某鋼箱梁橋整體頂升施工風險分析與控制

金明東

（南通市港航事業發展中心，南通226000）

0 引 言

橋梁頂升技術自20世紀50年代末傳入我國，從天津獅子林橋頂升（2003 年）開始得到迅速應用發展。截至目前，鋼筋混凝土連續箱梁、簡支箱梁和板梁、曲線梁、鋼箱梁及拱橋等各種形式梁體的整體同步頂升及調坡頂升均有大量成功案例［1］。《橋梁頂升移位改造技術規范》（2018 年）的頒布實施，標志著我國橋梁頂升技術已日趨成熟、規范。橋梁頂升是對既有舊橋的改造，原橋結構形式及現狀構成了頂升改造的特定條件，因此每個頂升工程都存在不同的安全風險及技術難題，需要有針對性的施工方案及措施。

綜合現有的施工方案，為了實現橋梁頂升，橋梁下部結構將被切斷，從而導致橋梁的受力特征和穩定狀態發生較大改變，由此帶來的施工風險不言而喻［2-3］。橋梁整體頂升常需要增加復雜的下部臨時支撐，并將相關荷載進行轉移，比如設置受力轉換所需的托體體系如抱柱梁結構［4-6］、臨時支撐結構等［7］；而為了避免橋梁發生不必要的側移，常設置臨時限位裝置，并可提供一定程度上預警功能［8-9］。

頂升過程中橋梁結構本身改變而與原始受力狀態的不同，可能增加安全風險。因為如果未能嚴格設定和控制施工精度，就很難保證大橋在整體頂升施工過程中各頂升點的同步上升，其不同步垂直誤差過大很可能會導致箱梁變形過大、出現裂縫、發生側移，甚至傾覆破壞［10-12］。在各頂升點中，可能產生原來結構設計時沒有考慮的局部受力改變，相應導致梁體局部受損從而引起整體破壞的嚴重風險。

綜上所述，對既有梁橋實施整體頂升施工存在較大的安全風險，如何有效分析和控制安全風險是值得重視和深入研究的問題。本文以南通新G204大橋頂升項目為研究對象，開展相關風險分析并實施驗證相應控制措施。

1 項目概況

原橋位于新G204 線路上，于2009 年建成通車。主橋梁體為變截面連續鋼箱梁，跨徑布置為（50+80+50）m，橋面寬度組成2×［0.25 m（護欄）+1.55 m（人行道）+3.5 m（非機動車道）+0.5 m（機非分隔帶）+12 m（行車道）+0.5 m（護欄）］+3 m（中央分隔帶）=39.6 m。橋位處水面寬150 m，通航孔凈寬60 m，凈高5.5 m，通航孔凈空不滿足三級航道（60×7 m）通航要求。

圖1 橋梁現狀圖Fig.1 Bridge status picture

根據2018 年7 月份的檢測報告可知，原橋結構狀況良好，完全可以滿足交通運營的要求，且主跨跨徑滿足三級航道對通航寬度的要求。根據三級航道對通航凈空的要求，采用整體頂升的方式使橋梁整體抬高2.40 m。

過渡墩為樁柱式橋墩，通過施工上下抱柱梁斷柱頂升的方式實施頂升，參見圖2；主墩處直接在承臺上安裝鋼支撐頂升梁體，參見圖3。

圖2 過渡墩頂升示意圖Fig.2 Diagram of lifting of side pier

圖3 主墩頂升示意圖Fig.3 Diagram of lifting of main pier

2 主要施工風險分析與控制措施

橋梁頂升工程的關鍵技術包括：托換構件的界面剪切受力機理、頂升臨時鋼支撐穩定性、頂升限位措施、頂升同步控制方式及可靠性、原始結構受力狀態改變等，這些關鍵技術自橋梁頂升出現以來就被工程技術人員及研究人員進行了重點關注及研究。因為這些環節的失效，會直接導致頂升梁體的傾倒或垮塌，造成巨大經濟損失與安全事故，因而這些薄弱環節通常是風險源所在。下文分別就上述風險分別進行分析并提出相應的處理和控制措施。

2.1 托換構件與界面受力

針對圖2 中的抱柱梁施工中，在截斷墩柱以后，所有上部荷載均要通過抱柱梁下緣千斤頂傳遞給臨時支撐。由于抱柱結構采用的是外包墩柱形式施工，一旦抱柱梁與墩柱間的界面滑脫，將會導致整個上部結構直接坍塌。

根據圖2 所示的托換結構，結合相應支撐點的荷載受力，在設計過程中嚴格按照國家規范《橋梁頂升移位技術規范》進行設計與施工外，同時進行了墩柱表面鑿毛和植筋等施工，進一步提升界面受力性能。

