行車狀態下的橋梁支座更換方法研究

梁玉雄，李東毅，傅梅珍

（1.華東交通大學土木建筑學院，江西 南昌310013；2.廣西交通投資集團有限公司，廣西 南寧530021）

隨著橋梁運營年限的增長，支座病害突出，支座更換需求日益增多，目前主要采用整體同步頂升和單墩頂升兩種方法進行支座更換。 整體同步頂升法安全可靠，但施工周期長，投入的設備和人力較多，且必須中斷交通。單墩頂升方法如不合理，可能會導致墩頂梁體開裂造成二次病害。國內工程界和學術界對單墩頂升方法進行了研究。劉萌等[1]對大跨連續梁橋單墩頂升工藝設計與過程監控進行了研究，楊圣超等[2]、陳露曄等[3]、黃強[4]、劉維民[5]對單點逐墩頂升的支座更換方法合理可行性進行了研究，許映紅[6]提出自平衡反壓式單支座更換方法并進行了理論及試驗研究。樊葉華等[7]結合江陰大橋北引橋支座更換維護項目，對不中斷交通條件下的支座更換從施工工藝方面進行了分析與探討。 當前大部分研究主要是對裝置及工藝的研究，對更換支座橋梁的服役狀況和應力儲備考慮較少，對不中斷交通的行車狀態下單墩頂升更換支座的頂升值、行車組織尚未有深入研究。 由于單墩頂升法在施工成本、效率等方面的較大優勢，本文結合具體工程對其施工過程進行準確分析，得出的優化方法對單墩頂升梁體更換支座技術的發展具有一定的工程應用意義。

1 工程概況

廣西省某高速公路在運營多年后，部分橋梁支座因各種因素出現較為嚴重的病害，影響橋梁運行安全，需及時更換其中27 座橋梁的所有支座，其中：9 座先簡支后連續預應力混凝土T 梁橋、8 座先簡支后連續預應力混凝土小箱梁橋、3 座預應力混凝土簡支空心板橋、2 座預應力混凝土簡支小箱梁、4 座現澆預應力混凝土連續箱梁橋、1 座先簡支后連續預應力混凝土空心板。 按上部結構類型及跨徑組合和受力最不利原則取其中9 座按表1 分類進行支座更換方法分類研究。

本著及時處理支座病害，確保運輸安全的目的，工期安排在春運期間，該高速公路交通繁忙，通行車輛多，周邊無其他繞行及可替代道路，封閉交通困難；因此需要在最短的時間和最快的速度在不中斷交通的情況下完成上述橋梁的支座更換施工。 綜合比較，單墩頂升梁體法無疑是最適合的施工方法。

表1 更換支座橋梁分類列表Tab.1 Classification list of bridges need replacing bearings

2 支座更換方法分析

2.1 單墩頂升梁體法

利用超薄型油壓扁千斤頂，將其安放在橋臺或者蓋梁頂面，通過主控制器，需要更換的某墩（或臺）頂各梁體同步頂升至一定位移后取下原支座,更換與原支座同規格同型號的新支座，最后同步落梁至原有標高位置，施工時所有千斤頂同步工作，如圖1 所示。

2.2 計算模型建立

采用橋梁專用有限元計算程序Midas Civil 進行建模，采用平面桿系結構，更換支座時同一墩臺頂采用千斤頂同步頂升主梁，其橫向效應可忽略不計；因此采用單梁模型驗算。 橋梁邊界條件根據橋梁支座類型采用一般支承模擬，圖2 是以（17+35+17） m 現澆預應力混凝土連續箱梁為例的橋梁支座示意圖。

為了如實得到各橋在更換施工時服役狀態對橋梁支座更換方法的影響， 結合檢測和橋梁建養史調查，采用當前服役狀態下的材料參數，采用有限元分析模擬橋梁施工過程以及養護期間對結構當前服役狀態有影響的加固過程（如無則不需要）， 取得當前橋梁服役狀態下的成橋內力。 按《公路橋涵設計通用規范》，（JTG D60-2004）和《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTG D62-2004）對汽車荷載、自重、更換支座頂升梁體時的位移、溫度、收縮徐變、預應力等作用下橋梁內力及應力狀況進行分析[8-9]。

圖1 單墩頂升更換支座施工示意圖Fig.1 Diagram of replacing bearings on single pie

2.3 頂升工況分析

在分析頂升工況時，計算表1 中的9 座橋梁分別在橋臺、邊墩、中墩位置頂升梁體6 mm 和15 mm 下的作用效應。6 mm 為根據以往更換支座施工經驗總結得到的能夠勉強取出支座的最小梁體頂升值，15 mm 是根據以往更換支座施工經驗總結得到的能夠輕松取出支座的較大梁體頂升值。

