臨近既有線鋼桁梁高空橫移施工臨時支墩安全性分析

沈惠軍，王 浩，荀智翔，王飛球，朱克宏

(1.東南大學混凝土與預應力混凝土結構教育部重點實驗室，南京 210096；2.中鐵二十四局集團有限公司，上海 200071)

隨著我國城市化進程的飛速發展，高鐵與城市地鐵的路線網絡化在方便廣大市民出行、緩解市內交通的同時，也必然伴隨著新舊結構的相互穿越，臨近既有路線的施工日益增多[1-6]。尤其是在建筑物相對集中、臨近結構變形控制嚴格、地下管道分布密集復雜等交通要道，降低臨近既有線施工對既有線造成的不利影響變得尤為重要[7-10]。

為了降低既有線施工對既有線產生的不利影響，橫向頂推施工法開始在很多特定的施工環境中被加以采用，其原因主要是與傳統的施工工法相比，橫向頂推施工法具有如下幾個優點：頂推周期短，通常一天內即可完成頂推工作；頂推時受力狀態與成橋狀態基本一致，方便進行施工驗收；主梁與墩的施工可同步進行，進一步縮短了工期。對于橫向頂推施工，一些學者已做過相關研究，如郭瑞等結合實際工程對橫移施工工藝進行了詳細闡述，并總結歸納了施工過程中應特別注意的幾個問題[11]。王曉敬研究了臨時支墩在大跨度鋼桁拱橋梁架設中的應用，解決了支墩法架設大跨度鋼桁拱的關鍵施工技術問題[12]。陳紅柳采用橫移和縱移相結合的技術，完成了大型預制箱梁的頂升與移運，該施工技術的成功實踐，為進一步實現預制梁頂升移運受力均勻和移運過程的安全提供了借鑒[13]。李傳習等對斜交頂推施工中臨時支墩的受力進行了分析，闡述了斜交頂推中臨時墩的受力特點及變化規律，對斜交頂推施工的其他橋梁具有一定的借鑒意義[14]。李宗平以上海長江大橋為背景，分析了大跨度斜拉橋臨時墩的設置機理，通過對關鍵受力工況進行仿真分析研究，首次提出并成功應用了承插式同步液壓提升臨時墩的施工技術思路[15]。曹權等基于三維數值法和自動化監測，研究了基坑群開挖對臨近既有地鐵隧道影響，對復雜條件下基坑群的信息化施工、確保隧道的安全運營具有重要的指導意義[16]。孫連勇對大跨度鋼桁梁橫移架設技術進行了探討，并就橫移體系中臨時支墩構件進行了局部建模分析[17]。可見，雖然目前已開展了系列橫移施工相關研究，但針對橫移施工體系中臨時支墩的安全性所進行的研究工作仍不多見。

為此，基于“寧和城際涉鐵”工程，建立了考慮樁土共同作用的臨時支墩的整體有限元模型，據此對施工全過程進行了模擬計算，并將其分析結果與現場實測數據進行了對比分析及相互驗證，最后基于驗證后的模型，分析了內摩擦系數和樁長對臨時支墩安全性的影響，以期為今后類似橫移工程的設計與施工提供參考價值。

1 工程概況

寧和城際軌道交通一期工程位于京滬高鐵與滬蓉鐵路兩側，板橋河段涉鐵工程分為左、右兩線，左線位于滬蓉鐵路左側，右線位于京滬高鐵右側，其相對位置關系如圖1所示。

圖1 施工平面位置關系示意(單位：m)

本工程中，新建橋墩與既有高鐵橋墩之間間距最近不足10 m，為減小施工對既有線的影響，左右線鋼桁梁段均采用橫向頂推法施工。其簡要的施工流程為：首先進行鋼桁梁橋兩端樁基和雙柱式永久墩的施工，待其完成后在橋位旁建立三柱式臨時支墩，然后在臨時支墩上面搭設膺架和貝雷片，形成鋼桁梁拼裝平臺，用千斤頂將分節間對稱拼裝好的鋼桁梁通過橫移系統頂推到既定位置，橫移路徑如圖2所示。鋼桁梁橫移系統包括滑道、NGE滑板、千斤頂、油泵及操作臺，滑道底部嵌入3 cm厚高強度NGE滑板。千斤頂作用于橫移小車上，由兩端滑道上的橫移小車承載著鋼桁梁頂推前進，每個滑道上各安裝2臺橫移小車，小車間距為8 m(鋼桁梁的寬度)。

圖2 鋼桁梁橫移路徑(單位：mm)

右線鋼桁梁為86 m跨下承式簡支鋼桁梁，質量達600 t，橫移過程中將會對臨時支墩產生巨大的水平推力，從而對臨時支墩的安全性構成較大的威脅。本文將對右線一側鋼桁梁橫移頂推施工進行全過程模擬，并結合實測數據對臨時支墩的安全性進行分析。

