嘉禾路鼎爐人行天橋頂升方案優化及實施

許永燦

（廈門興海灣監理咨詢有限公司，福建 廈門 361012）

1 工程概況

廈門市嘉禾路鼎爐人行天橋位于嘉禾路與蓮花北路交叉口以南約170 m、嘉禾路與蓮花南路交叉口以北約220 m，跨越嘉禾路。主橋為三跨連續梁全鋼結構，跨徑布置為（9.25+24.2+9.25）m，主橋中墩放置于道路側分帶上，主橋邊墩放置于道路兩側人行道上。鼎爐人行天橋橋位處嘉禾路。該道路在建成后幾經改造，導致天橋下凈空不滿足規范要求，存在極大的安全隱患。經現場實測，具體為主車道下方最小凈空為4.45m、輔道下方凈空3.8m。鼎爐人行天橋主梁由于凈空不足遭受過往車輛的撞擊，導致縱梁局部損傷。同時，天橋的主橋墩柱底部鋼結構存在不同程度的腐蝕破壞。因此，設計方案將鼎爐人行天橋主橋抬高，施工頂升加高75 cm，還有墩柱接高等改造。

2 施工方案

鼎爐人行天橋為墩梁固結的連續結構，施工方案考慮整體頂升（由于分段頂升將改變原來結構體系）。原頂升施工方案考慮盡可能在施工階段保持原來的結構形式，對成橋狀態的結構受力影響最小。因此，將臨時支墩設置在原來墩柱位置，通過墩柱四周增設的支撐牛腿臨時支撐（見圖1），改造前后主梁結構受力不產生太大變化。

圖1 頂升支架搭設立面圖

經現場考察，鼎爐人行天橋位于廈門市商業區，兩側座落著多個大型商場、酒店、醫院、銀行、廣場及各種休閑娛樂設施。嘉禾路作為廈門市主干道，車流量較大，是主要的交通干道，施工過程中不允許有任何影響主車道行車的障礙，施工時必須保證主車道車流通暢。同時施工現場周邊行人較多且密集，為了確保行人過街安全，該工程工期要求緊，不得超出合同工期。現場施工空間、環境、條件等較窄小且復雜，大型起吊設備無法開展作業。特別是主梁中墩位于側分帶，地質松軟，原頂升施工方案在墩柱四周加焊牛腿并架設臨時支撐，由于操作空間狹小，主梁頂升完成后的加高墩柱承臺施工難度大（特別是鋼筋綁扎、混凝土澆筑等），且難以施工，施工進度將受到較大影響，臨時支撐將較為復雜（為了不影響對墩柱基礎施工），且施工時難免會對臨時支撐穩定安全造成威脅，同時對主車道的車輛通行造成較大的影響。為此，對原頂升施工方案進行變更優化，即將頂升支撐點位置墩柱牛腿處變更至主梁底（即距主梁中墩柱外1.1 m處的主梁上，即位于輔道內），將大幅提高施工進度確保施工工期，增加天橋頂升施工安全穩定性，確保臨時支撐安全穩定不受其他方面威脅，提高天橋頂升施工安全可靠度。

3 頂升施工方案優化的推導

天橋主橋鋼箱梁結構為三跨連續梁全鋼結構，鋼箱梁與墩柱為固結方式，鋼箱梁墩柱順橋向為40 cm，橫橋向為60 cm，墩柱頂端與鋼箱梁縱向矩形梁固結。為簡化計算，主橋鋼箱梁邊跨簡化為取直線梁，采用三跨連續梁結構模式進行截面內力計算。由于多跨連續梁內力主要由其彎矩值控制設計，其剪力對結構不起控制作用。因此，該工程要將頂升位置變更至主梁中墩外1.1 m處是否可行，需驗證變更后頂升部位的彎矩值及中跨跨中彎矩值產生的應力值是否會對主梁的截面強度及剛度造成影響（即δ<215 MPa【鋼材容許應力值】），內力計算步驟為：

