城市橋梁超高頂升支撐系統空間仿真分析

林四新

（中交第三航務工程局有限公司廈門分公司，福建 廈門 361003）

0 引言

隨著城市化進程持續發展，我國對交通設施要求逐漸提高，越來越多的既有公路橋梁已不能滿足新型交通規劃的發展需要。諸如，通航凈空增加、橋面沉降和更換橋梁支座等要求以致于橋梁使用功能無法滿足要求[1-2]。若對這些橋梁進行拆除重建對交通的影響很大，且費用高、工期長。橋梁頂升技術因其經濟快捷、效果良好等優點，成為目前國內橋梁進行改擴建的首選方案[3-4]。近年來，橋梁頂升工程逐漸增多，施工技術也發展迅猛，但目前并沒有專門的技術標準。國內已有一些學者對頂升過程中橋梁結構性能展開研究，陳梁等（2016）[5]依托于藍煙鐵路公鐵立交項目所涉及的斜交連續梁頂升工程（最大頂升高度0.9 m），采用有限元軟件ANSYS對主橋頂升過程進行仿真分析，成功為頂升施工監控中控制參數的設置提供理論依據；陳舟等（2015）[6-7]以結構形式為多跨連續梁橋的北江大橋為依托（最大頂升高度1.5 m），通過ANSYS軟件建立15號～22號墩連續梁模型，分析同步頂升過程中，落梁調整到位后梁體的受力情況，研究不同墩之間的頂升誤差對梁底應力和支座反力的影響；周松等（2017）[8]為保證橫潦涇大橋（最大頂升高度1.58 m）頂升期間梁體應力變化在安全范圍內，采用有限元軟件建立支座處箱梁節段實體分析模型及三維變截面梁單元模型，分析頂升期間梁體受頂部位的局部應力及頂升不同步引起的梁體應力；王偉等（2017）[9]結合實際橋梁頂升改造工程（最大頂升高度4.1 m），對橋梁頂升改造設計的計算要點進行探討，計算其頂升施工和正常運營階段箱梁上下緣應力和裂縫寬度分布情況，分析單聯整體頂升高度偏差并提出頂升高度偏差控制范圍，分析下部結構承載力，并根據計算結果對施工方案和加固的重點提出建議。橋梁頂升高度越高，頂升支撐循環越多，對支承體系的整體穩定性的要求也更高。在頂升過程中，由于坡度變化，引起千斤頂與支撐系統無法垂直，且易產生縱向移位，因此如何保證頂升支撐系統的穩定是該工程的關鍵。蔣巖峰（2013）[10]依托于成都清水河橋調坡頂升工程（最大頂升高度2.45 m），基于頂升改造方案應用Midas2012建立鋼支撐系統三維模型，計算分析其整體應力和位移，研究各桿件的穩定性；袁鑫等（2014）[11]以成都某高架橋為案例背景（最大頂升高度7.42 m），考慮結構的非線性特點，從頂升支撐結構體系仿真計算方法角度出發，研究頂升支撐體系的空間力學狀態。眾多專家學者的研究已經積累了不少寶貴經驗，但涉及的頂升高度均小于10 m，超過10 m的國內施工案例較少，束學智等（2016）[12]以頂升高度達到11.261 m的廈門市仙岳路頂升改造工程為例，主要介紹了頂升施工流程及關鍵技術，并對橋梁頂升支撐系統的受力狀態展開研究。

基于此，本文通過分析廈門市仙岳路高架橋超高頂升施工，總結橋梁交替式頂升支撐系統方案，并借助有限元程序Midas/Civil建立28#和29#橋墩鋼支撐的空間有限元模型，在考慮3種不同工況下的支撐系統進行仿真分析，計算鋼筒、橫梁等主要構件應力及結構位移，總結出一些對今后橋梁頂升工程支撐系統設計具有參考價值的結論。

1 工程概況

1.1 工程背景

仙岳路位于廈門本島的中部，自西向東貫穿整個廈門島，全長10.1 km，與南北走向的成功大道共同構成廈門市快速網的主骨架。為滿足仙岳路西段高架橋和金尚路跨線橋相連，需將仙岳路西段高架橋下坡落地段（L4聯）的橋梁結構進行改造處理。L4聯改造前后縱坡分別為-4.53%和2.74%，平面及立面均位于直線段上。考慮既有跨線橋建成時間較短，經方案論證后決定通過頂升技術改造既有橋梁結構。由于頂升前后縱斷面存在較大差別，新橋面比現狀橋面高3.522～11.261 m，為目前國內橋梁頂升的第一高度，在工程實踐中實為罕見，理論研究也多為空白，無經驗可循。頂升改造前后示意圖見圖1所示。

圖1 L4聯混凝土箱梁橋頂升改造示意圖

1.2 頂升概況

L4聯采用交替式頂升施工技術，即在梁體頂升過程中處于兩組千斤頂交替支撐的狀態，兩組千斤頂主動交替支撐時，梁體位移均處于可控狀態，有效消除各支撐點之間不均勻壓縮量而引發的高差問題。L4聯共布置千斤頂96臺（千斤頂分組示意見圖2），總頂力9 600 t，千斤頂的安全系數1.91。L4聯頂升詳細參數見表1所列。

