城市橋梁大行程同步頂升支撐系統空間仿真非線性分析

袁 鑫， 鄭 偉， 楊 浩， 吳毅彬

(1.東南大學 土木工程學院，南京 210096 ；2.上海穎川加固工程技術有限公司,上海 200000)

橋梁頂升是通過一定的設備將橋梁從原位置升高到新位置的高難度技術，包括整體頂升、分段頂升、調坡等，通過外力作用于原有橋梁結構，并且外力的施加必須保證原有結構的安全與可靠，然后迫使橋跨結構升高到預定高度和位置，通過加高墩臺或支座墊石達到升高橋梁、增大橋下凈空的目的[1-2]。

目前，國內外在建筑結構物移位和頂升方面已經取得了一些成功的實踐。國內既有的橋梁改造方面，如上海吳淞大橋[3]采用整體同步頂升方案，原橋頂升平均高度0.85 m；天津獅子林橋為3跨連續梁結構，最終整體頂升1.271 m；廈門仙岳路鋼箱梁整體頂升高度為5.8 m[4-5],云南安寧白塔橋整體同步降落3.06 m[6]。

本文中闡述的大行程頂升技術是與更換支座時小行程技術存在本質的區別，后者頂升高度普遍在0.2 m以下[7-10]，頂升高度原則上只要滿足支座更換技術即可。大行程頂升技術要求頂升施工對結構進行不斷的循環接高，施工風險、施工流程和安全控制較小行程更為復雜[11-12]，對頂升底盤結構體系的選擇也有更高的要求，因此本文針對大行程橋梁頂升支撐系統進行了空間仿真非線性分析。

橋梁頂升所采用的頂升底盤結構體系(Iifting Chassis Structure System)[13-14]可隨現場和既有條件選用，在保證安全、可靠的前提下，根據經濟、便于施工的原則來選用。隨著橋梁的升高，橋墩加長部分自重對下部結構的影響隨之加大，此時應對下部結構受力狀態進行復核。目前常用的頂升支撐體系有蓋梁、鋼支撐和承臺(抱柱梁)組合、鋼抱箍、鋼牛腿幾種，首先選用的是蓋梁結構，最后是鋼牛腿結構。在蓋梁施工區域不夠時，鋼支撐和承臺組合結構是最可靠的支撐體系。鋼支撐和承臺組合結構在地基承載力很低必要還要設置人工挖孔樁，三者共同構成頂升底盤結構體系，頂升施工過程中，用于承受橋梁頂升時的荷載，并將該荷載傳遞到基礎。傳統的頂升支撐系統計算方法基于桿系結構計算精度不高，且不能反映承臺和鋼支撐的空間力學狀態。本文采用通用有限元仿真軟件ABAQUS模擬計算，并和傳統的m法計算結果進行對比分析，能有效的模擬支撐體系的空間應力分布，計算精度能滿足設計施工要求，其研究結果可供同類工程項目參考借鑒。

1 工程背景

成都某高架橋由于改建需要，將把橋梁引橋部分采用頂升工藝將橋墩升高，將主梁提升至高架橋新設計標高，并與新建高架連接。根據設計要求與橋梁實際情況，該項工程存在以下特點：① 頂升重量大，單幅頂升重量可達3 000 t，所需頂升設備、施工人員較多；② 頂升面積大，在單幅面積近3 000 m2范圍內實現同步頂升，要求橋面不裂、不傾斜，這對大面積多點同步控制設備的精度要求較高；③ 頂升高度很大，最大頂升高度達7.42 m，臨時墊塊和頂升循環次數多，這對反力支撐體系強度、剛度及穩定性的設計要求高，頂升點的選擇及布置難度較大，而作為頂升限位支撐體系的技術設計的可靠性，對頂升的安全順利進行起到至關重要的作用。頂升橋型布置圖見圖1，頂升橋梁現場見圖2，頂升高度參數見表1。

圖1 頂升縱斷面圖

圖2 現場大橋照片

表1 頂升高度參數表

2 頂升支撐體系分析

2.1 頂升反力分析

頂升前一般根據橋梁結構布置形式，求出各墩臺的支座反力，用于支撐體系的設計。本工程采用采用MIDAS/civil有限元軟件計算分析，采用彈性連接模擬支座的實際空間位置。

護欄截面積為0.253 m2，加載大小為6.578 kN/m，橋面鋪裝厚度按照13 cm計算，加載為39.715 kN/m。橋梁結構為彎橋結構形式，連續彎梁橋考慮偏心扭矩修正影響見表2。

2.2 支撐體系的計算工況

針對曲線箱梁和第6聯直線段連續梁的空間受力特點，采用鋼管支撐體系作為頂升支撐平臺。由于各墩頂升力較大，且支撐體系的高度較高，22#橋臺處支撐高度達到(506.610-504.32)+7.42=9.71 m以上，因此對鋼架撐在正常頂升、隨動千斤頂支撐作業二種工況下體系的安全性進行施工驗算，驗算必須考慮橋梁結構自重，頂升水平分力，施工臨時荷載、施工期間風力等因素的影響。支撐體系的強度、剛度、穩定性均須滿足要求。