2 臨時支墩數值模擬分析

2.1 臨時支墩有限元模型的建立

通常情況下，土體模型區域選取越大，計算精度越高，計算需要的時間也會越長，所以選取適當的模型尺寸十分重要。本文經過試算，最終選取土體模型尺寸的長、寬、高分別為60、40 m和70 m，外側土體的邊界條件均采用固結。

2.1.1 土體本構模型

圖3 臨時支墩有限元模型

土體的本構模型采用適應于混凝土類顆粒狀材料的彈塑性Drucker-Prager模型。該模型是對Mohr-Coulumb屈服準則的近似，在Von Mises公式中增加一附加項用以修正Von Mises屈服準則，它的屈服強度隨著側限壓力的增加而增大，其塑性行為被假定為理想彈塑性。D-P準則可表示為[18]

(1)

材料常數β和屈服強度σy的表達式如下

(2)

(3)

式中，φ為材料的內摩擦角；c為材料的黏聚力。

由式(1)～式(3)可知，D-P準則所涉及的主要參數有內摩擦角和黏聚力，土層和樁墩相關參數信息分別如表1和表2所示。

表1 土層參數

表2 樁墩參數

2.1.2 樁土接觸單元

模型中，土體和樁墩分別采用SOLID45實體單元和SOLID65實體單元。由于土體結構和混凝土結構的材料特性相差很大，其接觸面很容易在外來荷載的作用下產生開裂和滑移，利用ANSYS軟件自身提供的剛柔面-面接觸單元來解決這個問題[18]。其中，相對剛性的樁體目標面用TARGE170單元模擬，相對柔性的土體接觸面用CONTA173單元模擬，兩者共同形成一個“接觸對”。最終建立的臨時支墩實體模型如圖3所示。

2.2 臨時支墩施工全過程模擬分析

基于臨時支墩實體有限元模型，對施工全過程進行了模擬分析，從模擬結果來看，鋼桁梁在橫向千斤頂作用下剛開始移動的時刻臨時支墩的水平應變值較大。經過思考發現，模擬時采用的靜摩擦系數為施工允許的最大摩擦系數0.08，而動摩擦系數為0.06，剛開始運動的時刻摩擦系數最大。因此，傳遞給臨時支墩的水平推力在整個頂推過程中也最大，此時刻即為施工全過程受力最不利的時刻。本文以此時刻作為最不利工況，對臨時支墩沉降和樁頂應變進行分析，此工況下臨時支墩主要受橫移小車和滑道之間的水平摩擦力和通過橫移小車傳遞的鋼桁梁自重的豎向荷載的作用，其中，單側臨時支墩水平摩擦力的大小為240kN，單個橫移小車傳遞的豎向荷載為1 500kN。樁頂沉降位移和樁頂應變結果分別如圖4和圖5所示。

圖4 臨時支墩沉降云圖(單位:mm)

圖5 臨時支墩樁頂應變云圖(單位:ε)

由圖4可知，整個區域沉降最大值為1.85mm，位于臨時支墩所在處，周圍土體沉降從樁體附近向外圍逐漸變小，且減小的速度越來越快。整個臨時支墩沉降值基本保持一致，沒有出現傾斜沉降的情況，這與現場實測結果相吻合。

由圖5可知，樁身的應變值變化幅度較小，最大值為2 310με，小于C30混凝土的極限壓應變3 500με[19]，整體處于安全狀態。應變值較大區域主要位于樁身的上半部分。3根樁的最大應變值從左到右逐漸變小，出現的位置距離地面也越來越遠。

3 臨時支墩實測與對比分析

為了保證整個施工安全進行，對臨時支墩沉降、墩頂水平位移和樁頂應變進行了施工全過程監測。分別在1～3號樁樁體布置1個位移監測點和1個應變監測點，其中位移測點位于墩頂部位，通過全站儀進行監測；應變測點位于樁頂部位，采用的應變計為JMZX-212型表面智能數碼弦式應變計，所有測點的具體布置位置如圖6所示。

圖6 臨時支墩測點布置(單位:m)

3.1 墩頂水平位移及沉降結果分析

頂推法施工過程中下部結構的穩定性直接影響到上部結構的整體受力情況和線形高程的控制，為了保證整個施工過程的安全，對臨時支墩1～3號樁對應的墩的墩頂斜距、平距、高程和水平角進行了頂推施工全過程監測，得到的1～3號樁的監測數據的差異性甚小，表明臨時支墩沉降呈現出整體性，沒有發生傾斜沉降，這與模擬結果保持高度一致。單樁的實測結果如表3所示。

表3 臨時支墩沉降和墩頂水平位移監測值

由表3可知，施工全過程中，臨時支墩沉降值在2mm范圍內上下波動，墩頂水平位移監測值沒有發生任何變化，說明鋼桁梁橫移過程中埋深35m的臨時支墩承載能力完全可以承擔鋼桁梁頂推橫移的施工荷載，能有效保證施工的安全性。另外也可以看出，該實測結果與模擬結果吻合良好，從而很好地驗證了考慮樁土共同作用的臨時支墩有限元模型的正確性。