圖2 L4聯橋千斤頂分組示意圖

表1 L4聯橋頂升參數一覽表

1.3 頂升支撐系統方案

1.3.1 鋼支撐設計

該工程頂升支撐系統設計為鋼結構，兩組頂升鋼支撐均與每層橫梁進行焊接，兩組頂升鋼支撐實現強約束聯動。L4聯在承臺上布置16根支撐，中間墩相鄰兩排支撐通過型鋼連接形成格構形式；兩側墩（臺）設置三角穩定支撐，增加整體剛度。29#橋墩鋼支撐設計示意圖見圖3所示。

圖3 29#橋墩鋼支撐設計示意圖

1.3.2 鋼支撐安裝

鋼支撐構件通過工程制造加工后再運輸至現場就位吊裝，安裝工藝流程如圖4所示。

2 有限元模型

為保證多跨混凝土連續箱梁橋的頂升安全，借助Midas/Civil模擬該橋在頂升過程中28#和29#橋墩的鋼支撐受力模式。根據頂升方案，28#和29#橋墩頂升高度偏保守分別以11.5 m和13 m計算，因此，2個橋墩鋼支撐系統分別按高度11.5 m和13 m考慮。

圖4 鋼支撐安裝工藝流程圖

2.1 數值模型

在數值模型中，28#和29#橋墩的鋼支撐均采用Q235鋼材，鋼筒直徑609 mm，壁厚16 mm。28#橋墩鋼支撐從下往上順橋向、橫橋向第1道、第2道橫梁設計4根90×6 mm的方鋼，第3道、第4道橫梁設計4根140×6 mm的方鋼，水平面上由垂直于方鋼的L75×8綴條相連，豎直面上由與方鋼斜交的L75×8綴條相連。橫梁間順橋向、橫橋向剪刀撐采用槽鋼 [20 a（內外側設置），之間用L75×8的角鋼作為綴條相連（剪刀撐作為構造措施，不計入計算）。整體結構三維圖如圖5所示。29#橋墩鋼支撐橫橋向每道橫梁設計4根150×8mm的方鋼，兩道橫梁豎向間距為1 m；穩定鋼筒與頂升鋼筒之間用[16 a槽鋼作為水平撐和斜撐。整體結構三維圖如圖6所示。

圖5 28#橋墩支撐系統整體模型圖

圖6 29#橋墩支撐系統整體模型圖

2.2 模擬工況

為了清晰分析鋼支撐的可靠性，將28#和29#橋墩鋼支撐各分3個工況進行模擬。

2.2.1 28#橋墩支撐系統

（1）工況1：模擬靠近外側的8個主鋼支撐單柱承受豎向荷載1 000 kN，順橋向橫向荷載30 kN，橫橋向橫向荷載10 kN。

（2）工況2：在工況1的基礎上，考慮換撐后，將靠近外側的8個主鋼支撐替換成內側。

（3）工況3：在工況2的基礎上，考慮1個頂升點失效，其中1組千斤頂分配的梁體上部荷載由另外3個頂升鋼筒承受（另一組正常運轉）；此處3個鋼筒豎向荷載1 333.3 kN，順橋向橫向荷載40 kN，橫橋向橫向荷載13.3 kN。

2.2.2 29#橋墩支撐系統

（1）工況1：模擬頂升的8個主鋼筒單柱承受豎向荷載1 000 kN，順橋向橫向荷載30 kN（朝向穩定鋼筒），橫橋向橫向荷載10 kN。

（2）工況2：在工況1的基礎上，將順橋向橫向荷載背離穩定鋼筒。

（3）工況3：在工況1基礎上，考慮1組中1個頂升點失效（另一組正常運轉），剩下3個鋼筒位于同一穩定鋼筒體系內，頂升主鋼筒單柱承受豎向荷載1 333.3 kN，順橋向橫向荷載40 kN（朝向穩定鋼筒），橫橋向橫向荷載13.3 kN。

3 計算結果分析

3.1 整體靜力分析

3.1.1 不同工況下28#橋墩支撐系統整體靜力分析

三種模擬工況下，28#橋墩支撐系統頂升及非頂升鋼筒的最大應力、4道方鋼及角鋼的最大應力、鋼支撐結構的最大位移如表2所列。

從表2可以看出，單獨考慮結構在自重情況下頂升鋼筒的最大壓應力為44.1 MPa，不出現拉應力，當其中1個頂升點失效時，頂升鋼筒最大壓應力為58.8 MPa，增大約1.33倍；三種工況下非頂升鋼筒的變化幅度相對較小；橫梁各構件中第1、2道方鋼受力更為敏感，工況1下最大壓應力