跟據第一部分各墩頂升力值，考慮2倍以上的安全系數，將設計頂升力進行分類整理。

表2 扭矩計算修正表

頂升過程中鋼管的受力順序為：先由內側4根放置千斤頂的鋼管支撐頂升梁體，在達到設計高度后，有外側4根放置隨動千斤頂的鋼管支撐梁體，因此內、外側鋼管支撐并非同時受力。驗算工況分布考慮內、外側鋼管分別受力情況。為保證頂升及支撐階段鋼管受力的安全性，驗算時考慮兩側鋼管對稱受力與不對稱受力工況。不對稱受力按兩側比例分配荷載。由下滑力產生的最大水平分力按豎向力的tanθ×Nf考慮(θ可取設計角度)，Nf為支座反力。橫向水平力按照單點豎向水平力的5%設計。鋼管支撐承受風載為按0.45 kN/m2考慮。支撐體系布置見圖3和圖4。

圖3 支撐橫截面布置圖

圖4 支撐平面布置圖

對于0#橋臺，采用D609×16鋼管結構，計算高度為L=10 m,參數如下：λx=10 000/210=47.6<[λ]，查表b類構件，穩定系數取φx=0.865。

N=φ×A×f=215×0.865×29 807=5 543 kN，安全系數為：5 543/1534=3.61，穩定性計算滿足要求。

3 非線性有限元分析

3.1 “m”法承臺計算分析

圖5 m法計算整體模型圖

m法計算時可將土看作為彈性變形介質，其地基系數在地面(或沖刷線)處為零，并隨深度成正比例增長。相應于深度y處的基礎側面土的地基系數cy=my；相應于深度h處基礎地面土的地基系數c0=m0h，但c0不得小于10 m0。其中m與m0為地基比例系數，其取值可參照下表3采用，當有可靠試驗資料時，可采用試驗值。“m”法計算承臺和樁基分析得到的最大拉應力為2.29 MPa,最大壓應力為-4.99 MPa，如圖6所示。

表3 地基比例系數m和m0值

3.2 ABAQUS空間仿真非線性分析

圖6 承臺和樁m法計算結果

圖7 ABAQUS空間離散模型

為充分考慮鋼支撐、承臺、人工挖孔樁組合支撐體系的空間受力特點，滿足頂升施工的承載力要求，保證頂升施工的安全，采用大型通用有限元軟件ABAQUS對三者共同組成的支撐體系進行仿真非線性分析，計算時混凝土和鋼管均采用采用C3D8R八節點六面體線性減縮積分的三維實體單元，網格劃分以0.2 m為基本尺寸單元，考慮對稱建立1/2模型，詳細空間模型圖7,計算對比結果見圖8～圖10。

新老承臺之間采用Interaction中tie建立綁定約束。原承臺跨中對稱面的位置采用對稱約束，樁基底部采用z方向豎向約束。采用接觸有限元的罰函數法來模擬樁土體之間的接觸問題。對樁身采用彈性模型，而對地基土考慮土體的彈塑性，采用Mohr-Coulomb屈服準則模擬地基中的彈塑性變形以及樁土接觸性狀，通過反復細化有限元網格和調整樁土接觸面參數，最終摩擦系數取0.2。

圖8 鋼管支撐應力云圖

圖9 承臺應力云圖

圖10 樁基應力云圖

3.3 非線性結果分析

(1)鋼管支撐實體空間計算壓應力和桿系結構計算基本吻合，分別為160.9 MPa和167 MPa,支撐的空間應力分布計算和桿系結構的計算結果相近。

(2)取1/2模型承臺的受力近似一個雙向板結構，水平力對承臺彎曲效應較加固前減弱，鋼支撐內排和外排受力時，對承臺的作用基本相近，并無明顯差異；

(3)承臺主拉應力:

空間計算1.958 MPa>[σ]，m法計算為2.28 MPa,m法的計算拉應力結果偏大，兩者壓應力計算結果基本吻合。

(4)m法計算較空間計算拉應力主要集中在跨中頂部，分布在云圖中范圍不大，主要原因：第一，承臺頂部拉應力局部過大，這個拉應力基本由水平荷載產生，水平荷載在計算時取值了1.5倍安全系數，該荷載死偏安全假定的，且為偶然組合工況，若考慮荷載分項系數，混凝土的實際主拉應力將減小；第二，建模時未考慮主拉應力最大處的受力鋼筋的影響。m法計算結果偏大，且不能反映承臺的實際空間應力狀態,主要原因分析：m法未考慮主拉應力最大處的受力鋼筋的影響，同時未考慮承臺的雙向受彎應力狀態。

(5)樁基頂部不平衡拉應力較小0.45 MPa <[σ]=1.43 MPa ，主壓應力大于m法計算結果，主要是未考慮樁土共同作用。m法和空間有限元法均能滿足壓應力要求。樁的壓應力儲備具有較大的富裕系數。

4 結 論

本文通過整體考慮鋼支撐、承臺和人工挖孔樁三者組成的頂升支撐體系的受力特性，采用通用有限元軟件ABAQUS有效模擬支撐體系的空間應力分布，改進了只采用彈性地基梁假設計算方法在土彈簧計算時采用近假定和單一采用桿系結構或板單元模擬承臺而不能準確反映承臺和基礎的空間力學特性的不足，考慮了結構的非線性特點，計算收斂良好；并與m法計算結果進行對比分析，驗證了鋼支撐、承臺和人工挖孔樁頂升底盤結構體系空間計算的精確性，其研究結果可供大行程同步頂升支撐系統工程項目提供有益參考。

參 考 文 獻

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