某鋼箱梁橋整體頂升施工風(fēng)險分析與控制

金明東

（南通市港航事業(yè)發(fā)展中心，南通226000）

0 引 言

橋梁頂升技術(shù)自20世紀(jì)50年代末傳入我國，從天津獅子林橋頂升（2003 年）開始得到迅速應(yīng)用發(fā)展。截至目前，鋼筋混凝土連續(xù)箱梁、簡支箱梁和板梁、曲線梁、鋼箱梁及拱橋等各種形式梁體的整體同步頂升及調(diào)坡頂升均有大量成功案例［1］?！稑蛄喉斏莆桓脑旒夹g(shù)規(guī)范》（2018 年）的頒布實(shí)施，標(biāo)志著我國橋梁頂升技術(shù)已日趨成熟、規(guī)范。橋梁頂升是對既有舊橋的改造，原橋結(jié)構(gòu)形式及現(xiàn)狀構(gòu)成了頂升改造的特定條件，因此每個頂升工程都存在不同的安全風(fēng)險及技術(shù)難題，需要有針對性的施工方案及措施。

綜合現(xiàn)有的施工方案，為了實(shí)現(xiàn)橋梁頂升，橋梁下部結(jié)構(gòu)將被切斷，從而導(dǎo)致橋梁的受力特征和穩(wěn)定狀態(tài)發(fā)生較大改變，由此帶來的施工風(fēng)險不言而喻［2-3］。橋梁整體頂升常需要增加復(fù)雜的下部臨時支撐，并將相關(guān)荷載進(jìn)行轉(zhuǎn)移，比如設(shè)置受力轉(zhuǎn)換所需的托體體系如抱柱梁結(jié)構(gòu)［4-6］、臨時支撐結(jié)構(gòu)等［7］；而為了避免橋梁發(fā)生不必要的側(cè)移，常設(shè)置臨時限位裝置，并可提供一定程度上預(yù)警功能［8-9］。

頂升過程中橋梁結(jié)構(gòu)本身改變而與原始受力狀態(tài)的不同，可能增加安全風(fēng)險。因?yàn)槿绻茨車?yán)格設(shè)定和控制施工精度，就很難保證大橋在整體頂升施工過程中各頂升點(diǎn)的同步上升，其不同步垂直誤差過大很可能會導(dǎo)致箱梁變形過大、出現(xiàn)裂縫、發(fā)生側(cè)移，甚至傾覆破壞［10-12］。在各頂升點(diǎn)中，可能產(chǎn)生原來結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時沒有考慮的局部受力改變，相應(yīng)導(dǎo)致梁體局部受損從而引起整體破壞的嚴(yán)重風(fēng)險。

綜上所述，對既有梁橋?qū)嵤┱w頂升施工存在較大的安全風(fēng)險，如何有效分析和控制安全風(fēng)險是值得重視和深入研究的問題。本文以南通新G204大橋頂升項(xiàng)目為研究對象，開展相關(guān)風(fēng)險分析并實(shí)施驗(yàn)證相應(yīng)控制措施。

1 項(xiàng)目概況

原橋位于新G204 線路上，于2009 年建成通車。主橋梁體為變截面連續(xù)鋼箱梁，跨徑布置為（50+80+50）m，橋面寬度組成2×［0.25 m（護(hù)欄）+1.55 m（人行道）+3.5 m（非機(jī)動車道）+0.5 m（機(jī)非分隔帶）+12 m（行車道）+0.5 m（護(hù)欄）］+3 m（中央分隔帶）=39.6 m。橋位處水面寬150 m，通航孔凈寬60 m，凈高5.5 m，通航孔凈空不滿足三級航道（60×7 m）通航要求。

圖1 橋梁現(xiàn)狀圖Fig.1 Bridge status picture

根據(jù)2018 年7 月份的檢測報(bào)告可知，原橋結(jié)構(gòu)狀況良好，完全可以滿足交通運(yùn)營的要求，且主跨跨徑滿足三級航道對通航寬度的要求。根據(jù)三級航道對通航凈空的要求，采用整體頂升的方式使橋梁整體抬高2.40 m。