過渡墩為樁柱式結構，每個橋墩為兩個φ1.5 m鉆孔灌注樁，立柱為φ1.4 m 圓形墩柱。根據墩柱結構，需設置上下抱柱梁，頂升設備安裝于上下抱柱梁之間，切割斷柱，然后進行頂升施工。考慮橋梁頂升過程限位設置的需要，將抱柱梁設置為12.8 m×2.8 m，高1.2 m。抱柱梁的具體設置位置根據施工現場原地面標高情況進行上下調整，以滿足頂升施工要求為準。

2.2 墩柱的臨時支撐穩定

連續梁結構中，中墩墩柱受到上部荷載大于過渡墩。頂升過程中，臨時支撐的靜力作用相對容易計算，但除了通過結構分析確定臨時支撐受力外，同時要關注其穩定性能。

本項目臨時支撐結構材料均采用Q235 鋼材，頂升結構高度按照6.5 m 考慮。鋼筒直徑為500 mm，壁厚為12mm；縱橫向弦桿除上面一排橫橋向采用 150×8 方鋼外均采用 100×6 mm 的方鋼，腹桿采用L75×8 的角鋼。利用MIDAS Civil 軟件模擬施工過程中鋼支撐受力模式。

計算得到鋼支架的最大壓應力為141.4 N/mm2，最大拉應力為131.7 N/mm2。各構件應力均小于190 N/mm2，滿足《公路鋼結構橋梁設計規范》（JTG D64—2015）的要求。

根據上部荷載計算，考慮在水平力作用下，結構更為不利，因此不單獨考慮結構在自重下的失穩模態。為了降低施工風險，受力計算中，在明確的受力荷載基礎上增加水平方向2%的頂升力，以獲取不利情況下的結果；在穩定計算中，增加了順橋向和橫橋向荷載。模擬鋼支撐單柱承受豎向荷載1125 kN，順橋向水平荷載22.5 kN，橫橋向水平荷載22.5 kN。

計算得到前幾階失穩模態中，最小的穩定系數為23.5（圖4）。滿足《公路鋼結構橋梁設計規范》（JTG D64—2015）的要求。

圖4 支撐整體一階失穩模態Fig.4 First order instability mode of the whole support frame

2.3 頂升限位受力性能

本工程頂升限位的豎向及斜撐結構采用150×8 方鋼管構件，橫向及斜桿均采用 L75×8 角鋼構件。方鋼管長度為3.5 m，分為4層，橫橋向方鋼管間距為1.5 m，順橋向斜撐方鋼管間距為2 m。結構材料均采用Q235 鋼材。利用MIDASCivil 模擬施工過程中橋墩處縱橫向限位裝置的受力情況。

在計算過程中，為了控制施工風險，水平力按頂升荷載的2%取值，橫橋向在橋梁頂部作用橫向水平力180 kN，順橋向在橋梁頂部作用橫橋向水平力180 kN。

計算得出模型所有構件的最大壓應力為124.8 N/mm2，最大拉應力為 157.8 N/mm2，均小于190 N/mm2，滿足《公路鋼結構橋梁設計規范》（JTG D64—2015）的要求。水平向最大位移為5.2 mm，最小的穩定系數為37.6（圖5）。說明在橫向荷載作用下，結構的穩定性能夠滿足要求。限位裝置本身就是降低施工風險輔助措施之一，上述計算結果證明了輔助裝置自身的結構安全性。

2.4 頂升同步控制

由于頂升的橋梁為連續結構，為了保持原有結構的設計受力狀態，必須采用同步頂升施工方案。但考慮到施工過程受到不確定因素影響，依然存在不同步風險，因此需要提前做好頂升同步性控制指標的確定，以指導施工控制允許值。

圖5 限位裝置穩定性分析Fig.5 Stability analysis of limit device

既有橋梁結構形式各不相同，且經過多年的運營，對梁體的應力狀態沒有一個準確的把握，橋梁頂升時各個控制點之間同步性控制值的確定向來是項目各相關方的重點關注點。

本項目實施前，對全橋上部結構采用MIDAS Civil 有限元軟件建立計算模型，通過計算，分析了強制位移作用（主墩±10 mm，過渡墩±10 mm，主墩單側±10 mm，過渡墩單側±10 mm）下的應力分布情況，參見圖6。

圖6 全橋強制位移應力狀態圖Fig.6 Stress state diagram under forced displacement of the whole bridge

