建2，于鵬1

(1. 長(zhǎng)沙市規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限責(zé)任公司，湖南 長(zhǎng)沙 410007；2. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院 湖南 長(zhǎng)沙 410075)

針對(duì)連續(xù)箱梁橋整體頂升時(shí)的結(jié)構(gòu)橫向位移差問(wèn)題，展開(kāi)安全性分析。分析梁體在頂升和落梁時(shí)的受力特點(diǎn)，指出箱梁同步頂升時(shí)的橫向位移差會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生二次破壞。進(jìn)而以K0+400碩放互通D匝道橋橋梁整體頂升工程為例，基于ANSYS有限元模型對(duì)該橋右幅第二聯(lián)預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋進(jìn)行應(yīng)力和位移分析。研究結(jié)果表明：橋梁頂升施工的橫向位移差會(huì)使結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)發(fā)生改變，各跨應(yīng)力、位移和支座反力均會(huì)有不同程度的變化；為保證結(jié)構(gòu)安全性，應(yīng)將橫向位移差控制在5 mm以內(nèi)。

既有橋梁；同步頂升；實(shí)體有限元；橫向位移差；應(yīng)力變化

橋梁頂升技術(shù)由于其施工方便和經(jīng)濟(jì)適用等優(yōu)點(diǎn)，在處理橋梁支座更換、橋下凈空不足和橋梁沉降等問(wèn)題方面有了廣泛應(yīng)用[1?3]，如上海市南浦大橋引橋改造工程(整體抬升0.698~5.782 m)、天津市獅子林橋改造工程(整體抬升1.270 m)等。相比拆除重建造成的資金浪費(fèi)和環(huán)境污染，采用頂升技術(shù)可很大程度上避免常規(guī)改造對(duì)日常交通的影響，并降低由此產(chǎn)生的成本和危害，將有限的資金發(fā)揮出更大的效益。橋梁頂升施工流程通常如圖1所示[4]。相比橋梁的正常運(yùn)營(yíng)狀態(tài)，橋梁頂升施工時(shí)結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)發(fā)生較大改變，因此施工過(guò)程中應(yīng)對(duì)橋梁各關(guān)鍵點(diǎn)處的位移差加以重視和控制[5]，否則將產(chǎn)生較大的內(nèi)力，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)不必要的損傷甚至開(kāi)裂，對(duì)橋梁長(zhǎng)期運(yùn)營(yíng)不利[6?7]。既有文獻(xiàn)多集中在橋梁順橋向的位移差研究[8]，也較少采用實(shí)體單元進(jìn)行建模分析[6, 9]，為更準(zhǔn)確地研究橋梁整體頂升時(shí)箱梁結(jié)構(gòu)的位移差可能導(dǎo)致的安全性問(wèn)題，本文基于碩放互通D匝道橋頂升施工的工程案例，分析梁體在頂升和落梁時(shí)的受力特點(diǎn)，并基于實(shí)體有限元法模擬了結(jié)構(gòu)實(shí)際受力狀態(tài)，明確頂升過(guò)程中主梁位移及支座反力的變化規(guī)律，指出箱梁同步頂升時(shí)的橫向位移差會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生二次破壞，同時(shí)可為同步頂升監(jiān)控提供理論依據(jù)，以確保頂升過(guò)程中的結(jié)構(gòu)安全，也為日后同類型橋梁頂升工程提供參考。

圖1 橋梁頂升施工流程圖

1 工程概況

以碩放互通D匝道橋(CK79+825.401薛典路立交橋)為工程實(shí)例，該橋位于碩放互通內(nèi)，上跨滬寧高速公路，交角124.834 1°，全橋共分三聯(lián)，橋長(zhǎng)235.3 m。上部構(gòu)造：左幅為3×20 m鋼筋混凝土連續(xù)箱梁+(29.221+2×30+20) m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁+3×20 m鋼筋混凝土連續(xù)箱梁；右幅為3×20 m鋼筋混凝土連續(xù)箱梁+(20+2×30+29.221) m預(yù)應(yīng)混凝土連續(xù)箱梁+3×20 m鋼筋混凝土連續(xù)箱梁。下部構(gòu)造：5號(hào)墩采用A形墩，其余橋墩均為雙柱墩，橋臺(tái)為承臺(tái)分離式橋臺(tái)，基礎(chǔ)均為樁基礎(chǔ)。

由于上跨分離式立交橋設(shè)計(jì)中未考慮主線超高對(duì)橋下凈空的影響，致使現(xiàn)橋下凈空(滬寧高速公路北半幅)最小處僅為4.56 m，不滿足規(guī)范規(guī)定的5.0 m的高速公路凈空要求，故應(yīng)對(duì)該橋進(jìn)行整體頂升。