在成橋內力與頂升作用工況的組合下，將表1 中各橋的計算結果按橋型分類，取各橋型中受力最不利的以下4 座橋梁進行分析：（17+35+17） m 現澆預應力混凝土連續箱梁、4×20 m 先簡后連預應力混凝土小箱梁、4×30 m 先簡后連預應力混凝土T 梁、3×16 m 先簡后連預應力混凝土空心板。 圖3 為以空心板橋為例所示的各控制截面應力計算位置示意圖。

由表2～表3 可見，（17+35+17）m 現澆箱梁在單墩頂升梁體更換支座時，采用6 mm 頂升值比采用15 mm頂升值能使主梁應力值減小0.8 MPa,6 mm 和15 mm 頂升值下各控制截面應力均為壓應力， 說明該橋在當前服役狀態下的應力儲備下采用單墩頂升法更換支座合理可行，表中及本文所述應力儲備為根據檢測得到的材料參數結合橋梁建養史采用有限元數值分析得到的當前服役狀態下的梁體應力儲備，頂升工況應力為頂升施工時梁體的實際應力。

圖3 主梁各控制截面的頂底板應力計算位置示意圖Fig.3 Diagram of stress calculation position of each control beam section

表2 （17+35+17） m 現澆箱梁橋墩處不同頂升值下應力Tab.2 Stress of （17+35+17） m girder when jacking-up on pie MPa

表3 （17+35+17） m 現澆箱梁橋臺處不同頂升值下應力Tab.3 Stress of （17+35+17） m girder when jacking-up on abutment MPa

由表4～表6 可見，4×20 m 連續小箱梁在單墩頂升梁體更換支座時，采用6 mm 頂升值比采用15 mm 頂升值能使主梁應力最大值減小0.7 MPa， 在中墩處6，15 mm 頂升值下邊墩處截面底板應力分別為1.6，2.3 MPa，未超出梁體C50 混凝土抗拉強度標準值2.65 MPa，說明該橋在當前服役狀態下的應力儲備下采用單墩頂升法更換支座合理可行。

表4 4×20 m 連續小箱梁邊墩處不同頂升值下梁體應力Tab.4 Stress of 4×20 m girder when jacking-up on side pie MPa

表5 4×20 m 連續小箱梁中墩處不同頂升值下梁體應力Tab.5 Stress of 4×30 m girder when jacking-up on middle pie MPa

表6 4×20 m 小箱梁橋臺處不同頂升值下梁體應力Tab.6 Stress of 4×20 m girder when jacking-up on abutment MPa

由表7～表9 可見，4×30 m 連續T 梁在單墩頂升梁體更換支座時，采用6 mm 頂升值比采用15 mm 頂升值能使主梁應力最大值減小0.3 MPa，在中墩處6，15 mm 頂升值下邊墩處截面底板應力分別為1.5，1.8 MPa,未超出梁體C50 混凝土抗拉強度標準值2.65 MPa，說明該橋在當前服役狀態下的應力儲備下采用單墩頂升法更換支座合理可行。

表7 4×30 m 連續T 梁邊墩處不同頂升值下梁體應力Tab.7 Stress of 4×30 m T-beam when jacking-up on side pie MPa

表8 4×30 m 連續T 梁中墩處不同頂升值下梁體應力Tab.8 Stress of 4×30 m T-beam when jacking-up on middle pie MPa

表9 4×30 m 連續T 梁橋臺處不同頂升值下梁體應力Tab.9 Stress of 4×30 m T-beam when jacking-up on abutment MPa

由表10～表11 可見，3×16 m 連續空心板在單墩頂升梁體更換支座時，采用6 mm 頂升值比采用15 mm頂升值能使主梁應力最大值減小0.8 MPa， 在中墩處6，15 mm 頂升值下邊墩處截面底板應力分別為1.5，2.7 MPa，15 mm 頂升值下邊墩處截面底板應力超出梁體C50 混凝土抗拉強度標準值2.65 MPa, 說明該橋在當前服役狀態下的應力儲備下采用頂升值6 mm 的單墩頂升法更換支座合理可行, 采用頂升值15 mm的單墩頂升法不可行。

表10 3×16 m 連續空心板橋橋墩處不同頂升值下梁體應力Tab.10 Stress of 3×16 m hollow slab when jacking-up on pie MPa

表11 3×16 m 連續空心板橋橋臺處不同頂升值下梁體應力Tab.11 Stress of 3×16 m hollow slab when jacking-up on abutment MPa