經過計算，在±10 mm 強制位移作用下，結構順橋向附加應力變化為16.7～16.09 N/mm2，不會對結構安全造成影響。在實施施工過程中，嚴格控制各頂升點不均勻垂直誤差為±8 mm，小于計算的±10 mm強制位移，從而保證頂升風險可控。

2.5 頂升施工中橋梁結構狀態改變影響

2.5.1 過渡墩偏壓問題

新G204 大橋整體改造方案為：主橋頂升2.40 m；引橋上部結構重建，墩柱接高。主橋鋼箱梁頂升前引橋上部結構全部拆除完成，過渡墩蓋梁單側受壓，如果不采取應對措施，頂升過程中存在蓋梁傾斜、移位的風險。

控制措施：過渡墩千斤頂順橋向非對稱布置。對切割面以上的蓋梁、墩柱、上抱柱梁的重力及支座反力進行加權計算，以確定千斤頂順橋向偏移距離（圖2 中F1、F2、F3、F4 分別為蓋梁重力、切割面以上墩柱的重力、上抱柱梁重力、支座處豎向壓力；F5、F6為千斤頂頂升力），參見圖7、圖8。

圖7 千斤頂非對稱布置示意圖Fig.7 Asymmetrical arrangement of jack

圖8 千斤頂分組布置示意圖Fig.8 Block arrangement of jack

2.5.2 主墩支點箱梁隔板受力

為了確保所有頂升千斤頂合力中心點與原橋一致，且考慮施工工作空間要求，主墩兩側的頂升千斤頂安裝位置均偏離原支座中心線2.50 m，原支座對應的梁體內壁橫隔板及加勁肋板均為25 mm厚鋼板，而頂升支點處橫隔板厚度僅為12 mm，且無加勁肋板，且人孔尺寸較大，頂升時該橫隔板承受頂升集中力，受力變化較大。

為降低本次頂升風險，需要對支點處橫隔板進行加固。在橫隔板兩側，人孔下沿至箱梁底板的高度范圍內，焊接剪力釘、綁扎鋼筋籠，澆筑橫橋向鋼筋混凝土梁，使千斤頂的頂升力更均勻地傳遞至橫隔板，參見圖9。

圖9 橫隔板鋼筋混凝土加固圖Fig.9 Reinforcement of diaphragm plate

主墩頂升支點處橫隔板左右箱室有一大一小共兩個人孔。通過分析和計算，并結合現場實際條件，本次加固采用橫隔板人孔鋼板封閉，并在千斤頂位置橫隔板加肋補強的方式來完成，參見圖10。

圖10 人孔封閉加固圖Fig.10 Manhole reinforcement drawing

用12 mm 鋼板（Q345）封閉人洞，采用單邊坡口焊。為減少對鋼箱梁原有結構的破壞，焊接鋼板只需在門洞護口肋板內側焊接即可。加固鋼板由鋼箱梁兩端檢查口進入。由于檢查口僅有700 mm×500 mm大小，遂將鋼板加工為600～650 mm寬度，運至加固門洞位置，先由角鋼進行鋼板的整體連接定型，然后進行拼焊成型，最后焊接至加固人孔。

在千斤頂對應橫隔板位置，需要進行局部加固補強。在每個千斤頂對應橫隔板位置，設置兩對（共四片）豎向加勁肋，與橫隔板焊接。加勁肋采用Q345 鋼板，厚度12mm，寬度120mm，高度2 000 mm。一個千斤頂位置上兩對加勁肋的間距為350 mm。加勁肋與橫隔板采用角焊縫連接。

同時，在鋼筋混凝土加固狀態下，橫截面承受的剪力按照剛度進行分配。根據等效剛度原理，分別對加固混凝土及鋼結構的抗剪強度進行計算。

根據《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTG 3362—2018）第5.2.9 條對按抗剪剛度分配后混凝土進行抗剪計算；根據《公路鋼結構橋梁設計規范》（JTG D64—2015）第5.3.1 條對按抗剪剛度分配后的鋼結構進行抗剪計算；根據《公路鋼結構橋梁設計規范》（JTG D64—2015）第5.1.5 條相關規定計算加勁肋板寬厚比；根據《公路鋼結構橋梁設計規范》（JTG D64—2015）第5.3.4 條計算加勁肋板抗壓強度。以上計算均能滿足規范要求。

2.5.3 主墩附近梁段受力

主墩處頂升支點位置與原支座位置距離較遠，開始實施頂升后應力重分布較為明顯。頂升過程中對梁體應力變化進行實時監測，重點觀察頂升支點附近處的梁體應力變化，監測點布置參見圖11。

