橋梁糾偏維修加固頂升施工技術分析

楊澤君

(武漢中和工程技術有限公司，湖北 武漢 430080)

城市橋梁在運營過程中，由于橋墩附近堆土不當導致橋墩傾斜、墩梁錯位等情況時有發生，以某城市高架橋為研究背景，闡述橋梁糾偏加固施工的技術方法及注意事項，為城市橋梁加固改造提供必要的參考。

1 工程概況

1.1 項目背景

某5跨一聯預制小箱梁，上部采用25 m跨預制小箱梁結構，按預應力構件設計，采用先張法張拉，結構簡支，橋面連續(每5跨)，單幅橫向布置5片梁；橋墩采用柱式橋墩，柱墩直徑1.2 m；基礎采用鉆孔樁基礎，如圖1所示。

由于橋墩附近堆土，導致該聯橋墩部分傾斜率超限，主梁發生橫向位移，172號墩處橋面伸縮縫處兩聯的梁體錯位、擋塊擠裂，諸多墩柱的水平方向出現典型受力裂縫，初步分析判斷橋墩、主梁相關異常錯動現象的發生與附近施工、堆土及近期暴雨等因素有關。

1.2 主要病害

1.2.1 上部結構

1)左幅172號、177號墩伸縮縫橡膠條破損；右幅177號墩伸縮縫橡膠條破損，172號墩伸縮縫擠死。

2)172號墩處兩聯主梁的防撞護欄橫向相互錯位10.5 cm。

3)左幅橋172號墩兩側小箱梁梁底有8條縱向裂縫，裂縫長度0.6 m～3.2 m，裂縫寬度0.09 mm～0.28 mm。172號墩兩側小箱梁梁底有4條縱向裂縫，裂縫長度1.1 m～4.5 m，裂縫寬度0.10 mm～0.25 mm。

1.2.2 橋墩

1)172號墩右幅和左幅最外側的橋墩蓋梁側向擋塊均被錯位梁體擠裂破壞。

2)左幅5個墩柱共有10條環向裂縫，裂縫長度0.9 m～2.0 m，裂縫寬度0.15 mm～0.63 mm。

3)右幅9個墩柱共有39條環向裂縫，裂縫長度0.5 m～2.4 m，裂縫寬度0.12 mm～4.2 mm，裂縫最大寬度4.2 mm。

1.2.3 墩柱傾斜、沉降及平面位置

1)縱橫向傾斜率。

172號～176號墩共20個墩柱，8個墩柱縱向傾斜率大于3‰；11個墩柱橫向傾斜率大于3‰，其中5個墩柱縱橫向傾斜率均大于3‰。縱向傾斜率最大為10.7‰，橫向傾斜率最大為-10.5‰。

2)墩柱平面位置。

根據墩柱中心平面坐標測量結果，167號～177號橋墩的右幅3號和4號的墩柱橫向位置相對設計理論位置總體上向北側偏移，其中3號、4號墩柱橫向偏移值較大，在5 mm～82 mm之間；左幅墩柱平面位置橫向偏移相對較小，在±20 mm以內。

