廈門市仙岳路多孔連續(xù)箱梁頂升關(guān)鍵技術(shù)研究

劉志翁 (廣東大雄經(jīng)濟(jì)技術(shù)咨詢有限公司，廣東 廣州 510075)

廈門市仙岳路多孔連續(xù)箱梁頂升關(guān)鍵技術(shù)研究

劉志翁
(廣東大雄經(jīng)濟(jì)技術(shù)咨詢有限公司，廣東 廣州 510075)

廈門市仙岳路改造為全程高架快速路工程施工中，為避免拆舊橋帶來的負(fù)面社會(huì)影響，充分利用原橋結(jié)構(gòu)，對(duì)部分橋梁頂升改造，該措施工期短、經(jīng)濟(jì)效益好。廈門市仙岳路上跨湖濱東路高架橋第一聯(lián)為4×35 m預(yù)應(yīng)力砼連續(xù)箱梁，該聯(lián)上部結(jié)構(gòu)總重8 000 t，頂升最大高度達(dá)3.6 m，頂升施工及監(jiān)控難度大，需對(duì)各頂升關(guān)鍵技術(shù)進(jìn)行詳細(xì)分析才能保證工程的順利進(jìn)行。

頂升施工；彎箱梁；支反力；強(qiáng)迫位移；局部應(yīng)力

1 箱梁頂升方案設(shè)計(jì)

廈門市仙岳路的快速化改造是將原有的湖濱東路口跨線橋、蓮岳路口跨線橋、福廈路口跨線橋頂升與新建的橋梁連接，實(shí)現(xiàn)仙岳路全程高架，其中湖濱東路跨線橋的4×35 m預(yù)應(yīng)力砼連續(xù)箱梁頂升為本次改造工程的難點(diǎn)。該箱梁為空間曲線箱梁，箱梁頂寬24.8 m，梁高2 m，梁重達(dá)8 000 t，湖濱東路跨線橋橫斷面見圖1。由于頂升高度大，頂升過程長(zhǎng)，施工前應(yīng)制定詳細(xì)的計(jì)劃和對(duì)各關(guān)鍵問題充分論證方能確保順利完成箱梁的頂升。

1.1 箱梁各墩臺(tái)頂升步長(zhǎng)控制

湖東路跨線橋第一聯(lián)橋梁頂升布置見圖2，各墩頂升高度及逐次頂升控制值詳見表1。H0號(hào)臺(tái)頂升高度最大為3 625 mm，因此以H0號(hào)臺(tái)的頂升距離作為控制值，H0號(hào)臺(tái)頂升最大步長(zhǎng)為100 mm，全部頂升過程共分42步，全梁在頂升過程中均應(yīng)保持為剛體運(yùn)動(dòng)。

圖1 湖濱東路跨線橋橫斷面圖

圖2 湖濱東路跨線橋第一聯(lián)頂升布置圖

表1 各墩逐次頂升控制值 mm

1.2 梁底分配梁設(shè)計(jì)

為避免集中應(yīng)力過大，在箱梁與千斤頂之間設(shè)置了分配梁，其中H0臺(tái)及H4墩設(shè)置橫向分配梁，橫向分配梁由3根I36b工字鋼組成，橫向分配梁設(shè)置見圖3。

圖3 橫向分配梁設(shè)置圖

H1號(hào)墩、H2號(hào)墩及H3號(hào)墩采用縱向分配梁，縱向分配梁同樣由3根I36b工字鋼組成。

1.3 墩臺(tái)頂臨時(shí)支撐

千斤頂每升高100 mm后需要將千斤頂回油，將支撐鋼管接高后進(jìn)行下一步頂升，因此在千斤頂回油前需先將臨時(shí)支撐接高，當(dāng)千斤頂回油后箱梁就落到臨時(shí)支撐上，這時(shí)將支撐鋼管接高進(jìn)行下一步的頂升。橋臺(tái)臨時(shí)支撐設(shè)在臺(tái)帽上，橋墩臨時(shí)支撐設(shè)置在原支座墊石處，臨時(shí)支撐設(shè)置平面見圖4。

圖4 臨時(shí)支撐設(shè)置平面圖

2 頂點(diǎn)反力計(jì)算及千斤頂?shù)倪x型

箱梁頂點(diǎn)反力計(jì)算采用通用有限元分析軟件Midas進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算單元類型采用梁?jiǎn)卧?，采用只受壓?jiǎn)卧M千斤頂。H0號(hào)臺(tái)千斤頂平面布置見圖5，H1、H2及H3號(hào)墩千斤頂平面布置見圖6，H4號(hào)墩千斤頂平面布置見圖7。

