小半徑軌道交通連續(xù)梁橋頂梁更換支座方法

高 濤，高 日

(北京交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，北京 100044)

常見的連續(xù)梁橋，支座布置形式往往是一處固定，其余均為縱向活動支座。針對位于小半徑平面圓曲線上相鄰兩橋墩布置固定支座的連續(xù)梁橋，其固定支座之間的梁體不能自由伸縮而產(chǎn)生了溫度力。該溫度力由固定支座承擔(dān)，并通過橋墩傳遞給基礎(chǔ)，同時在梁和橋墩中積蓄有一定的由溫差產(chǎn)生的變形能。一旦固定墩上的支座發(fā)生相對于梁體或墩頂?shù)囊苿樱撟冃文芗纯提尫拧Ｗ冃文茚尫诺男问骄褪窃诹憾水a(chǎn)生位移，釋放掉支座的溫度力。

根據(jù)曲線半徑和橋梁跨徑，利用有限元軟件建立橋梁模型，布置兩處固定約束，加溫度荷載 Δt，可得固定支座處水平反力即溫度力與溫度的關(guān)系。同時，解除某一處固定支座約束可得到位移大小與溫度的關(guān)系。在線彈性范圍內(nèi)，溫度力和位移大小均與溫度改變量Δt成正比。當(dāng)頂梁更換支座時，要根據(jù)溫度力和解除固定支座后位移量的大小，制訂相應(yīng)的頂梁方案并設(shè)計必要的限位復(fù)位裝置。如何有效控制溫度力引起的位移是考慮的重點(diǎn)。對于同一墩頂橫向布置兩個固定支座的橋梁，頂梁更換其中一個支座時，可以采取約束住另一個支座的方法來減小位移量。

連續(xù)梁的支點(diǎn)位移會使梁體變形而產(chǎn)生內(nèi)力，頂升位移太大或頂升力太大均會改變梁體的受力狀態(tài)，甚至導(dǎo)致梁體開裂。因此，頂升梁體時，要對每一步頂升過程中的拉壓應(yīng)力進(jìn)行安全驗(yàn)算，使之在規(guī)范允許范圍之內(nèi)。

1 工程概況

北京市軌道交通機(jī)場線工程 T3-101—T3-104為(24+25+24)m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋。中心線位于圓曲線上，曲線半徑為402.4 m。上部為單箱單室截面，箱梁高度 1.8 m，梁頂寬 9.2 m，底寬 4.35 m。

連續(xù)梁橋立面布置如圖1所示，其中5-58和5-59號墩為盆式固定支座，5-57和5-60號墩為縱向活動支座。5-59號墩西側(cè)5-59-1號支座發(fā)生嚴(yán)重破壞，需要立即更換。5-59-2支座目前處于單支座受力狀態(tài)，荷載加大。該支座與5-59-1支座在同一墩頂，對該支座一并進(jìn)行更換。主梁采用C50混凝土，截面允許出現(xiàn)拉應(yīng)力，但不允許開裂。

2 橋梁特點(diǎn)及溫度力的影響

中跨梁體由于溫差產(chǎn)生的伸縮變形受到58號墩和59號墩固定支座的約束，不能自由伸縮而產(chǎn)生溫度力。

2.1 現(xiàn)狀態(tài)下的溫度力

設(shè)梁體及橋墩處于線彈性工作狀態(tài)，利用ANSYS建立該橋有限元計算模型，得到各支座承擔(dān)的水平力與溫差的關(guān)系為

其中，57號、60號墩的縱向活動支座考慮了聚四氟板的摩阻系數(shù)μ=0.06。顯然，上述支座水平反力取決于溫差Δt，溫差越大，支座水平反力越大。

該連續(xù)梁固定支座安裝時間為2007年9月份，依據(jù)北京地區(qū)氣溫歷史紀(jì)錄，9月份最高溫為28℃，最低溫為14℃。本次頂梁施工的溫度應(yīng)在3℃到28℃范圍內(nèi)。據(jù)此估計出支座水平反力的極值，見表1。很顯然，溫度力足夠大而不能忽略不計。

圖1 連續(xù)箱梁立面和支座布置

表1 墩頂兩個固定支座可能承擔(dān)的水平力

2.2 解除固定支座后梁體位移

該梁所用的盆式橡膠固定支座如圖2所示。支座上盤與下盤之間相交部分高度為Δ=25 mm。事實(shí)上，水平力的傳遞就依賴于上、下盤的相交部分。可以想象，當(dāng)頂梁使支座上盤向上移動，Δ會變小;當(dāng)Δ≤0時，上、下盤將發(fā)生相對水平位移，固定支座將失去水平向約束功能。支座水平反力將得以釋放，梁體和橋墩將發(fā)生彈性恢復(fù)位移。

