彎扭作用對連續梁橋頂升的影響

范驍君，楊 揚，趙耽崴

（浙江省交通規劃設計研究院有限公司，浙江 杭州 310012）

1 概 況

內河航道提升改建過程中，對三跨預應力連續梁橋常采用頂升改建方案，該橋型重量大、剛度高，屬超靜定結構，施工過程中易產生位移不同步引起結構彎扭，進而產生內力重分布，嚴重時將導致梁體開裂，對頂升施工具有較高要求。本文以浙北地區某連續梁橋頂升作為案例，該橋整體頂升過程中，產生縱向、斜向裂縫，經過對裂縫的成因、分布等具體分析，認為連續梁橋頂升應著重關注扭轉變形，建議采用位移結合支反力雙指標監控措施，防止頂升期間因支點位移不同步引起梁體扭轉開裂。

1.1 原橋情況

原橋為二級公路橋，設計荷載汽-20，掛-100，橋梁面寬9.5 m，全長470 m，主跨為45 m+80 m+45 m連續梁橋，上跨長湖申線西延航道（規劃Ⅲ級航道通航孔60.0 m×7.0 m），目前通航凈高不足7 m，是本次航道改建過程中的制約因素。

本橋為單箱單室變截面連續箱梁，跨中梁高2.0 m，支點處梁高4.6 m，箱梁自根部至跨中梁高和底板厚按二次拋物線變化。雙向預應力布索，配置縱向及豎向預應力。主橋下部結構為柱式墩，基礎為群樁接承臺式基礎。

本橋技術狀況評定為2 類，主要存在箱梁裂縫、橋面破損、混凝土剝落、表層鋼筋銹脹等問題。

改建照片見圖1。

圖1 改建照片

1.2 橋梁頂升

本橋改建采用全橋整體頂升方案，抬升高度3.0 m，改建后橋梁縱坡、豎曲線半徑維持不變，主跨可滿足60 m×7 m 限制性Ⅲ級航道通航凈空。

（1）千斤頂選擇

本工程采用液壓千斤頂與機械跟隨千斤頂組合的頂升方法。頂升各墩位置均設置一組液壓千斤頂，一組機械跟隨千斤頂，每組安全系數均不小于2.0，見表1。

表1 主橋千斤頂布置表

（2）頂升布置

連續梁主墩、邊墩為柱式墩，基礎為群樁接承臺式基礎，采用托梁整體頂升，承臺作為反力基礎，鋼分配梁作為托換體系。傳力路徑為：原橋基礎承臺→千斤頂臨時支撐→鋼分配梁→上部箱梁。主墩布置16臺500 t 頂升千斤頂，20 臺500 t 機械跟隨千斤頂，墩身兩側雙排布置，邊墩布置4 臺200 t 頂升千斤頂，4 臺200 t 機械跟隨千斤頂，墩身主橋側單排布置，見圖2。

圖2 主橋頂升布置圖（單位：cm)

1.3 頂升監控

頂升期間對主橋各墩進行位移監控，主墩、邊墩兩側安裝拉線式位移傳感器，監控施工期各墩之間順橋向位移差和同一截面處橫向位移差，見圖3～圖6。根據監控報告，主墩最大橫橋向不同步出現在7號墩，最大位移差2.4 mm；邊墩最大橫橋向不同步出現在5 號墩，最大位移差2.0 mm，全橋各監測點間最大高差2.5 mm。

圖3 主墩頂升施工

圖4 主墩千斤頂布置（單位：cm)

圖6 邊墩千斤頂布置（單位：cm)