2 病害處治方案及加固流程

根據現場橋梁實際情況，在立即對橋墩附近堆土進行轉運卸載后，擬定進行以下幾個施工工序：

1)樁基處理。在原樁基附近新增樁基并進行新澆筑承臺施工，新澆筑承臺略高于原承臺。

2)反力托換。在先澆筑承臺上安裝臨時支撐，將原橋墩所受上部結構荷載轉換至臨時支撐上，臨時支撐代替原橋墩支座受力，釋放主梁及原墩柱內力。

3)應力釋放。在原橋墩兩側鉆應力釋放孔，釋放橋墩附近由于堆土產生的局部土壓力。

4)橋墩加固。先處理橋墩裂縫、露筋剝落等病害，然后對橋墩進行包鋼處理。

5)后澆筑承臺施工。將原樁基和新樁基通過后澆筑承臺形成整體，提高原樁基承載力。

6)卸載落梁。將臨時支撐所受上部結構荷載轉換至加固后的橋墩及基礎。

7)橫向復位。a.頂升梁體，在支座頂面放置四氟滑板，減小摩擦系數；b.橫推，根據梁體復位目標值進行。

根據現場施工條件，為確保頂升施工過程安全可控，在時間節點上工序2為逐個橋墩臺進行施工，工序7為單幅整聯施工，維修加固施工流程如圖2所示。

3 反力托換過程分析

3.1 準備工作

鋼結構支撐的安裝需逐步順序安裝，同一墩柱兩側臨時鋼管柱安裝完成后，檢查鋼管柱安裝質量，墩處梁體之間的相互連接。根據設計圖紙，單個橋墩臺單幅所受上部結構荷載為：恒載(包括二恒)約510 t,最大活載為272 t,最不利情況總質量為780 t。為確保橋梁安全，頂升安全系數取2(頂升力大于1 560 t)，頂升時采用200 t千斤頂，200 t千斤頂外徑20.6 cm,高度23 cm。鋼管柱頂面墊梁尺寸為：1 100 mm×800 mm×10 mm,計劃中間擺放2臺200 t千斤頂，兩側擺放臨時支撐，臨時支撐頂面與分配梁間布置橡膠墊片，擺放位置如圖3所示。

3.2 頂升設備的安裝

根據現場實際情況橋梁頂升時在單根鋼結構臨時支撐頂面設置2臺200 t千斤頂進行主梁頂升，按設計172號～174號墩 頂升鋼架布置圖單排橫向設置2根鋼管柱(單側共計擺放4個200 t千斤頂)如圖4所示，而175號橫向設置4根鋼管柱(單側共計擺放8個200 t千斤頂)，176號橫向設置3根鋼管柱(單側共計擺放6個200 t千斤頂)，上節分析梁體頂升需要1 560 t頂升力即可滿足安全頂升的需求，由此172號～177號墩皆可滿足頂升的需求。

在實際頂升過程中，172號～174號墩同一墩柱兩側鋼管柱全部安裝完成后，采用PLC進行同步頂升[1]系統進行同步頂升，合計頂升力：2×4×200 t=1 600 t。所有千斤頂由同一油泵控制，保證梁體在頂升的過程中同步受力。

4 臨時支撐設計

根據橋梁的具體情況，共設計了3種臨時支撐，其中172號～174號墩臨時支撐鋼管柱最少，分配梁跨度最大，該工況為最不利控制情況，選取172號～174號墩臨時支撐進行計算。

4.1 計算參數

1)材料參數。

型鋼、分配梁按照JTG D64—2015公路鋼結構橋梁設計規范[2]取值，材質為Q345B鋼材，具體為：[σ]=275 MPa，[τ]=160 MPa；鋼彈性模量：Es=2.06×105MPa。

2)荷載參數。

a.荷載取值。

經設計圖紙，恒載(包括二恒)約510 t,最大活載為272 t，計算時以此為基礎進行計算。

施工人員及運輸機具荷載：q2=2.5 kN/m2。

制動力按照0.1選取，這里考慮27.2 t。

b.該部分荷載組合分為兩部分。

標準組合：

計算剛度變形時荷載組合為1.05×(控制荷載+臨時支撐自重)+1.0×活載。

基本組合：

其他結構組合為1.35×(控制荷載+臨時支撐自重)+1.4×活載。

3)結構尺寸。

臨時支撐結構均采用型鋼鋼管臨時支撐的方式，鋼管采用φ1 220×14 mm，墩頂分配梁采用箱梁焊接截面，具體尺寸為1 050 mm×670 mm，材質為Q345B；連接系水平桿采用φ325×8 mm，斜拉桿采用φ273×8 mm。

4.2 臨時支撐計算

采用MIDAS CIVIL2016建立模型，鋼管柱底部為固結約束(鉸接結構也進行了類比，固結約束偏大)，上下分配梁之間全部為鉸接，即上層分配梁的彎矩不傳遞至下層分配梁[3-4]，如圖5所示。