圖11 應力監測點布置圖Fig.11 Arrangement of stress monitoring

由于鋼箱梁受溫度影響顯著，所以監測過程中選取同一溫度條件下進行測量，應力監測成果參見表1。

表1 主墩附近頂升支點處應力理論值與實測值Table 1 Theory stress and measured value near the main pier N/mm2

頂升過程中和落梁后，各測點的應力值在理論計算范圍以內，應力狀態穩定，證明了結構安全性，達到預期設計和施工目標。

3 整體施工實施效果

為了驗證所有風險控制處置后的實施效果，本工程進行了實際施工過程中結構變形監測，包括頂升高度、橋面線形、橋梁中線、梁體端頭縱向位移和承臺沉降。

連續梁劃分13 個標高測試截面，如圖12 所示，橋梁頂升高度在頂升墩截面布設測點，采用全站儀和對中桿棱鏡測量；橋面線形采用水準儀測量；橋梁中線、梁體端頭縱向位移由全站儀測試數據計算得到；承臺沉降由水準儀進行量測。

圖12 橋面標高測試斷面Fig.12 Location of elevation test section

3.1 橋面線型

線形測點用于復核鋼箱梁頂升高度和最終成橋線形，測點布置在橋墩、1/4和跨中截面，對應圖12 中的13 個截面，位于橋面防撞墻內緣位置，如圖13所示。

根據現場施工實際情況，對原方案中頂升監測工況進行了適當調整，當頂升高度達到520 mm、1 420 mm、1 920 mm、2 400 mm和落梁后進行變形和應力監測。

圖13 橋面標高測點位置Fig.13 Location of elevation measuring point on deck

頂升過程中和落梁后，各截面測點的頂升誤差在5 mm以內，滿足頂升施工的控制要求。

3.2 頂升豎向位移

不同于橋面線型的是，頂升位移是直接測試頂升區域的升降位移，測點布置在圖12中1、5、9、13 截面，分別位于每個墩頂鋼箱梁橋面腹板左右兩側，如圖14 所示，采用焊接道釘對稱布置，監控鋼箱梁頂升高度、橋梁中線和梁體縱向位移。四個橋墩位置共布設8個測點。

圖14 墩頂鋼箱梁橋面測點布置Fig.14 Location of measuring points on deck over pier

圖15 顯示了右幅頂升前后線型對比曲線，可見頂升位移與橋面線型控制效果理想。相比較總體平順、流暢，無異常突變測點，全橋高程線型分布對稱性較好，與頂升前實測線型相比吻合良好。

圖15 右幅頂升前后線型對比Fig.15 Comparison of elevation measuring results before and after jacking construction

3.3 縱向位移監控

由于鋼箱梁受溫度影響顯著，所以監控過程中選取同一溫度條件下進行測量，頂升過程中和落梁后，各截面測點的縱向最大位移小于7.8 mm，位于10 號截面，控制在8 mm 以內（表2），滿足頂升施工的控制要求。

表2 縱向位移實測值Table 2 Value of longitudinal displacement mm

3.4 軸線偏位監控

由于鋼箱梁受溫度影響顯著，所以監控過程中選取同一溫度條件下進行橋梁軸線測量，頂升過程中和落梁后，各截面測點的軸線偏位最大值小于7.5 mm，位于11 號截面，控制在8 mm 以內（表3），滿足頂升施工的控制要求。

表3 軸線偏位實測值Table 3 Axis deviation value mm

4 結 論

（1）針對抱住梁托換體系受力安全風險，除嚴格按照設計規范進行設計外，可以通過鑿毛與植筯雙保險，提高抱柱梁與墩柱間界面作用力。

（2）通過對支撐體系增加附加水平荷載，在分析結構靜力受力同時，獲取支撐體系的穩定性，確保支撐體系整體受力與穩定安全。

（3）通過附加的限位裝置，在保證其受力安全與穩定性基礎上，限制整體橋梁結構的水平向位移。

（4）根據可能的不同步因素，分析相應的不同步導致的橋梁結構受力改變與安全，從而在施工過程中避免超出允許的偏差，避免偏載導致的受力影響與傾覆風險。

（5）針對可能出現的最大偏載受力、支點不合理受力，以及支撐點改變原有結構受力體系導致的受力安全風險，進行結構改造加固、施工監測等多重措施，實現風險規避。

（6）結構在施工過程及成橋階段表現出的應力狀態、變形狀態與理論計算及設計要求基本一致，且均滿足設計和規范要求，結構最終實測受力狀態在容許范圍之內，主梁內力和結構變形均得到了較好的控制，大橋施工全過程屬于受控狀態，結構各項成橋指標表現良好。