圖5 H0號(hào)臺(tái)千斤頂平面布置圖 圖6 H1、H2及H3號(hào)墩千斤頂平面布置圖

圖7 H4號(hào)墩千斤頂平面布置圖 圖8 Midas計(jì)算模型

2.1 計(jì)算模型

箱梁共40個(gè)單元，虛擬橫梁共64個(gè)單元，只受壓?jiǎn)卧?4個(gè)，Midas模型見圖8。由于頂升階段主要考察的是各墩頂升高度不同步時(shí)箱梁產(chǎn)生的應(yīng)力增量，故建立計(jì)算模型不對(duì)預(yù)應(yīng)力束進(jìn)行模擬。

2.2 頂升力計(jì)算結(jié)果

千斤頂?shù)木幪?hào)由內(nèi)向外依次為1、2、…、8， 千斤頂平面布置及其編號(hào)見圖9。由于頂升過程中不能保證每個(gè)千斤頂不出現(xiàn)故障，因此計(jì)算千斤頂?shù)捻斏Ψ?個(gè)工況，工況一：全部千斤頂均有效工作，工況二：H0號(hào)臺(tái)的4號(hào)千斤頂失效；工況三：H1墩前排4號(hào)千斤頂失效；工況四：H1墩后排4號(hào)千斤頂失效；工況五：H2墩前排4號(hào)千斤頂失效。

圖9 千斤頂編號(hào)平面圖

2.2.1 工況一

全部千斤頂均正常工作時(shí)，H0號(hào)臺(tái)～H4號(hào)墩千斤頂反力見表2。

表2 H0號(hào)臺(tái)～H4號(hào)墩千斤頂反力 kN

2.2.2 工況二

H0號(hào)臺(tái)的4號(hào)千斤頂失效時(shí)的H0號(hào)臺(tái)～H4號(hào)墩千斤頂反力見表3。

表3 H0號(hào)臺(tái)～H4號(hào)墩千斤頂反力 kN

2.2.3 工況三

H1號(hào)墩前排的4號(hào)千斤頂失效時(shí)的H0號(hào)臺(tái)～H4號(hào)墩千斤頂反力見表4。

表4 H0號(hào)臺(tái)～H4號(hào)墩千斤頂反力 kN

2.2.4 工況四

H1號(hào)墩后排的4號(hào)千斤頂失效時(shí)的H0號(hào)臺(tái)～H4號(hào)墩千斤反力見表5。

表5 H0號(hào)臺(tái)～H4號(hào)墩千斤反力 kN

2.2.5 工況五

H2號(hào)墩前排的4號(hào)千斤頂失效時(shí)的H0號(hào)臺(tái)～H4號(hào)墩千斤頂反力見表6。

表6 H0號(hào)臺(tái)～H4號(hào)墩千斤頂反力 kN

2.3 千斤頂?shù)倪x型

由表2～表4可知：工況三的千斤頂最大反力為1 992 kN， 本項(xiàng)目采用200 t千斤頂其頂升力富余量基本沒有，實(shí)際頂升施工過程中H1號(hào)墩與H3號(hào)墩的千斤頂多次出現(xiàn)故障，說明全部64個(gè)千斤頂均采用200 t的千斤頂不合理，應(yīng)按理論計(jì)算結(jié)果合理選擇千斤頂?shù)男吞?hào)。就本工程而言， H1號(hào)墩前排、H3號(hào)墩后排千斤頂應(yīng)選用300 t的千斤頂，其余可采用200 t的千斤頂。

3 頂升過程中箱梁應(yīng)力增量及扭轉(zhuǎn)角的控制

3.1 箱梁縱向頂升不同步計(jì)算

箱梁同步頂升過程中，如遇頂升距離大，頂升子步驟多，頂升過程必然會(huì)出現(xiàn)各墩頂升量不完全同步的情況，此時(shí)頂升過程中梁體就不完全是剛體運(yùn)動(dòng)，梁內(nèi)也就會(huì)因強(qiáng)迫位移的產(chǎn)生而出現(xiàn)附加應(yīng)力。因此，首先要考察當(dāng)梁內(nèi)出現(xiàn)最大附加應(yīng)力1.83 MPa(C50砼抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值)時(shí)各墩頂箱梁的最大強(qiáng)迫位移，按上述要求計(jì)算各墩頂箱梁的最大強(qiáng)迫位移。