此外由表2～表11 可見，在墩臺處頂升主梁更換墩臺頂支座時，可行性主要取決于在考慮自重、收縮徐變、預應力及收縮徐變產生的預應力損失等因素的服役狀態下主梁應力儲備，在扣除更換支座頂升梁體時的強迫位移作用所產生的主梁應力后，主梁各控制截面應力能否不超出梁體混凝土允許應力值。

2.4 汽車荷載分析

為了計算行車狀態下單墩頂升法更換支座的可行性，汽車荷載按車道荷載計算，分別計算了正常運營和不同交通管制下的主梁各控制截面僅在汽車活載作用下產生的應力。 兩種交通管制措施：交通管制1，施工橋梁段只允許2 個車道在橋面居中通行，將其他車道封閉；交通管制2，施工橋梁段只允許1 個車道在橋面居中通行，將其他車道封閉。 根據2.3 節分析，主梁拉應力最大值出現在墩臺處底板。 圖4～圖7 為2.3 節中4 座橋梁不同交通情形下僅在汽車荷載作用下產生的主梁控制截面底板處應力，可見采取1 車道中載通行（交通管制2）相比正常運營和2 車道中載通行（交通管制1）能有效減小由汽車荷載作用產生的主梁控制截面底板拉應力值。

圖4 （17+35+17） m 現澆箱梁汽車荷載作用下主梁底板應力Fig.4 Stress of bottom plate of （17+35+17） m girder under traffic

圖5 4×20 m 連續小箱梁汽車荷載作用下主梁底板應力Fig.5 Stress of bottom plate of 4×20 m girder under traffic

圖6 4×30 m 連續T 梁汽車荷載作用下主梁底板應力Fig.6 Stress of bottom plate of 4×30 m T-beam girder under traffic

圖7 3×16 m 連續空心板汽車荷載作用下主梁底板應力Fig.7 Stress of bottom plate of 3×16 m hollow slab under traffic

3 支座更換方法優化分析

3.1 頂升方法優化分析

為了使橋梁在不中斷交通條件下分析各橋單墩臺同步頂升更換支座的可行性，在正常運營和不同交通管制情形下，對不同頂升值下主梁控制截面彈性階段應力驗算組合下底板處應力進行計算。 表12 為主梁在不同交通狀況下汽車荷載、更換支座頂升梁體時的強迫支座位移、成橋內力等作用在彈性階段應力驗算組合下底板最大拉應力計算值。

由表12 計算結果可知，在頂升主梁過程中封閉交通實施困難時，相比正常運營和2 車道中載通行，在主梁頂升6 mm 過程中采取1 車道中載通行能有效減小主梁控制截面底板最大應力。 在主梁頂升15 mm 過程中采取1 車道中載交通管制方案時，4×20 m 先簡后連預應力混凝土小箱梁和3×16 m 先簡支后連預應力混凝土空心板橋橋墩底板處拉應力分別達到了2.9 MPa 和3.1 MPa，超出了混凝土抗拉強度標準值。

表12 主梁彈性階段應力驗算組合下底板最大應力計算表Table.12 Maximum stress of the bottom plate under the combination of the stress in the elastic stage

3.2 優化結論

由以上分析結果，因在頂升主梁更換支座過程中，采取1 車道中載通行為最優方案，可有效減小由汽車荷載作用產生的主梁控制截面應力，使得在行車狀態下采用單墩頂升法更換支座過程中，既解決道路問題，也使得主梁在頂升過程的應力值在橋梁服役狀態下的應力儲備足夠的情況下不超出混凝土抗拉強度標準值，避免梁體因頂升產生開裂等病害。

4 結論及建議

1） 在不中斷交通的情況下，采用單墩頂升法更換支座過程中配合適當的交通管制措施，當頂升位移為6 mm 時（根據以往經驗可取出支座的最小位移值），在主梁既有壓應力儲備足夠時可行。

2） 在封閉交通的情況下，采用單墩（或臺）頂升更換支座施工方法，當頂升位移為15 mm 時，服役狀態下橋墩處主梁底板應力儲備較低，在更換支座時相鄰墩頂處主梁底板最大拉應力值會超過混凝土抗拉強度標準值，施工風險較大。 當頂升位移為6 mm 時則在主梁既有壓應力儲備足夠時可行。

3） 對于連續梁，采用單墩（或臺）同步頂升更換支座施工方法，主梁應力受影響最大的位置為距離頂升墩臺最近的兩個橋墩處梁體底板。 主梁既有應力儲備跟施工時橋梁的服役狀態密切相關，須結合檢測和橋梁建養史調查，施工前取得當前橋梁服役狀態下的成橋內力及應力儲備。