過渡墩為樁柱式橋墩，通過施工上下抱柱梁斷柱頂升的方式實(shí)施頂升，參見圖2；主墩處直接在承臺上安裝鋼支撐頂升梁體，參見圖3。

圖2 過渡墩頂升示意圖Fig.2 Diagram of lifting of side pier

圖3 主墩頂升示意圖Fig.3 Diagram of lifting of main pier

2 主要施工風(fēng)險分析與控制措施

橋梁頂升工程的關(guān)鍵技術(shù)包括：托換構(gòu)件的界面剪切受力機(jī)理、頂升臨時鋼支撐穩(wěn)定性、頂升限位措施、頂升同步控制方式及可靠性、原始結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)改變等，這些關(guān)鍵技術(shù)自橋梁頂升出現(xiàn)以來就被工程技術(shù)人員及研究人員進(jìn)行了重點(diǎn)關(guān)注及研究。因?yàn)檫@些環(huán)節(jié)的失效，會直接導(dǎo)致頂升梁體的傾倒或垮塌，造成巨大經(jīng)濟(jì)損失與安全事故，因而這些薄弱環(huán)節(jié)通常是風(fēng)險源所在。下文分別就上述風(fēng)險分別進(jìn)行分析并提出相應(yīng)的處理和控制措施。

2.1 托換構(gòu)件與界面受力

針對圖2 中的抱柱梁施工中，在截?cái)喽罩院螅猩喜亢奢d均要通過抱柱梁下緣千斤頂傳遞給臨時支撐。由于抱柱結(jié)構(gòu)采用的是外包墩柱形式施工，一旦抱柱梁與墩柱間的界面滑脫，將會導(dǎo)致整個上部結(jié)構(gòu)直接坍塌。

根據(jù)圖2 所示的托換結(jié)構(gòu)，結(jié)合相應(yīng)支撐點(diǎn)的荷載受力，在設(shè)計(jì)過程中嚴(yán)格按照國家規(guī)范《橋梁頂升移位技術(shù)規(guī)范》進(jìn)行設(shè)計(jì)與施工外，同時進(jìn)行了墩柱表面鑿毛和植筋等施工，進(jìn)一步提升界面受力性能。

過渡墩為樁柱式結(jié)構(gòu)，每個橋墩為兩個φ1.5 m鉆孔灌注樁，立柱為φ1.4 m 圓形墩柱。根據(jù)墩柱結(jié)構(gòu)，需設(shè)置上下抱柱梁，頂升設(shè)備安裝于上下抱柱梁之間，切割斷柱，然后進(jìn)行頂升施工?？紤]橋梁頂升過程限位設(shè)置的需要，將抱柱梁設(shè)置為12.8 m×2.8 m，高1.2 m。抱柱梁的具體設(shè)置位置根據(jù)施工現(xiàn)場原地面標(biāo)高情況進(jìn)行上下調(diào)整，以滿足頂升施工要求為準(zhǔn)。

2.2 墩柱的臨時支撐穩(wěn)定

連續(xù)梁結(jié)構(gòu)中，中墩墩柱受到上部荷載大于過渡墩。頂升過程中，臨時支撐的靜力作用相對容易計(jì)算，但除了通過結(jié)構(gòu)分析確定臨時支撐受力外，同時要關(guān)注其穩(wěn)定性能。

本項(xiàng)目臨時支撐結(jié)構(gòu)材料均采用Q235 鋼材，頂升結(jié)構(gòu)高度按照6.5 m 考慮。鋼筒直徑為500 mm，壁厚為12mm；縱橫向弦桿除上面一排橫橋向采用 150×8 方鋼外均采用 100×6 mm 的方鋼，腹桿采用L75×8 的角鋼。利用MIDAS Civil 軟件模擬施工過程中鋼支撐受力模式。