2 梁體在頂升及落梁階段的受力特點(diǎn)

本次橋梁頂升所采取的施工工藝為：滬寧高速公路不中斷交通，薛典路上跨橋半幅中斷交通，采用油壓千斤頂對(duì)上部結(jié)構(gòu)進(jìn)行頂升。一聯(lián)中所有千斤頂同步頂升，以減小由于千斤頂頂升量差異引起的梁體附加應(yīng)力[9?10]。

理想工作狀態(tài)下，該施工方法對(duì)結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)影響量較小，但實(shí)際施工中，由于許多不確定因素的影響，會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)出現(xiàn)附加應(yīng)力，致使結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)發(fā)生改變，進(jìn)而導(dǎo)致進(jìn)一步損傷甚至破壞?？赡艹霈F(xiàn)的不利現(xiàn)象如下：

1) 結(jié)構(gòu)使用一段時(shí)期后，下部結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了不同程度的沉降差。因此將造成結(jié)構(gòu)支座反力分配狀況與理論值之間出現(xiàn)偏差，進(jìn)而導(dǎo)致理論頂升力與實(shí)際所需頂升力不符的情況[6]。

2) 在頂升階段以及落梁階段，由于頂升設(shè)備或頂升速率存在差異[11]，將導(dǎo)致梁體出現(xiàn)相對(duì)位移差，會(huì)對(duì)上部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生相應(yīng)的附加應(yīng)力，進(jìn)而在附加應(yīng)力的作用下將會(huì)進(jìn)一步導(dǎo)致結(jié)構(gòu)損傷甚至出現(xiàn)裂縫乃至損壞。

3) 聯(lián)與聯(lián)間過(guò)渡橋墩兩側(cè)橋梁跨徑有較大差異，千斤頂?shù)捻斏Σ町愝^大，差異頂升力將對(duì)墩柱的安全構(gòu)成威脅。

因此，為了降低或消除頂升位移差，避免對(duì)結(jié)構(gòu)主體產(chǎn)生二次破壞，必須嚴(yán)格控制箱梁在頂升和落梁時(shí)的位移差。

3 同步頂升時(shí)箱梁的應(yīng)力與位移分析

以右幅第2聯(lián)為例，為(20+2×30+29.221) m等寬、等高預(yù)應(yīng)力箱梁。梁體高度為1.65 m，頂寬為12.25 m，底寬7.25 m，兩側(cè)翼緣懸臂長(zhǎng)度2.5 m。其邊跨支點(diǎn)處設(shè)置1 m端橫梁，各橋墩支點(diǎn)分別設(shè)置1.8，2和1.8 m中橫梁。

為適時(shí)掌控橋梁結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，確保頂升工程順利進(jìn)行，對(duì)該橋的頂升高度、應(yīng)力和偏位情況進(jìn)行了實(shí)時(shí)監(jiān)控[12?13]。監(jiān)控中發(fā)現(xiàn)在進(jìn)行結(jié)構(gòu)的整體頂升時(shí)，4號(hào)墩左支座相對(duì)其他支座多頂了一定高度，導(dǎo)致4號(hào)墩兩護(hù)欄處橋面橫向頂升高度差達(dá)到了1 cm。

3.1 有限元分析模型的建立

采用大型通用空間有限元軟件ANSYS進(jìn)行分析，其中混凝土箱梁采用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元SOLIDE65，預(yù)應(yīng)力鋼絞線采用LINK8單元建模，通過(guò)耦合其節(jié)點(diǎn)各向位移達(dá)到和混凝土相互作用的效果。全橋共分為20 664個(gè)實(shí)體單元，5 025個(gè)空間桿單元，8個(gè)水平可動(dòng)支座，1個(gè)固定鉸支座，如圖4所示。

圖2 橋梁結(jié)構(gòu)計(jì)算簡(jiǎn)圖

圖3 箱梁橫截面示意圖

對(duì)于該橋支座，除5號(hào)墩頂處為盆式支座，將其處理為鉸接(約束三向位移，彎矩釋放)，其他墩頂處都按單向受壓雙支座進(jìn)行約束，即將3，4，6和7號(hào)墩頂處雙支座都處理為簡(jiǎn)支(約束豎向位移)。結(jié)構(gòu)在頂升處發(fā)生強(qiáng)制位移，即對(duì)應(yīng)結(jié)構(gòu)整體幾何矩陣的改變[14]，通過(guò)一定的迭代試算，可模擬出結(jié)構(gòu)的實(shí)際狀態(tài)(4號(hào)墩護(hù)欄處橋面橫向高度差為1cm)，求出此時(shí)4號(hào)墩左支座處的支反力和位移以及整個(gè)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力、位移情況；并在強(qiáng)制位移計(jì)算結(jié)果中查看其他支座處支反力，校核支座是否處于正常使用狀態(tài)。