4.2.1 分配梁計算

分配梁受力如圖6所示。

分配梁受力：

σ=160 MPa<[σ]=275 MPa;，τ=64 MPa<[τ]=110 MPa。

分配梁最大相對變形為：

ΔI=8 mm<7 500/400=18.75 mm。

滿足要求。

由于分配梁存在8 mm的撓度，在安裝前應根據分配梁的相對變形情況，設置抄墊，確保加載后梁部偏差控制在1 mm以內。

由于箱型分配梁滿足規范要求的：

可不進行整體穩定性計算。

4.2.2 鋼管柱結構穩定驗算

平面內穩定計算：

(1)

(2)

其中，φx為彎矩作用平面內軸心受壓構件穩定系數；Wx為毛截面模量；βmx為等效彎矩系數(此處取1.0)。

鋼管柱為φ1 220×14 mm鋼管柱，鋼管最大軸力、彎矩如圖7所示。

鋼管柱最大軸力為：N=276.0 t，最大彎矩為：M=162.0 t·m。

自由深度按照6 m計算。

查表可得：φ=0．985 3；代入式(1)，式(2)計算得：

鋼管柱結構穩定滿足設計要求。

4.2.3 連接系結構穩定驗算

連接系水平桿采用φ325×8 mm，斜拉桿采用φ273×8 mm，連接系最大軸力為：N=1.0 t；最大彎矩M=1.6 t·m。

自由深度按照8.9 m計算。

查表可得：φ=0.68；代入式(1)，式(2)計算得：

連接系結構穩定滿足要求。

4.2.4 柱腳計算

柱腳水平力較小，約8 t，荷載較小，焊縫長度較大，且軸力較大，該部分柱腳荷載不進行計算。

4.2.5 整體屈曲計算

整體屈曲特征值為10>5，滿足要求。

4.2.6 整體變形計算

臨時支撐按照無橋式起重機進行側向變形控制，臨時支撐整體側向變形為：

18.1 mm<5 000/150=33.3 mm，滿足要求。

5 橫向頂推施工

根據本工程的特點，橫向頂推施工需5孔一聯進行同步橫向頂推。施工思路如下：待所有橋墩樁基加固完成并卸載落梁后，在墩柱上安裝千斤頂進行頂升。頂升后在原支座頂面安裝一塊四氟板(四氟板與梁體之間設置不銹鋼板)并涂抹硅脂油，減少梁體與支座之間的摩擦力，然后進行橫向分級頂推施工。單跨單幅梁體恒載+活載為780 t,在四氟板表面涂抹硅脂油后摩擦系數為0.03，單幅墩柱需橫向頂推力為24 t，頂推施工完成后進行頂升施工更換支座，修補墊石。

5.1 豎向頂升

豎向頂升采用三臺PLC同步頂升系統進行頂升[5]，每臺設備控制2個墩位的千斤頂，每個墩位上的千斤頂由同臺PLC設備的同一個節點控制。頂升前右幅(左幅)一聯提前安裝千斤頂、監控設備等，時間安排在晚上12：00進行，采用分級同步頂升方式，每一頂升標準行程為2 mm，最大頂升速度3 mm/min，總頂升高度預設為1 cm，實際操作時，以整聯橋梁最后一片梁與支座分離為停泵標準。同時，以頂升力進行校核，一聯主梁恒載約為2 550 t(510 t×5)，若頂升力達到恒載極限值梁體仍未與支座分離，則需停止頂升，分析原因，排除障礙后再繼續頂升。

5.2 橫向頂推

梁體頂升完成后，在反力裝置和梁體之間安裝千斤頂，保證反力支架及千斤頂設備安裝平穩，檢查整個設備、平臺安裝情況。檢查無誤后，開始同時進行主梁橫向頂推。主梁橫向頂推采用兩臺PLC同步頂升系統進行，其中1臺控制172號～175號墩4個墩位的橫移，1臺控制176號墩的橫移，通過PLC設備的控制系統，設定每個墩位橫向頂推千斤頂合力不超過30 t(半幅墩柱受橫向推力開裂限值)。主梁橫向頂推每次頂推標準行程為2 mm，最大頂推速度3 mm/min，同時，以頂推力進行雙控，當頂推力達到限值(每個墩位30 t)，而梁體仍未移動，則需停止頂推，分析原因，排除障礙后再繼續頂推。每次頂推完成后，對橋梁整體截面位置進行觀察、量測，確保梁體移動在計算范圍之內，檢查、記錄并分析梁體移動情況，確認無誤后繼續頂推，依次操作，直至梁體復位。