計(jì)算得到鋼支架的最大壓應(yīng)力為141.4 N/mm2，最大拉應(yīng)力為131.7 N/mm2。各構(gòu)件應(yīng)力均小于190 N/mm2，滿足《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D64—2015）的要求。

根據(jù)上部荷載計(jì)算，考慮在水平力作用下，結(jié)構(gòu)更為不利，因此不單獨(dú)考慮結(jié)構(gòu)在自重下的失穩(wěn)模態(tài)。為了降低施工風(fēng)險，受力計(jì)算中，在明確的受力荷載基礎(chǔ)上增加水平方向2%的頂升力，以獲取不利情況下的結(jié)果；在穩(wěn)定計(jì)算中，增加了順橋向和橫橋向荷載。模擬鋼支撐單柱承受豎向荷載1125 kN，順橋向水平荷載22.5 kN，橫橋向水平荷載22.5 kN。

計(jì)算得到前幾階失穩(wěn)模態(tài)中，最小的穩(wěn)定系數(shù)為23.5（圖4）。滿足《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D64—2015）的要求。

圖4 支撐整體一階失穩(wěn)模態(tài)Fig.4 First order instability mode of the whole support frame

2.3 頂升限位受力性能

本工程頂升限位的豎向及斜撐結(jié)構(gòu)采用150×8 方鋼管構(gòu)件，橫向及斜桿均采用 L75×8 角鋼構(gòu)件。方鋼管長度為3.5 m，分為4層，橫橋向方鋼管間距為1.5 m，順橋向斜撐方鋼管間距為2 m。結(jié)構(gòu)材料均采用Q235 鋼材。利用MIDASCivil 模擬施工過程中橋墩處縱橫向限位裝置的受力情況。

在計(jì)算過程中，為了控制施工風(fēng)險，水平力按頂升荷載的2%取值，橫橋向在橋梁頂部作用橫向水平力180 kN，順橋向在橋梁頂部作用橫橋向水平力180 kN。

計(jì)算得出模型所有構(gòu)件的最大壓應(yīng)力為124.8 N/mm2，最大拉應(yīng)力為 157.8 N/mm2，均小于190 N/mm2，滿足《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D64—2015）的要求。水平向最大位移為5.2 mm，最小的穩(wěn)定系數(shù)為37.6（圖5）。說明在橫向荷載作用下，結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性能夠滿足要求。限位裝置本身就是降低施工風(fēng)險輔助措施之一，上述計(jì)算結(jié)果證明了輔助裝置自身的結(jié)構(gòu)安全性。

2.4 頂升同步控制

由于頂升的橋梁為連續(xù)結(jié)構(gòu)，為了保持原有結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)受力狀態(tài)，必須采用同步頂升施工方案。但考慮到施工過程受到不確定因素影響，依然存在不同步風(fēng)險，因此需要提前做好頂升同步性控制指標(biāo)的確定，以指導(dǎo)施工控制允許值。

圖5 限位裝置穩(wěn)定性分析Fig.5 Stability analysis of limit device

既有橋梁結(jié)構(gòu)形式各不相同，且經(jīng)過多年的運(yùn)營，對梁體的應(yīng)力狀態(tài)沒有一個準(zhǔn)確的把握，橋梁頂升時各個控制點(diǎn)之間同步性控制值的確定向來是項(xiàng)目各相關(guān)方的重點(diǎn)關(guān)注點(diǎn)。

本項(xiàng)目實(shí)施前，對全橋上部結(jié)構(gòu)采用MIDAS Civil 有限元軟件建立計(jì)算模型，通過計(jì)算，分析了強(qiáng)制位移作用（主墩±10 mm，過渡墩±10 mm，主墩單側(cè)±10 mm，過渡墩單側(cè)±10 mm）下的應(yīng)力分布情況，參見圖6。

圖6 全橋強(qiáng)制位移應(yīng)力狀態(tài)圖Fig.6 Stress state diagram under forced displacement of the whole bridge