對(duì)于荷載工況，由于頂升過(guò)程中施工工期短，故不需考慮結(jié)構(gòu)外部和內(nèi)部溫差變化的影響。因分析目的只是考慮頂升施工后，得到4號(hào)墩左支座發(fā)生一定強(qiáng)制位移前后的安全性以及應(yīng)力、位移變化情況，故除該支座的強(qiáng)制位移外，只需考慮結(jié)構(gòu)恒載作用，而不用考慮汽車活載等可變作用。另由于此聯(lián)箱梁是在成橋狀態(tài)下的整體抬升，各支座的不均勻沉降影響也可以忽略。

3.2 橫向位移差1 cm時(shí)的結(jié)果分析

3.2.1 箱梁應(yīng)力、位移分析

通過(guò)ANSYS應(yīng)力分析，得到結(jié)構(gòu)在發(fā)生強(qiáng)制位移后的應(yīng)力及位移云圖5所示。

圖5 箱梁結(jié)構(gòu)在強(qiáng)制位移下的應(yīng)力及位移云圖

其中結(jié)構(gòu)在發(fā)生強(qiáng)制位移之后4號(hào)墩處各控制點(diǎn)的位移情況如表1所示。從表中可以看出：4號(hào)墩左、右護(hù)欄在橋面橫向頂升高差相差1 cm的時(shí)候，其左支座相對(duì)其他支座橫向高差為0.62 cm。

現(xiàn)沿橋面中心線以各跨跨中、支點(diǎn)以及4號(hào)墩左右各1/4處頂板和底板接觸點(diǎn)處單元作為控制點(diǎn)，以結(jié)構(gòu)原自重狀態(tài)為初始狀態(tài)，比較箱梁在強(qiáng)制位移前后各控制點(diǎn)的應(yīng)力與位移變化情況(表2)。

頂板應(yīng)力：結(jié)構(gòu)在橫橋向應(yīng)力變化幅度差異不大，除5號(hào)墩附近由于應(yīng)力集中其值偏大略去外[15]，其他控制位置變化相對(duì)較均勻；變化幅度最大值發(fā)生在第4跨跨中處，壓應(yīng)力增加了25%。順橋向拉應(yīng)力只出現(xiàn)在結(jié)構(gòu)的兩端，其他位置無(wú)拉應(yīng)力出現(xiàn)，但拉應(yīng)力增幅達(dá)到8.33%；相比施加強(qiáng)制位移前的狀態(tài)，結(jié)構(gòu)順橋向第4和第5跨壓應(yīng)力逐漸變小，第6跨壓應(yīng)力逐漸變大，到了第7跨應(yīng)力又開(kāi)始變小，故全橋應(yīng)力變化幅度呈波浪狀變化；其變化幅度最大值發(fā)生在4號(hào)墩頂和第4跨跨中處，壓應(yīng)力分別減小了11.64%和11.96%，第6跨的增幅則不超過(guò)4%。

表1 4號(hào)墩處各控制點(diǎn)強(qiáng)制位移后豎向位移值

表2 箱梁強(qiáng)制位移前后應(yīng)力與位移值

底板應(yīng)力：全聯(lián)箱梁除端部外，并沒(méi)有拉應(yīng)力出現(xiàn)，箱梁橫橋向應(yīng)力基本沒(méi)有變化；其最大變化值發(fā)生在第5跨1/4處頂處，壓應(yīng)力增加了10.00%。與頂板順橋向應(yīng)力變化趨勢(shì)相反，底板第4和第5跨壓應(yīng)力逐漸變大，第6跨壓應(yīng)力逐漸變小，到了第7跨應(yīng)力又開(kāi)始變大；底板第4跨3/4處應(yīng)力變化幅度最大，壓應(yīng)力增加了19.77%；離強(qiáng)制位移發(fā)生處越遠(yuǎn)，壓應(yīng)力的增幅就越小，第6跨的增幅最小，為?1.49%。

箱梁各向位移：各控制位置的橫橋向、順橋向位移從數(shù)據(jù)上看變化都較大；橫橋向位移值增幅一般在50%左右，而順橋向位移的變化幅度分布比較散亂，變化的最大值為0.31 cm。

3.2.2 支座安全性驗(yàn)算

5號(hào)墩采用GPZ(II)10GD盆式支座，3和7號(hào)墩分別采用GYZF4425×87，GYZF4500×87橡膠滑板支座，4和6號(hào)墩都采用GYZ800×14圓板橡膠支座。在強(qiáng)制位移+結(jié)構(gòu)恒載這一工況下得到結(jié)構(gòu)在各個(gè)支座處的前后支反力見(jiàn)表3。