工況一為H0臺(tái)的最大強(qiáng)迫位移計(jì)算，由計(jì)算得知，當(dāng)H0臺(tái)強(qiáng)迫位移為-38 mm時(shí)H1墩梁頂出現(xiàn)的附加拉應(yīng)力為1.82 MPa。工況二為H1墩的最大強(qiáng)迫位移計(jì)算，由計(jì)算得知，當(dāng)H1墩強(qiáng)迫位移為-17 mm時(shí)H1墩梁底出現(xiàn)的附加拉應(yīng)力為1.83 MPa。工況三為H2墩的最大強(qiáng)迫位移計(jì)算，由計(jì)算得知，當(dāng)H2墩強(qiáng)迫位移為-15 mm時(shí)H2墩梁底出現(xiàn)的附加拉應(yīng)力為1.81 MPa。

分析各計(jì)算結(jié)果可知：各墩臺(tái)最大強(qiáng)迫位移按15 mm控制可避免箱梁產(chǎn)生的附加應(yīng)力不超過C50砼的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值1.83 MPa。因此，在頂升過程中，應(yīng)將頂升最大步距100 mm再分成7個(gè)子步，分別為6個(gè)15 mm和1個(gè)10 mm的頂升子步，即每頂升15 mm應(yīng)檢查一次各墩頂箱梁有無出現(xiàn)強(qiáng)迫位移，如出現(xiàn)強(qiáng)迫位移或各墩頂箱梁的應(yīng)力增量超過1.83 MPa，必須在消除強(qiáng)迫位移和降低應(yīng)力增量后方可進(jìn)行下一子步的頂升。

3.2 箱梁橫向不同步產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)角的內(nèi)力及應(yīng)力計(jì)算

內(nèi)外側(cè)頂點(diǎn)不同步產(chǎn)生的高差按子步20 mm步距控制，內(nèi)外側(cè)頂點(diǎn)距離為9 760 mm，扭轉(zhuǎn)角為arctan(20/9 760)=0.12°。當(dāng)箱梁產(chǎn)生0.12°扭轉(zhuǎn)角位移作用下，箱梁最大附加拉應(yīng)力為1.76 MPa，滿足規(guī)范要求。

通過箱梁縱向頂升不同步及橫向不同步的計(jì)算分析可知，縱橫向頂升不同步不能同時(shí)出現(xiàn)，否則箱梁拉應(yīng)力可能超過規(guī)范要求，因此在施工監(jiān)控中應(yīng)嚴(yán)格控制箱梁的頂升速度，隨時(shí)關(guān)注應(yīng)變及位移的變化，確保箱梁頂升過程中不出現(xiàn)過大的拉應(yīng)力，避免發(fā)生工程事故。

4 頂點(diǎn)處箱梁及支座墊石局部應(yīng)力分析

原箱梁每個(gè)墩臺(tái)設(shè)置兩個(gè)支座，本次箱梁頂升的頂點(diǎn)個(gè)數(shù)均大于兩個(gè)，墩臺(tái)處頂升點(diǎn)均為8個(gè)，鋼墊板均為60 cm×60 cm。臨時(shí)支撐點(diǎn)為兩個(gè)，橋臺(tái)臨時(shí)支撐為8個(gè)，橋墩臨時(shí)支撐為兩個(gè)，橋墩臨時(shí)支撐設(shè)在原支座位置。由以上分析可知：臨時(shí)支撐處的箱梁和支座局部應(yīng)力最大，故僅驗(yàn)算上述兩處局部應(yīng)力，局部應(yīng)力驗(yàn)算采用ANSYS軟件計(jì)算。