1.4 裂縫開展

橋梁頂升完成后，對箱梁內部進行二次檢查，箱梁內部裂縫出現不同程度開展，并新增縱向、斜向裂縫，裂縫位置和分布分別詳見圖7～圖9。

圖5 邊墩頂升施工

圖7 邊跨頂板縱向裂縫（5 號墩）

圖8 邊跨頂板縱向裂縫（8 號墩）

圖9 新增頂板底面縱向裂縫示意圖

新增頂板下緣縱向裂縫出現位置主要集中在邊墩端部、中墩人孔和梁體1/4 跨附近。在邊墩位置，裂縫呈現出數量少、縫寬大、延伸長，開展深的特點，縫寬0.30～0.60 mm，延伸長度2.1～5.0 m；在1/4中跨和1/4 邊跨位置，裂縫分布均勻，裂縫寬度、延伸長度、開展深度有所下降，縫寬0.2～0.25 mm，延伸長度2.0～3.6 m。

新增腹板內側斜向裂縫出現于中跨，數量較少，縫寬小，長度短。最大裂縫寬度0.08 mm，延伸長度0.5 m，見圖10。

圖10 新增腹板內側斜向裂縫示意圖

2 彎扭影響分析

橋梁頂升過程中全橋處于擬靜力狀態，除千斤頂作用外無其他外力，由于各支點無法做到完全同步，會存在各點頂升位移偏差對結構產生彎曲、扭轉。分別考慮順橋向頂升不同步產生的彎曲效應和橫橋向頂升不同步產生的扭轉效應。利用空間網格模型，對結構在頂升期間各支點位移不同步情況進行分析。

2.1 空間網格模型

橋梁結構的實用精細化分析宜采用空間網格模型、折面梁格模型和7 自由度單梁模型，其中空間網格模型是最為全面的實用精細化模型，能夠全面反映箱梁腹板受力分配、薄壁效應、剪力滯效應。

（1）模型建立

空間網格模型將箱梁離散成多塊板元，每一個板元離散為十字交叉的正交梁格，以十字交叉縱橫梁的剛度等代板元的剛度，箱梁由多張等效板元的網格表達。本橋對全橋進行離散，全橋共計1 134 個縱梁單元，1 100 個橫梁單元，見圖11。

圖11 主橋建模圖形

（2）截面的劃分

截面的劃分，考慮結構形式，受力特性進行劃分。本次設計重點對比彎曲和扭轉對于箱梁各板件受力影響，因此對箱梁的頂板、底板、腹板均進行劃分，箱梁頂板劃分為7 個橫梁單元，腹板劃分為2 個橫梁單元，底板劃分為4 個橫梁單元，見圖12。

圖12 箱梁0 號塊梁格劃分模型

（3）空間效應的表達

空間網格模型將結構的軸彎剪扭復合效應，轉換為劃分單元的受力，分別由頂板、底板、腹板的劃分單元受力疊加得到關注部位的正應力、剪應力、主應力。本次重點關注結構在彎扭作用下的影響，分別通過提取關鍵位置的縱、橫梁單元應力，等效為順橋向正應力、橫截面剪應力，進而對結構影響進行分析。

2.2 彎曲效應

當箱梁自身截面保持水平，無結構扭轉，僅考慮各墩位置順橋向頂升不同步產生的彎曲，分別按6 號中墩和5 號邊墩位移差1 mm、1.5 mm、2.5 mm 計算。

（1）縱向正應力

縱梁單元由于彎曲產生應力變化，6 號中墩位置頂升位移差2.5 mm 時，最大應力0.29 MPa；5 號邊墩位置頂升位移差2.5 mm 時，最大應力0.27 MPa。具體見圖13、圖14 和表2。

圖13 6 號中墩順橋向位移差2.5mm 正應力圖

圖14 5 號邊墩順橋向位移差2.5 mm 正應力圖

表2 彎曲最大正應力

（2）橫向剪應力

橫梁單元由于彎曲產生應力變化，6 號中墩位置頂升縱向位移差2.5mm 時，中橫梁頂板最大剪應力0.11 MPa，底板最大剪應力0.35 MPa，端橫梁頂板最大剪應力0.07 MPa，底板最大剪應力0.16 MPa。具體見圖15、圖16 和表3。