（1）計算變更后頂升部位的彎矩值及中跨跨中彎矩值；

（2）求得截面慣性矩、截面形心軸位置及抵抗矩；

（3）計算變更后頂升部位的彎矩值產生最大應力值δ1及中跨跨中彎矩值產生最大應力值δ2；

（4）應力值比較分析：只要變更頂升部位最大應力值δ1及中跨跨中彎矩值產生的最大應力值δ2均不大于215 MPa，則可以確定變更后的頂升部位（即支座處）及跨中產生的最大應力不會對鋼結構箱梁梁體的截面剛度及強度產生影響，說明變更優化后的頂升施工方案頂升施工是可行的。

3.1 荷載計算

3.1.1 恒載計算

根據設計方提供的數據，天橋總重202 t，橋梁寬度4.2 m，驗算時，按照橋梁變更頂升方案后的長度42.7 m（P1/P4墩柱外側人行梯步臺階自重未計算在內）計算。

q恒 =2 020 kN/42.7 m=47.3 kN/m。

3.1.2 設計施工活載（主要是施工人員上橋檢查及測量）

按照500 kg/m2計算；橋梁寬度4.2m計算。

q人 =5 kN/m2×4.2 m=21 kN/m。

設計荷載：

q=q恒+q人=47.3 kN/m+21kN/m=68.3 kN/m。

3.1.3 鋼箱梁墩柱集中荷載

鋼箱梁墩柱在變更頂升方案后，實施頂升過程中，鋼箱梁墩柱已經切割、斷開，由于墩柱與鋼箱梁為固結（實際上是鋼箱梁剛構橋梁），墩柱的自重相當于一個集中荷載作用于鋼箱梁的原墩柱部位，其自重為：P=30 kN。

【注：鋼箱梁寬度0.6m，厚度0.4m，高度4.8m，鋼箱梁鋼板厚度20mm。P={[（0.6m×0.4m-0.56m×0.36m）×4.8 m]×7 850 kg/m3}×2墩柱】。

圖2為頂升方案計算簡圖。

圖2 頂升方案計算簡圖（單位：cm）

3.2 驗算數據

由于該工程主梁優化后頂升施工方案將采用同步頂升方案，由于中跨與邊跨跨徑比例為3.24（大于 2.5），F2、F3處千斤頂為主頂升，F1、F4處千斤頂為輔助頂升。優化后的頂升施工方案采用液壓、雙控、同步頂升施工方案，F1、F2、F3、F4頂升處箱梁位置無相對位移（即鋼箱梁整體剛體位移同步）。鋼箱梁頂升過程受力情況見圖3所示。

圖3 鋼筋梁頂升過程受力簡圖

由于鋼箱梁頂升結構為對稱結構，F2、F3為為主頂升（F2=F3），F1、F4為輔助頂升（F1=F4），為了在頂升過程中保持F1與F2處（或者F3與F4處）相對不變形，即鋼箱梁邊跨在箱梁自重的作用下產生的F1處向下的撓度fq與F1處頂升力作用下產生的F1處向上的撓度fF1相等，相互抵消。這樣，鋼箱梁在頂升過程中整體向上頂升的剛體位移同步，自身不會產生附加的彎曲變形。由此可以計算出F1和F2的頂升力。

由變形協調條件 fq=fF，可得：F1=3/8ql=3/8×68.3×8.15=208.74（kN）

（1）變更后頂升位置支座處（即F2處）彎矩值為：

（2）變更后中跨跨中彎矩值為：

（3）該工程主梁（鋼箱梁）截面形心軸位置為：y1=33.7 cm（距離上表面）；y2=56.3 cm（距離下表面）；截面慣性矩I=2 383 941 cm4。由此計算抵抗矩W為：

（4）數據驗算：

變更后頂升位置處（即P2處）的截面最大應力δ1為：

因此，可以確定變更后頂升位置截面強度及剛度是安全、可靠的。

變更后跨中彎矩值產生的最大應力值δ2為：

δ2=M中/I=5 422.73×103N·m/（42 343.5×10-6m3）=128.07（MPa）＜215MPa【鋼材容許應力值】。因此，可以確定變更后最大跨中彎矩處的強度及剛度是安全、可靠的。