105.8 MPa，工況3下最大壓應力175.1 MPa，變化幅度約65.5%。總體上鋼筒、方鋼及角鋼的最大應力均小于1.3×140=182（MPa），滿足《公路橋涵鋼結構及木結構設計規范》[13]要求。由表2還可以看出，28#橋墩支撐系統三種工況下結構位移波動較小，變化幅度約0.12～0.14。其中單獨考慮結構自重情況下鋼筒及橫梁應力情況、結構位移圖見圖7所示。

表2 不同工況下28#橋墩支撐系統受力情況一覽表

圖7 工況1下28#橋墩支撐系統受力情況示意圖

3.1.2 不同工況下29#橋墩支撐系統整體靜力分析

三種模擬工況下，29#橋墩支撐系統頂升及非頂升鋼筒的最大應力、方鋼、水平槽鋼和斜向槽鋼的最大應力、鋼支撐結構的最大位移如表3所列。

由表3可知，頂升鋼筒不出現拉應力，僅考慮結構自重情況的最大壓應力40.6 MPa，當模擬頂升的其中1個鋼筒失效時，頂升鋼筒最大壓應力為54.1 MPa，增大幅度約33.2%；在三種工況下非頂升鋼筒最大應力出現在工況2，壓應力為34.4 MPa，拉應力為20.3 MPa。橫梁斜向槽鋼在工況1下未出現拉應力，在工況2及工況3下未出現壓應力；當1個主鋼筒失效時，方鋼的拉應力最大達158.7 MPa，相比工況1增大了47%。由表3還可以看出，當順橋向橫向荷載背離穩定鋼筒時，29#橋墩支撐結構位移最大，順橋向位移7.8 mm，橫橋向位移1.3 mm，豎向位移-2.1 mm，空間的最大位移為8.0 mm。

3.2 屈曲分析

3.2.1 不同工況下28#橋墩支撐系統屈曲分析

三種工況下，28#橋墩支撐結構前二階的失穩模態如圖8所示，整體穩定系數見表4所列。

表3 不同工況下29#橋墩支撐系統受力情況一覽表

圖8 28#橋墩支撐結構前二階失穩模態云圖

表4 28#橋墩支撐結構整體穩定系數一覽表

從圖8和表4可以看出，三種工況下28#橋墩支撐結構的最小穩定系數出現在工況3的一階失穩模態，最小值為38.9；最大穩定系數出現在工況1的二階失穩模態，最大值為48.8，且橋墩支撐結構失穩形式均從順橋向正對稱向面內失穩轉變為橫橋向正對稱向面內失穩。

3.2.2 不同工況下29#橋墩支撐系統屈曲分析

三種工況下29#橋墩支撐結構前二階的失穩模態如圖9所示。整體穩定系數見表5所列。

由圖9和表5可知，29#橋墩支撐結構工況2二階失穩模態的穩定系數最大，最大穩定系數為84.2，工況3一階失穩模態的穩定系數最小，最小穩定系數為62.7。工況1和工況2下，橋墩支撐結構失穩形式由順橋向正對稱向面內失穩轉變為順橋向反對稱向面內失穩；當模擬頂升的其中1個鋼筒失效時，橋墩支撐結構失穩形式則從順橋向正對稱向面內失穩轉變為橫橋向反對稱向面內失穩。

表5 29#橋墩支撐結構整體穩定系數一覽表

4 結論

本文以廈門市仙岳路高架橋超高頂升工程為背景，借助MIDAS/Civil有限元軟件建立三維數值模型，研究橋墩支撐結構在頂升過程中的安全性，主要得出以下結論：

（1）28#橋墩鋼支撐非頂升鋼筒較頂升鋼筒的應力變化敏感度小，變化幅度不超過20%；頂升點失效引起的第1、2道方鋼應力變化較第3、4道方鋼敏感，由105.8 MPa增大至175.1 MPa，增大幅度約為65.5%，是第3、4道方鋼應力變化的3.1倍；順橋向結構位移是橫橋向的3倍左右，頂升點失效引起的支撐結構空間最大位移為7.4 mm，是正常工況下的1.14倍；支撐結構失穩形式均從順橋向正對稱向面內失穩轉變為橫橋向正對稱向面內失穩，最小穩定系數為38.9。

圖9 29#橋墩支撐結構前二階失穩模態云圖

（2）29#橋墩鋼支撐頂升鋼筒未出現拉應力，頂升鋼筒和非頂升鋼筒的應力變化與28#橋墩鋼支撐相似；當其中1個鋼筒失效時，方鋼的最大拉、壓應力分別為158.7 MPa和114.6 MPa，相較于正常工況，變化幅度約為10.6%～47.2%；當順橋向橫向荷載背離穩定鋼筒時，結構位移最大，順橋向和空間位移是正常工況或頂升點失效情況下的3.1～7.8倍；頂升點失效引起支撐結構從順橋向正對稱向面內失穩轉變為橫橋向反對稱向面內失穩，最小穩定系數為62.7。

廈門市仙岳路高架橋頂升工程的成功實踐表明，在目前國內無橋梁頂升規范的前提下，本文研究結果可為今后橋梁頂升工程的支撐系統設計提供寶貴經驗。