表3 6 號中墩順橋向彎曲最大剪應力

圖15 6 號中墩順橋向位移差2.5 mm 中橫梁頂底板上、下層應力圖（單位：MP a）

圖16 6 號中墩順橋向位移差2.5 mm 端橫梁頂底板上、下層應力圖（單位：MP a）

5 號邊墩位置頂升縱向位移差2.5 mm 時，中橫梁頂板最大應力0.15 MPa，底板最大應力0.54 MPa，端橫梁頂板最大應力0 . 06 MPa ，底板最大應力0.15 MPa。具體見圖17、圖18 和表4。

圖17 5 號邊墩順橋向位移差2.5 mm 中橫梁頂底板上、下層應力圖（單位：MP a）

圖18 5 號邊墩順橋向位移差2.5 mm 端橫梁頂底板上、下層應力圖（單位：MP a）

表4 5 號邊墩順橋向彎曲最大剪應力

（3）支點反力

在順橋向彎曲作用下，隨著曲率的增加，各墩支點反力變化較小，各墩位置左右支反力理論上一致，見表5、表6。

表5 6 號中墩順橋向位移差作用下結構支反力

表6 5 號邊墩順橋向位移差作用下結構支反力

2 3 扭轉效應

當箱梁各墩中心位置順橋向保持同步，無整體彎曲，僅考慮各墩橫橋向頂升不同步產生的扭轉，根據監控數據，分別按6 號中墩1 mm、1.5 mm、2.5 mm，5 號邊墩1 mm、1.5 mm、2.0 mm 位移差計算。

（1）縱向正應力

縱梁單元由于扭轉產生應力變化，6 號中墩位置頂升橫向位移差2.5 mm 時，最大應力1.9 MPa；5號邊墩位置頂升橫向位移差2.0 mm 時，最大應力0.96 MPa。具體見圖19、圖20 和表7。

圖19 6 號中墩橫橋向位移差2.5 mm 正應力圖（單位：MP a）

圖20 5 號邊墩橫橋向位移差2.0 mm 正應力圖（單位：MP a）

表7 扭轉最大正應力

（2）橫向剪應力

橫梁單元由于扭轉產生應力變化，6 號中墩位置頂升橫向位移差2.5 mm 時，中橫梁頂板最大剪應力1.26 MPa，底板最大剪應力3.26 MPa，端橫梁頂板最大剪應力3.00 MPa，底板最大剪應力4.64 MPa。具體見圖21、圖22 和表8。

圖21 6 號中墩橫橋向位移差2.5 mm 中橫梁頂底板上、下層應力圖（單位：MP a）

圖22 6 號中墩橫橋向位移差2.5 mm 端橫梁頂底板上、下層應力圖（單位：MP a）

表8 6 號中墩橫橋向扭轉最大剪應力

5 號邊墩位置頂升橫向位移差2.0 mm 時，中橫梁頂板最大剪應力0.48 MPa，底板最大剪應力1.12 MPa，端橫梁頂板最大剪應力1.32 MPa，底板最大剪應力1.22 MPa。具體見圖23、圖24 和表9。

表9 5 號邊墩橫橋向扭轉最大剪應力

圖23 5 號邊墩橫橋向位移差2.0 mm 中橫梁頂底板上、下層應力圖（單位：MP a）

圖24 5 號邊墩橫橋向位移差2.0 mm 端橫梁頂底板上、下層應力圖（單位：MP a）

（3）支點反力

在橫橋向扭轉作用下，隨著扭轉角的增加，各墩支點反力變化顯著，且各墩位置左右支反力相差較大，見表10、表11。

表10 6 號中墩橫橋向位移差作用下結構支反力

表11 5 號邊墩橫橋向位移差作用下結構支反力

2.4 彎扭影響

根據各墩順橋向頂升不同步產生的彎曲、橫橋向頂升不同步產生的扭轉，可以明顯看出，同等變位作用下，相比于彎曲作用，扭轉作用對結構正應力、剪應力、支反力均有顯著影響。這反映出連續梁結構扭轉剛度大，對于扭轉的強制位移更敏感。