經(jīng)過計(jì)算，在±10 mm 強(qiáng)制位移作用下，結(jié)構(gòu)順橋向附加應(yīng)力變化為16.7～16.09 N/mm2，不會對結(jié)構(gòu)安全造成影響。在實(shí)施施工過程中，嚴(yán)格控制各頂升點(diǎn)不均勻垂直誤差為±8 mm，小于計(jì)算的±10 mm強(qiáng)制位移，從而保證頂升風(fēng)險可控。

2.5 頂升施工中橋梁結(jié)構(gòu)狀態(tài)改變影響

2.5.1 過渡墩偏壓問題

新G204 大橋整體改造方案為：主橋頂升2.40 m；引橋上部結(jié)構(gòu)重建，墩柱接高。主橋鋼箱梁頂升前引橋上部結(jié)構(gòu)全部拆除完成，過渡墩蓋梁單側(cè)受壓，如果不采取應(yīng)對措施，頂升過程中存在蓋梁傾斜、移位的風(fēng)險。

控制措施：過渡墩千斤頂順橋向非對稱布置。對切割面以上的蓋梁、墩柱、上抱柱梁的重力及支座反力進(jìn)行加權(quán)計(jì)算，以確定千斤頂順橋向偏移距離（圖2 中F1、F2、F3、F4 分別為蓋梁重力、切割面以上墩柱的重力、上抱柱梁重力、支座處豎向壓力；F5、F6為千斤頂頂升力），參見圖7、圖8。

圖7 千斤頂非對稱布置示意圖Fig.7 Asymmetrical arrangement of jack

圖8 千斤頂分組布置示意圖Fig.8 Block arrangement of jack

2.5.2 主墩支點(diǎn)箱梁隔板受力

為了確保所有頂升千斤頂合力中心點(diǎn)與原橋一致，且考慮施工工作空間要求，主墩兩側(cè)的頂升千斤頂安裝位置均偏離原支座中心線2.50 m，原支座對應(yīng)的梁體內(nèi)壁橫隔板及加勁肋板均為25 mm厚鋼板，而頂升支點(diǎn)處橫隔板厚度僅為12 mm，且無加勁肋板，且人孔尺寸較大，頂升時該橫隔板承受頂升集中力，受力變化較大。

為降低本次頂升風(fēng)險，需要對支點(diǎn)處橫隔板進(jìn)行加固。在橫隔板兩側(cè)，人孔下沿至箱梁底板的高度范圍內(nèi)，焊接剪力釘、綁扎鋼筋籠，澆筑橫橋向鋼筋混凝土梁，使千斤頂?shù)捻斏Ω鶆虻貍鬟f至橫隔板，參見圖9。

圖9 橫隔板鋼筋混凝土加固圖Fig.9 Reinforcement of diaphragm plate

主墩頂升支點(diǎn)處橫隔板左右箱室有一大一小共兩個人孔。通過分析和計(jì)算，并結(jié)合現(xiàn)場實(shí)際條件，本次加固采用橫隔板人孔鋼板封閉，并在千斤頂位置橫隔板加肋補(bǔ)強(qiáng)的方式來完成，參見圖10。

圖10 人孔封閉加固圖Fig.10 Manhole reinforcement drawing

用12 mm 鋼板（Q345）封閉人洞，采用單邊坡口焊。為減少對鋼箱梁原有結(jié)構(gòu)的破壞，焊接鋼板只需在門洞護(hù)口肋板內(nèi)側(cè)焊接即可。加固鋼板由鋼箱梁兩端檢查口進(jìn)入。由于檢查口僅有700 mm×500 mm大小，遂將鋼板加工為600～650 mm寬度，運(yùn)至加固門洞位置，先由角鋼進(jìn)行鋼板的整體連接定型，然后進(jìn)行拼焊成型，最后焊接至加固人孔。

在千斤頂對應(yīng)橫隔板位置，需要進(jìn)行局部加固補(bǔ)強(qiáng)。在每個千斤頂對應(yīng)橫隔板位置，設(shè)置兩對（共四片）豎向加勁肋，與橫隔板焊接。加勁肋采用Q345 鋼板，厚度12mm，寬度120mm，高度2 000 mm。一個千斤頂位置上兩對加勁肋的間距為350 mm。加勁肋與橫隔板采用角焊縫連接。