橫向千斤頂的行程通過在千斤頂與反力支架之間抄墊鋼板來調節；根據橫向復位目標值加大豎向千斤頂底部四氟板和不銹鋼板面積，使其滿足在整個橫移過程中千斤頂不偏出四氟板工作范圍。

6 注意事項

6.1 頂升同步性

同一橫斷面上的小箱梁梁體應同步頂升，頂升前將各千斤頂調零，在頂升過程中注意每個千斤頂受力狀況及油缸活塞伸出情況，并以千斤頂活塞伸出2 mm作為一個控制步長，停留1 min～2 min，檢查每個千斤頂受力及活塞伸出情況，并做好記錄。若各千斤頂油壓相同，活塞伸出量不同，則必須檢查原因，進行調整，直到可以同步頂升后，才允許進行下一步的頂升工作。

6.2 豎向頂升對連續橋面的影響

反力托換過程為逐個橋墩施工，相鄰橋墩的主梁由于高程變化不同步，會導致墩頂附近橋面板局部應力過大，且橋梁一直處于服役過程中，施工過程不中斷交通，甚至可能造成橋面板或護欄開裂等局部損傷，在采用有限元計算軟件模擬橋面板高程變化不同步對橋面板造成的局部應力分析時，需要明確主梁對橋面板的邊界約束條件，同時應參考橋面板實際應力監測結果，這個問題有待進一步研究和探討。

反力托換時,在同一墩柱頂面進行同步頂升，降低對連續橋面的影響，同時對頂升墩柱相鄰主梁高程進行監測，監測數據表明：172號墩反力托換時，通過對172號、173號墩墩頂主梁高程監測分析，相鄰墩頂主梁頂升最大高度差為9.6 mm，反力托換完成后，橋面及護欄未見可視裂縫，說明反力托換過程未對橋面造成明顯損傷。

6.3 橫向頂推

因豎向頂升以后整聯主梁都處于千斤頂頂部的滑動面上，為確保安全，豎向頂升過程需封閉交通。為縮短主梁橫向復位周期，減少對交通的影響，豎向頂升前應做好橫向頂推的各項準備，反力支架、限位裝置、四氟板必須準備到位，主梁與周邊構造物之間的約束必須解除，由施工組織領導小組共同檢查確認合格方可進行頂升。

橫向頂推距離確定：由于橋梁處于服役狀態，部分墩柱存在輕微偏位，內力集中現象，待梁體豎向頂升應力釋放后現場測量橋梁線型，以相鄰原橋面中心為準，測量頂推目標值。

7 結語

通過對樁基礎和承臺進行置換及對橋墩包鋼加固、釋放了因墩梁錯位產生的結構內力，增強了橋梁下部結構承載能力，提高了橋墩基礎剛度。

通過對臨時支撐設計及驗算，表明臨時支撐結構強度、剛度、穩定性均滿足要求；由于分配梁存在8.7 mm的撓度，在安裝前應根據分配梁的相對變形情況，設置抄墊，確保加載后梁部偏差控制在1 mm以內。

反力托換、橫向復位過程監測數據表明，主梁線形沒有出現突變、變化異常的情況。反力托換階段，相鄰墩頂主梁頂升最大高度差為9.6 mm，橫向復位階段，主梁橫向偏位復位至1 cm 以內，符合預期要求。反力托換后及橫向復位后，橋面、護欄、橋墩均未見可視新增裂縫，說明反力托換及橫向復位過程未對橋梁造成損傷。

綜上所述，經本工程實施的主梁復位和墩柱傾斜糾偏方法后，實橋的結構病害等到較為徹底有效的處治，橋梁恢復了正常使用功能。