可見(jiàn)，4號(hào)墩左支座在整體基礎(chǔ)上多頂升0.62 cm后，結(jié)構(gòu)整體幾何矩陣的改變也引起了支反力的變化，但是橡膠支座上拉力并沒(méi)有出現(xiàn)，說(shuō)明全橋箱梁的所有支座沒(méi)有脫空現(xiàn)象出現(xiàn)；同時(shí)也可以看到，全部支座都沒(méi)有超出標(biāo)準(zhǔn)值范圍，考慮到運(yùn)營(yíng)階段中活載和其他因素的迭加影響，3號(hào)墩右支座的支座反力比較接近標(biāo)準(zhǔn)值；比較3和7號(hào)墩的支反力結(jié)果可知，相鄰墩臺(tái)的支座反力變化最大，較遠(yuǎn)的支座變化幅度則較小[16]。

表3 強(qiáng)制位移前后各支座支反力

3.3 不同橫向位移差時(shí)的結(jié)果分析

為更全面分析同步頂升時(shí)橫向位移差的影響，另對(duì)4號(hào)墩處護(hù)欄高差為2 cm和3 cm時(shí)的工況進(jìn)行了對(duì)比，選取4號(hào)墩墩頂處的支座高差及頂?shù)装鍣M橋向、順橋向應(yīng)力結(jié)果如表4，并取其效應(yīng)的絕對(duì)值繪于圖6。

表4 不同工況下4號(hào)墩處結(jié)構(gòu)效應(yīng)

由表4和圖6可知，橫向位移差變大時(shí)，除頂板順橋向壓應(yīng)力減小外，其余結(jié)構(gòu)效應(yīng)都將增大，且在0~3 cm位移差范圍內(nèi)近似滿足線性變化。當(dāng)護(hù)欄處橫向位移差達(dá)到3 cm時(shí)，支座處高差接近2 cm，此時(shí)頂板順橋向壓應(yīng)力減小了33%，可見(jiàn)頂升時(shí)的橫向位移差對(duì)頂板其有較大的影響，嚴(yán)重時(shí)將會(huì)導(dǎo)致頂板出現(xiàn)拉應(yīng)力甚至開(kāi)裂破壞。因此，頂升施工中對(duì)橋梁橫向位移差也應(yīng)保持嚴(yán)控。

圖6 不同工況下4號(hào)墩處結(jié)構(gòu)效應(yīng)

4 結(jié)論

1) 橋梁頂升的過(guò)程中，由于頂升過(guò)程中存在不定的因素，會(huì)使結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)發(fā)生改變，各跨應(yīng)力、位移和支座反力均會(huì)有不同程度的變化。

2) 頂升施工時(shí)產(chǎn)生的橫向位移差，將導(dǎo)致全橋順橋向應(yīng)力變化幅度呈波浪狀變化，且離頂升位移差發(fā)生處越遠(yuǎn)，應(yīng)力的變化幅度就越??；橫橋向位移差異較大，但應(yīng)力變化程度則不明顯。

3) 頂升施工時(shí)的橫向位移差對(duì)頂升處頂板應(yīng)力有較大的影響，嚴(yán)重時(shí)將會(huì)導(dǎo)致頂板出現(xiàn)拉應(yīng)力甚至開(kāi)裂破壞。因此，頂升施工中對(duì)橋梁橫向位移差也應(yīng)保持嚴(yán)控，一旦出現(xiàn)位移差過(guò)大的情況應(yīng)及時(shí)作出調(diào)整。

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Analysis of relative displacement difference in process of integral jacking of continuous box girder bridge

LIU Jianwei1, 2, LI Dejian2, YU Peng1

(1. Changsha Planning & Design Institute Co., Ltd, Changsha 410007, China; 2. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)

In allusion to the relative displacement difference problem of the continuous box girder bridge in the process of integral jacking of bridge structure, the safety analysis was expanded. The mechanical characteristics of girder body were analyzed when jacked up and falled down. It can be indicated that the displacement difference can produce secondary damage to bridge structure. Taking the integrally jacking project of D# ramp bridge of K0+400 Shuofang Multi Road Interchange for example, the stress and displacement of the prestressed concrete continuous girder bridge were calculated based on the ANSYS model. The results show the relative displacement difference in jacking-up construction can cause changes in the stressing state of bridge structure and the magnitude of changes in stress, displacement and bearing reaction force of different spans can be different. In order to ensure the structural safety, the transversal or longitudinal displacement difference should be controlled within 5 mm.

existing bridge; synchronous jacking; solid FEM; lateral displacement difference; stress change

U445.7；TU375.1

A

1672 ? 7029(2018)01 ? 0141 ? 07

2016?12?03

劉建威(1979?)，男，湖南雙峰人，高級(jí)工程師，從事橋梁工程研究；E?mail：jdf199198@163.com