3.2 樁頂應變結果分析

鋼桁梁橫移過程由于摩阻力的存在必然會對墩頂部產生水平推力，從而易引起樁身開裂變形等，故在樁頂進行了應變監測，以掌握水平推力引起臨時支墩底部樁體變形情況，并以10min為周期記錄了3根樁在整個橫移施工中的樁頂應變值。由于數據較多，表4僅列舉了部分代表性監測結果。

表4 應變計監測數據

由表4可知，在整個施工過程中，1～3號樁的樁頂應變實測值都比較穩定，但是與臨時墩頂沉降和墩頂水平位移的監測結果不同的是3根樁的應變實測結果不再相等，而是有一個較大的且基本保持不變的差值，這種差異與模擬的結果保持一致，于是考慮樁土共同作用的臨時支墩有限元模型再一次得到驗證。

4 臨時支墩安全性影響因素分析

已有研究結果表明，鋼桁梁與滑道之間的內摩擦系數和樁長是影響臨時支墩安全最重要的兩個因素[20]。為此，基于上述經過驗證的臨時支墩有限元模型，對這兩種因素的具體影響規律進行模擬分析。

4.1 內摩擦系數對臨時支墩安全性影響分析

鋼桁梁橫向頂推施工中，規定內摩擦系數取值范圍為0.02～0.08，下面基于驗證后的臨時支墩有限元模型對支墩沉降、墩頂水平位移和樁頂應變隨摩擦系數在此范圍內變化的規律進行分析，結果如圖7～圖9所示。

圖7 內摩擦系數與臨時支墩沉降關系曲線

圖8 內摩擦系數與墩頂水平位移關系曲線

圖9 內摩擦系數與樁頂應變關系曲線

由圖7～圖9可知，內摩擦系數在規定取值范圍內變化時，支墩沉降值在1.8mm處上下波動，兩者之間沒有表現出明顯的相關性；1～3號樁的樁頂應變也近似呈一條水平直線，而3根樁之間卻表現出較為恒定的差值，此結果與現場實測結果類似；1～3號樁對應墩的墩頂水平位移保持高度一致，其隨內摩擦系數的變化與支墩沉降和樁頂應變不同，墩頂水平位移與內摩擦系數呈明顯的正相關性，近似呈線性變化。

因此，為減小摩擦阻力，施工時要確保滑道與橫梁小車之間保持足夠潤滑，施工中一般應將內摩擦系數控制在0.08以下。此外，內摩擦系數過低將會導致頂推時阻力很小，從而使得整個頂推過程難以控制，容易發生事故，所以通常將其控制在0.02以上。

4.2 樁長對臨時支墩安全性影響分析

臨時支墩的樁長通常由樁的承載力和支墩沉降值決定，本文基于驗證后的臨時支墩有限元模型，在上述工況荷載作用下，對不同樁長(20～50m)下臨時支墩的沉降、墩頂水平位移和樁頂應力進行了模擬分析，其結果如圖10～圖12所示。

圖10 樁長與臨時支墩沉降關系曲線

圖11 樁長與墩頂水平位移關系曲線

圖12 樁長與樁頂應變關系曲線

由圖10～圖12可知，臨時支墩沉降、墩頂水平位移和樁頂應變隨樁長的變化呈現不同的變化趨勢。支墩沉降和樁頂應變變化比較明顯，而墩頂水平位移比較穩定，幾乎沒有發生變化。

臨時支墩沉降值隨著樁長的增加而減小，但是減小的速度越來越緩慢，當樁長達到35m時，沉降值趨于穩定，通過增加樁長來減小支墩沉降已經不再可行；墩頂水平位移隨樁長的增加在0.1～0.2mm的范圍內上下波動，兩者之間沒有表現出任何的相關性；1～3號樁之間還是跟之前的分析結果一樣，保持著一個比較穩定的差值，從單根樁來看，樁頂應變基本上隨著樁長的增加而減小，但是減小的幅值并不大。

5 結論

(1)對于橫向頂推施工，必須重點關注剛開始推動那一刻的受力，因為此時的摩擦系數最大，整個體系往往處于最不利工況狀態。

(2)基于考慮樁土共同作用的臨時支墩有限元模型，對臨時支墩沉降、墩頂水平位移和樁頂應力的模擬分析結果與現場實測結果吻合良好，結果均較小，臨時支墩在施工全過程中始終處于安全狀態。

(3)內摩擦系數在規定取值范圍0.02～0.08，對臨時支墩沉降和樁頂應力的影響很小，但對墩頂水平位移的影響較為顯著，兩者之間存在明顯的正相關關系。

(4)樁長變化對墩頂水平位移的影響較小，而臨時支墩沉降和樁頂應變隨樁長增加有明顯的下降趨勢，其中臨時支墩沉降減小的速度越來越緩慢，最后趨于穩定。由此說明，當樁長增加到一定長度后，再采用增加樁長的措施來減小支墩沉降，達到的效果可能并不理想，也不經濟。