由上述數據驗算結果已知變更頂升位置后，鋼結構箱梁無論在頂升位置或是在跨中產生的最大應力均不超過容許應力。因此，該工程人行天橋鋼結構箱梁變更優化后的頂升施工方案是可行的，優化后的施工方案實施過程中鋼箱梁截面的強度及剛度是安全的。

4 頂升施工優化方案實施

根據設計鋼箱梁頂時承受的荷載和現場條件，采用在P2/P3墩柱外側1.10 m部位設置鋼管立柱及反力系統進行橋梁整體、同步頂升。千斤頂設置于鋼箱梁分配梁部位，底座倒置并以焊接方式與分配梁下緣焊接固定。千斤頂另一端設置360 mm×360 mm×10 mm鋼板，以減少其局部承壓應力。千斤頂下部的轉換鋼墊塊與工字鋼分配梁進行焊接固定；分配梁下緣與鋼管立柱采用焊接高度和連接，鋼箱梁頂升過程中的反力由此傳遞至墩柱承臺。

4.1 臨時支架的設置及轉換支撐系統（墊塊）

根據施工現場條件，支墩要求承受的施工荷載等，P2/3地基承載力要求不小于400 kPa；P1/P4地基承載力要求不小于200 kPa；人行梯道平臺地基承載力要求不小于100 kPa。臨時支架基礎均采用C25混凝土，厚度均為50cm。根據施工現場條件，臨時支架采用φ630×8鋼管立柱、2X36C工字鋼分配梁等。頂升系統縱、橫向鋼管立柱設置14 B槽鋼格構裰條；其與鋼管立柱上、下節點水平焊接，上、下格構水平裰條之間采用14 B槽鋼格構裰條焊接，設置為斜向剪刀撐聯系，以確保系統縱、橫向穩定和安全。轉換支撐系統由鋼管立柱、2X36C工字鋼分配梁、轉換墊塊構成。轉換墊塊的主要作用為：一是頂升需要替換，二是頂升系統液壓千斤頂意外失效時，可以臨時支撐、穩定橋梁結構，以確保頂升安全。箱梁頂升時轉換墊塊采用2X36C工字鋼與10 mm鋼板焊接組合。為適應千斤頂的頂升行程，墊塊的長度分別為：150 mm（全橋用量：24個）、180 mm（全橋用量：12個）、330 mm（全橋用量：12個），380mm（全橋用量：12個），580mm（全橋用量：12個）。墊塊兩端上、下焊接10 mm法蘭盤。高度調平鋼板采用厚度為5mm、10mm、20mm鋼板作為箱梁頂升高度調整備用，以滿足不同頂升高度的要求。支撐結構之間必須連接牢固，轉換墊塊與千斤頂、調平鋼板之間，鋼管支撐與基礎之間等部位均采用螺栓定位連接；墊塊與分配梁采用焊接固定。

圖4、圖5分別為P2/P3縱橋向與橫橋向臨時支架設置圖。

圖4 P2/P3縱橋向臨時支架設置圖（單位：cm）

圖5 P2/P3橫橋向臨時支架設置圖（單位：cm）

4.2 整體頂升過程控制

在頂升施工過程中做好同步性，通過頂升抬高位移量與頂升力雙控，以每個行程分級控制，在頂升過程中發現位移及頂升力異常情況及時進行處理，確保天橋上構整體頂升抬高的同步性，確保施工安全。為避免鋼箱梁頂升過程中橋梁產生橫、縱向偏移，必須確保頂升速度同步；鋼箱梁橫向不得傾斜、偏移；縱向不得滑移；鋼箱梁整體縱、橫向必須確保穩定、安全。該橋縱向為平坡，且屬直線橋；頂升過程中縱向產生移位的可能性不大。鋼箱梁長度達到42.7 m，寬度僅為4.2 m，寬跨比約為1/10，因此，鋼箱梁在頂升過程中其橫橋向失穩或產生偏移的機率遠遠大于縱向。該橋采用20點整體、同步頂升，采用 φ13 mm（6×37+1）鋼絲繩于P2/P3墩柱頂端固定，并與設置于地面的錨固裝置連接，配合花蘭螺栓收緊固定，在頂升過程中采用放松，在鋼箱梁發生偏移時采用收緊進行調整、糾偏。