同時，在鋼筋混凝土加固狀態(tài)下，橫截面承受的剪力按照剛度進(jìn)行分配。根據(jù)等效剛度原理，分別對加固混凝土及鋼結(jié)構(gòu)的抗剪強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)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(jì)規(guī)范》（JTG 3362—2018）第5.2.9 條對按抗剪剛度分配后混凝土進(jìn)行抗剪計(jì)算；根據(jù)《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D64—2015）第5.3.1 條對按抗剪剛度分配后的鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗剪計(jì)算；根據(jù)《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D64—2015）第5.1.5 條相關(guān)規(guī)定計(jì)算加勁肋板寬厚比；根據(jù)《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D64—2015）第5.3.4 條計(jì)算加勁肋板抗壓強(qiáng)度。以上計(jì)算均能滿足規(guī)范要求。

2.5.3 主墩附近梁段受力

主墩處頂升支點(diǎn)位置與原支座位置距離較遠(yuǎn)，開始實(shí)施頂升后應(yīng)力重分布較為明顯。頂升過程中對梁體應(yīng)力變化進(jìn)行實(shí)時監(jiān)測，重點(diǎn)觀察頂升支點(diǎn)附近處的梁體應(yīng)力變化，監(jiān)測點(diǎn)布置參見圖11。

圖11 應(yīng)力監(jiān)測點(diǎn)布置圖Fig.11 Arrangement of stress monitoring

由于鋼箱梁受溫度影響顯著，所以監(jiān)測過程中選取同一溫度條件下進(jìn)行測量，應(yīng)力監(jiān)測成果參見表1。

表1 主墩附近頂升支點(diǎn)處應(yīng)力理論值與實(shí)測值Table 1 Theory stress and measured value near the main pier N/mm2

頂升過程中和落梁后，各測點(diǎn)的應(yīng)力值在理論計(jì)算范圍以內(nèi)，應(yīng)力狀態(tài)穩(wěn)定，證明了結(jié)構(gòu)安全性，達(dá)到預(yù)期設(shè)計(jì)和施工目標(biāo)。

3 整體施工實(shí)施效果

為了驗(yàn)證所有風(fēng)險控制處置后的實(shí)施效果，本工程進(jìn)行了實(shí)際施工過程中結(jié)構(gòu)變形監(jiān)測，包括頂升高度、橋面線形、橋梁中線、梁體端頭縱向位移和承臺沉降。

連續(xù)梁劃分13 個標(biāo)高測試截面，如圖12 所示，橋梁頂升高度在頂升墩截面布設(shè)測點(diǎn)，采用全站儀和對中桿棱鏡測量；橋面線形采用水準(zhǔn)儀測量；橋梁中線、梁體端頭縱向位移由全站儀測試數(shù)據(jù)計(jì)算得到；承臺沉降由水準(zhǔn)儀進(jìn)行量測。

圖12 橋面標(biāo)高測試斷面Fig.12 Location of elevation test section

3.1 橋面線型

線形測點(diǎn)用于復(fù)核鋼箱梁頂升高度和最終成橋線形，測點(diǎn)布置在橋墩、1/4和跨中截面，對應(yīng)圖12 中的13 個截面，位于橋面防撞墻內(nèi)緣位置，如圖13所示。

根據(jù)現(xiàn)場施工實(shí)際情況，對原方案中頂升監(jiān)測工況進(jìn)行了適當(dāng)調(diào)整，當(dāng)頂升高度達(dá)到520 mm、1 420 mm、1 920 mm、2 400 mm和落梁后進(jìn)行變形和應(yīng)力監(jiān)測。