圖2 固定支座示意

設(shè)59號墩頂?shù)墓潭ㄖё霈F(xiàn)上述情況，而58號墩頂固定支座仍處于正常工作狀態(tài)，則曲線梁任一截面的軸向位移可以表示為

式中，ΔS為軸向位移;α為梁體線膨脹系數(shù);Δt為溫差。

當(dāng) α =0.000 01/℃;R=402.4 m;S=25 m 時，得到59號墩、60號墩處梁體截面沿軸線(縱橋向)的位移為:Δ59=0.25Δt(mm)和 Δ60=0.49Δt(mm)。

這些位移量與溫差Δt成正比，溫差越大，位移量就越大。解除59號墩固定支座后，支座處梁體截面可能發(fā)生的縱橋向水平位移極限值:59號墩為－6.25～3.50 mm;60 號墩為 －12.25 ～6.86 mm。

計算表明，當(dāng)解除59號墩頂?shù)膬蓚€固定支座的約束后，梁體對應(yīng)點(diǎn)的位移在3.50 mm到6.25 mm之間，與ANSYS計算結(jié)果基本吻合。這一位移量值會給新更換的支座安裝帶來困難，因此應(yīng)避免同時解除59號墩兩個固定支座水平向約束功能。

2.3 僅解除59-2固定支座后梁體位移

依據(jù)設(shè)計方案，首先對59-2號固定支座進(jìn)行更換。為此需要將梁頂升到一定高度，由前面的分析可知，在59-2更換過程中，應(yīng)保證59-1號支座處于工作狀態(tài)，以便保證梁體與橋墩的相對位置可控。

解除59-2支座的水平限位功能后，由于梁體和橋墩變形能的釋放，59-2支座處的梁底與墩頂會產(chǎn)生一定的相對位移。本文利用ANSYS計算得到的59-2支座處的梁底相對于59-1支座的位移為

橫橋向 Δh=0.018 4Δt= －0.46 ～0.26 mm;

縱橋向 Δz=0.090 4Δt= －2.26 ～1.27 mm。

通過對比發(fā)現(xiàn)，梁底位移明顯變小。需要對59號墩頂?shù)膬蓚€支座分開進(jìn)行更換，在更換59-2支座時，59-1支座應(yīng)該處于水平約束梁體狀態(tài)。為此，需要控制梁體的頂升高度，即確保支座上、下盤不脫離。支座上、下盤相交的構(gòu)造高度為25 mm，因此，頂梁高度應(yīng)小于該值。

3 頂升設(shè)計方案與梁體受力安全評估

針對本曲線連續(xù)梁橋支座布置的特點(diǎn)，設(shè)計方案為分步頂升。當(dāng)頂升到位后對59-2號支座實(shí)施更換，梁體復(fù)位成功后再采用相同頂升方法對59-1號支座進(jìn)行更換。具體每步實(shí)施的頂升高度見圖3。計算采用了MIDAS軟件。

按設(shè)計方案，通過分步頂升計算，得到各頂升過程中梁體應(yīng)力見表2。

圖3 頂升方案

表2 各階段應(yīng)力極值 MPa

對頂升方案的計算表明，整個頂升過程梁體最大拉應(yīng)力為0.376 MPa，發(fā)生在第四步頂升時支座頂升點(diǎn)截面下緣。最大壓應(yīng)力為7.121 MPa，發(fā)生在第二步頂升時截面下緣。根據(jù)《鐵路橋涵鋼筋混凝土和預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》，對于允許出現(xiàn)拉應(yīng)力但不允許開裂的構(gòu)件，最大拉壓應(yīng)力分別為0.55fc=0.55 ×3.1=1.705 MPa ＞ 0.376 MPa;0.7fct=0.7 ×33.5=23.45 MPa ＞7.121 MPa。頂升梁體過程中的應(yīng)力值均滿足梁體混凝土抗拉和抗壓強(qiáng)度的要求。

4 結(jié)語

和傳統(tǒng)連續(xù)梁橋不同，本文所提到的小半徑曲線連續(xù)梁橋?yàn)閮商幑潭ㄖё瑴夭町a(chǎn)生的變形能不能忽略。同一個固定墩處的兩個支座不能同時解除約束，而且梁體頂升高度不得大于支座上、下盤之間的相交量。否則支座因?yàn)闇囟雀淖兌鸬乃椒戳⒌靡葬尫牛后w截面出現(xiàn)較大的移位，會給新更換的支座準(zhǔn)確定位帶來困難，乃至無法實(shí)現(xiàn)。針對本橋特點(diǎn)所提出的頂梁更換支座方法合理、安全，頂升過程中最大拉壓應(yīng)力均滿足拉壓應(yīng)力控制值。本連續(xù)梁橋按照此方案施工，應(yīng)力及位移檢測結(jié)果與有限元軟件分析結(jié)果較吻合，施工效果良好。對于大于兩處固定約束的多跨連續(xù)梁橋可以采用類似的方法施工。

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