鼎爐天橋鋼箱梁整體頂升75 cm；頂升全過程分步實施；初次抬升離地5 cm后穩壓（支撐預壓）；中間按每次4 cm校核、逐次頂升。當頂升高度到達60 cm時，增加一節60 cm鋼管支撐、用以替換臨時鋼管墊塊，以增強支撐整體穩定性。初次頂升使天橋整體抬升離地5 cm后，穩壓（支撐預壓）24 h以上，以檢查臨時支撐系統的穩定、變形，地面是否發生沉降等，同時消除非彈性變形。

鋼箱梁頂升過程中，支撐結構之間必須連接牢固。鋼箱梁頂升采用在縱向頂升支架鋼管上設置100 t雙控、液壓、同步頂升千斤頂，全橋設置20臺。千斤頂底端與鋼箱梁分配梁采用焊接固定。千斤頂與轉換墊塊之間設置調平鋼板；轉換墊塊與工字鋼分配梁采用焊接固定；鋼管支撐與基礎之間采用螺栓定位連接。頂升系統縱、橫向鋼管立柱設置14B槽鋼格構裰條；其與鋼管立柱上、下節點水平焊接，上、下格構水平裰條之間采用14 B槽鋼格構裰條焊接，設置為斜向剪刀撐聯系，以確保系統縱、橫向穩定和安全（鋼箱梁頂升縱、橫向立面系統布置詳見圖4、圖5所示）。頂升過程中，通過安裝在承臺上的控制點和鋼箱梁底部的百分表讀數來控制頂升的同步性。同時派專門人員密切注意是否有異常情況（鋼箱梁縱、橫向偏移應控制在3 mm內），當鋼箱梁縱、橫向偏移達到5 mm時，一旦發現應立即停止頂升施工；并及時在臨時支撐放置墊板進行塞墊、穩定鋼箱梁；確保頂升過程安全可靠。

頂升過程中的糾偏措施：

（1）梁體兩側頂升不一致，立即停止頂升施工，并組織指揮部人員分析原因。

再次頂升時，將鋼箱梁標高較高部位的千斤頂進油控制閥適當調整，使梁體較高一側千斤頂保持壓力不變，另一側緩慢加壓使其上升；當梁體處于平衡位置上時，停止“糾偏”；再根據分析原因，兩邊橋梁頂升部位同時頂升、加壓；頂升壓力適當調整。

（2）當梁體出現結構變形時，立即暫停或停止頂升施工，并組織指揮部人員分析原因，根據分析、制定的相應的處置措施，同時加強監測。

（3）為防止頂升過程中鋼箱梁橫向產生偏移，擬定在鋼箱梁P2/P3墩位固結部位設置φ13 mm(6×37)鋼絲繩纜索作為應急措施；以作為鋼箱梁頂升過程中的糾偏處置。

4.3 整體頂升完成后效果

鼎爐天橋鋼箱梁整體頂升完成就位后，經現場檢查外觀質量良好，未發現明顯裂痕或其他異常現象，經現場實際檢查測量，墩柱中心偏差基本在3 mm（在水平縱、橫方向上位移），橋面高程相對原橋面高程高75.2 cm，施工質量滿足設計及公路橋涵施工技術規范[3]要求。該工程頂升施工優化方案實施完成后，經各方檢查驗收工程質量符合設計及驗收規范要求，工程造價經審核決算在合同約定的范圍內，施工工期提前，施工安全達到了預期的良好效果，滿足合同約定要求。天橋整體（主橋及梯道）頂升，對于施工質量及工期，特別是工期得以達到預期良好效果，縮短了施工工期，提前開放交通，避免行人繞道過車行道，同時施工期間保證了主車道車流通暢，取得良好的社會效果。

[1]JTG/T J22-2008，路橋梁加固設計規范[S].

[2]CJJ-2008，城市橋梁工程施工與質量驗收規范[S].

[3]JTJ041-2000,公路橋涵施工技術規范[S].

[4]JTG/T J23-2008,公路橋梁加固施工技術規范[S].