3 結構分析

3.1 裂縫成因分析

由計算結果可知，對于連續梁結構，當箱梁保持水平，僅考慮順橋向不同步頂升對結構產生的二次彎矩，該內力對于箱梁截面產生的正應力，剪應力影響均有限，從裂縫開展情況看，新開展裂縫無橫向裂縫，一方面是是彎曲變形對結構應力影響較小，另一方面是原結構為雙向預應力結構，縱向預應力留有儲備。

相比縱向彎曲，結構的橫橋向不同步頂升產生的扭轉是裂縫開展的主因。箱梁內新增裂縫幾乎均為頂板縱向裂縫，一方面因為橫向扭轉產生剪應力較大，另一方面由于頂板較薄且無橋面橫向預應力鋼束限制，因此在扭轉剪應力作用下，易引起頂板結構的縱向、斜向裂縫開展。

3.2 裂縫分布分析

根據監控報告，主墩最大橫橋向不同步出現在7號墩，最大位移差2.4 mm；邊墩最大橫橋向不同步出現在5 號墩，最大位移差2.0 mm，分別進行以上兩種工況分析，提取橫橋向箱梁頂板最大剪應力，見圖25。

圖25 7 號中墩橫橋向位移差2.4 mm 頂板最大剪應力圖

7 號中墩位置頂升橫向位移差2.4 mm 時，7、8號墩位置頂板扭轉剪應力出現峰值，分別為1.3 MPa和2.9 MPa，后沿跨中方向逐漸降低，見圖26。

圖26 5 號邊墩橫橋向位移差2.0 mm 頂板最大剪應力分布圖

5 號邊墩位置頂升橫向位移差2.0 mm 時，5、6號墩位置扭轉剪應力出現峰值，分別為1.3 MPa 和0.5 MPa 后沿跨中方向逐漸降低。

可以看到，在扭轉作用下，中墩和邊墩位置箱梁截面出現應力峰值，但同時由于邊墩箱梁截面扭轉剛度遠小于中墩箱梁截面，因此箱梁最大剪應力均出現在端橫梁位置。這點與裂縫開展情況形成了對應，體現在結構裂縫特點為，端橫梁及中橫梁根部處出現的裂縫寬度大、開展深、數量少，呈明顯的扭轉受拉破壞，其中又以端橫梁裂縫開展最為嚴重。

3.3 扭轉引起的支反力偏差

結構順橋向不同步彎曲對各墩支反力影響較小，而同等位變作用下橫橋向不同步扭轉，對各墩左右支反力將產生明顯變化。

當7 號中墩最大扭轉變形2.5 mm 時，8 號邊墩左右兩側支反力分別為1 417.8 kN、735.4 kN，左右不平衡力682.4 kN，相差48%，7 號中墩左右兩側支反力分別為9 570.2 kN、11 305.4 kN，左右不平衡力1 735.2 kN，相差18%。由于中墩截面剛度大，在扭轉作用下中墩的支反力差絕對值更大，但由于中墩所分配自重大，所引起的支反力變化比例小于邊墩。

由此可見相比于位移變化，支反力對于扭轉的影響更為顯著，也易于監控，建議在連續梁頂升過程中對各墩左右支反力差值進行限制以控制結構扭轉變形。

4 總結與建議

連續梁結構由于其自身結構剛度大，頂升過程中不同步扭轉變形引起的內力重分布對結構影響顯著，甚至引起結構開裂，應予以重視。

常規結構頂升作業期間通常以位移監控作為主要控制手段，控制系統一般可保證各點位移差不大于5 mm，然而對于連續梁結構，該位移精度控制下的扭轉影響顯著，已無法滿足要求，需采用更高精度的位移控制措施，但也造成了實際操作的困難。

與位移變化相比，支反力對連續梁結構扭轉效應更為敏感，通過各墩左右支反力的偏差來限制扭轉效應更易實施。建議在以位移控制為主的前提下，結合各墩之間左右支反力偏差限制進行雙指標監控，防止頂升期間因支點位移不同步引起梁體扭轉開裂。