4.1 臨時(shí)支撐處箱梁局部應(yīng)力分析

箱梁臨時(shí)支撐處的最大反力為9 820 kN，楔形塊尺寸大小為130 cm×130 cm。

圖10 臨時(shí)支撐處箱梁局部應(yīng)力主拉應(yīng)力圖

圖11 臨時(shí)支撐處箱梁局部應(yīng)力主壓應(yīng)力圖

由圖10、圖11可以看出：支撐處箱梁主拉應(yīng)力1.72 MPa，支撐處箱梁主壓應(yīng)力6.1 MPa，滿足規(guī)范要求。

4.2 臨時(shí)支撐處支座墊石局部應(yīng)力分析

箱梁臨時(shí)支撐處的最大反力為9 820 kN，支座尺寸為130 cm×130 cm，支座墊石高10 cm。

圖12 臨時(shí)支撐處支座墊石局部應(yīng)力主拉應(yīng)力圖

圖13 臨時(shí)支撐處支座墊石局部應(yīng)力主壓應(yīng)力圖

由圖12、圖13可以看出：支撐處支座墊石主拉應(yīng)力0.5 MPa，主壓應(yīng)力4.0 MPa，滿足規(guī)范要求。

5 結(jié)論

本文通過對(duì)湖濱東路高架橋第一聯(lián)4 m×35 m連續(xù)箱梁頂升改造的施工監(jiān)控，得出以下結(jié)論：

(1) 在箱梁各頂點(diǎn)的反力計(jì)算時(shí)，應(yīng)將各頂點(diǎn)位置精確模擬，同時(shí)應(yīng)考慮同一橫斷面處的千斤頂中出現(xiàn)一個(gè)千斤頂不工作的工況分析，才能準(zhǔn)確選擇千斤頂?shù)男吞?hào)。

(2) 同一截面處各頂點(diǎn)反力的變化規(guī)律并非都一致，H0臺(tái)千斤頂、H1號(hào)墩前排千斤頂、H3號(hào)墩后排千斤頂、H4號(hào)墩千斤頂?shù)姆戳τ蓛?nèi)側(cè)至外側(cè)逐漸增大，其他千斤頂則正好與之相反。

(3) 頂升過程中對(duì)箱梁應(yīng)力增量及各墩臺(tái)的強(qiáng)迫位移雙向監(jiān)控，應(yīng)力與位移監(jiān)控能互相校核，提高監(jiān)控?cái)?shù)據(jù)的可靠性，為頂升過程順利進(jìn)行提供了保證。

(4) 將箱梁的混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值作為頂升過程中應(yīng)力增量的極限值，避免對(duì)原箱梁的預(yù)應(yīng)力鋼束模擬及箱梁的收縮徐變的計(jì)算，計(jì)算更簡(jiǎn)單有效。

(5) 通過對(duì)頂升步驟進(jìn)一步細(xì)化，將施工最大頂升步距100 mm拆分成若干子步，便于位移及應(yīng)力監(jiān)控，同時(shí)能將箱梁的應(yīng)力增量控制在設(shè)計(jì)范圍內(nèi)。

[1] 盧偉榮，劉世忠，張瑞杰. 連續(xù)梁橋更換支座頂升施工控制[J]. 公路，2012(6):80-86.

[2] 陳智強(qiáng). 廈門仙岳路改造工程既有橋梁頂升技術(shù)[J]. 公路，2012(9):79-87.

[3] 馮明揚(yáng)，劉世忠，林統(tǒng)勵(lì)，等. 曲線梁橋旋轉(zhuǎn)頂升改造施工控制[J]. 世界橋梁，2016,44(2):87-91.

[4] 夏洪波，劉世忠，劉志翁，等. 單箱五室連續(xù)彎箱梁橋旋轉(zhuǎn)的頂升關(guān)鍵技術(shù)[J]. 蘭州交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2012,31(4):36-40.

[5] 潘玉芳，夏紅軍. 橋梁頂升施工檢測(cè)與監(jiān)控技術(shù)[J]. 山東交通科技，2015(4):63-69.

[6] 王文志，陳思甜，鄧莎莎，等. 三跨連續(xù)梁橋內(nèi)力調(diào)整頂升施工仿真分析與控制研究[J]. 重慶建筑，2016,15(7):39-42.

[7] 吳毅彬，陳歷耿，朱紹鋒. 云南安寧白塔橋整體同步降落施工工藝[J]. 公路，2011(2):65-68.

[8] 杜方. 連續(xù)梁橋頂升技術(shù)的若干問題分析[D].西安：西安工業(yè)大學(xué)，2015.

Key technology for porous continuous box girder jacking up in Xianyue Road construction of Xiamen

LIU Zhi-weng
(GuangdongDaxiongEconomicandTechnicalConsultingCo.,Ltd.,Guangzhou510075,China)

In construction of expressway project of Xianyue Road in Xiamen, in order to avoid the negative social impact of the demolition of the old bridge, make full use of the original bridge structure, on the part of the bridge girder lifting transformation, which has advantages of short construction period and good economic benefits. The first joint of the viaduct is 4×35m prestressed concrete continuous box girder, the total weight of its upper part is more than 8,000 tons, the maximum height is up to 3.6 m, which is difficult for construction and monitoring, and detailed analysis for the key technology is needed in order to ensure the smooth progress of the project.

jacking-up construction; curved box girder; reaction force; forced displacement; local stress

2016-11-11

劉志翁(1979—)，男，廣東興寧人，碩士，工程師。

1674-7046(2017)02-0040-08

10.14140/j.cnki.hncjxb.2017.02.008

U445.6

A