圖13 橋面標(biāo)高測點(diǎn)位置Fig.13 Location of elevation measuring point on deck

頂升過程中和落梁后，各截面測點(diǎn)的頂升誤差在5 mm以內(nèi)，滿足頂升施工的控制要求。

3.2 頂升豎向位移

不同于橋面線型的是，頂升位移是直接測試頂升區(qū)域的升降位移，測點(diǎn)布置在圖12中1、5、9、13 截面，分別位于每個墩頂鋼箱梁橋面腹板左右兩側(cè)，如圖14 所示，采用焊接道釘對稱布置，監(jiān)控鋼箱梁頂升高度、橋梁中線和梁體縱向位移。四個橋墩位置共布設(shè)8個測點(diǎn)。

圖14 墩頂鋼箱梁橋面測點(diǎn)布置Fig.14 Location of measuring points on deck over pier

圖15 顯示了右幅頂升前后線型對比曲線，可見頂升位移與橋面線型控制效果理想。相比較總體平順、流暢，無異常突變測點(diǎn)，全橋高程線型分布對稱性較好，與頂升前實(shí)測線型相比吻合良好。

圖15 右幅頂升前后線型對比Fig.15 Comparison of elevation measuring results before and after jacking construction

3.3 縱向位移監(jiān)控

由于鋼箱梁受溫度影響顯著，所以監(jiān)控過程中選取同一溫度條件下進(jìn)行測量，頂升過程中和落梁后，各截面測點(diǎn)的縱向最大位移小于7.8 mm，位于10 號截面，控制在8 mm 以內(nèi)（表2），滿足頂升施工的控制要求。

表2 縱向位移實(shí)測值Table 2 Value of longitudinal displacement mm

3.4 軸線偏位監(jiān)控

由于鋼箱梁受溫度影響顯著，所以監(jiān)控過程中選取同一溫度條件下進(jìn)行橋梁軸線測量，頂升過程中和落梁后，各截面測點(diǎn)的軸線偏位最大值小于7.5 mm，位于11 號截面，控制在8 mm 以內(nèi)（表3），滿足頂升施工的控制要求。

表3 軸線偏位實(shí)測值Table 3 Axis deviation value mm

4 結(jié) 論

（1）針對抱住梁托換體系受力安全風(fēng)險，除嚴(yán)格按照設(shè)計(jì)規(guī)范進(jìn)行設(shè)計(jì)外，可以通過鑿毛與植筯雙保險，提高抱柱梁與墩柱間界面作用力。

（2）通過對支撐體系增加附加水平荷載，在分析結(jié)構(gòu)靜力受力同時，獲取支撐體系的穩(wěn)定性，確保支撐體系整體受力與穩(wěn)定安全。

（3）通過附加的限位裝置，在保證其受力安全與穩(wěn)定性基礎(chǔ)上，限制整體橋梁結(jié)構(gòu)的水平向位移。

（4）根據(jù)可能的不同步因素，分析相應(yīng)的不同步導(dǎo)致的橋梁結(jié)構(gòu)受力改變與安全，從而在施工過程中避免超出允許的偏差，避免偏載導(dǎo)致的受力影響與傾覆風(fēng)險。

（5）針對可能出現(xiàn)的最大偏載受力、支點(diǎn)不合理受力，以及支撐點(diǎn)改變原有結(jié)構(gòu)受力體系導(dǎo)致的受力安全風(fēng)險，進(jìn)行結(jié)構(gòu)改造加固、施工監(jiān)測等多重措施，實(shí)現(xiàn)風(fēng)險規(guī)避。

（6）結(jié)構(gòu)在施工過程及成橋階段表現(xiàn)出的應(yīng)力狀態(tài)、變形狀態(tài)與理論計(jì)算及設(shè)計(jì)要求基本一致，且均滿足設(shè)計(jì)和規(guī)范要求，結(jié)構(gòu)最終實(shí)測受力狀態(tài)在容許范圍之內(nèi)，主梁內(nèi)力和結(jié)構(gòu)變形均得到了較好的控制，大橋施工全過程屬于受控狀態(tài)，結(jié)構(gòu)各項(xiàng)成橋指標(biāo)表現(xiàn)良好。