上跨铁路桥原位顶升施工建模及现场应力控制原则

《摘要》原位顶升技术的关键是施工过程中各采用杆件的应力及结构整体稳定性控制，为确保施工过程中既有铁路行车及原桥梁梁体的安全要利用建模模拟现场的受力情况，确保整个施工过程处于受控状态。

关键词：建模、应力、计算、分析

中图分类号：U448文献标识码： A

松树岗2号中桥为1-16+1-20+2-16m预应力钢筋混凝土空心板梁，每孔4片，桥长73.12m。桥梁下部：1号、2号、3号墩为桩柱式桥墩，0号、4号桥台。因下行货车线改线需对既有公路桥进行改建，改建后孔跨布置不变仍为：1-16+1-20+2-16m预应力钢筋混凝土空心板梁，在4号台背后增加1-12m框架和改造后的桥梁连接，恢复既有桥面道路通行，框架桥下为改线后的京广下货线，全桥桥长84.27m。桥梁下部：1号、2号、3号桥墩为桩柱式桥墩；0号，4号桥台为桩接盖梁桥台。改造后1号桥墩支撑垫石加高0.294米，2号墩加高0.6米，3号墩墩身加高1.578米，桥面坡度3.75%。

总体方案为：充分利用既有桥梁，采用按比例分级同步整体顶升方案顶升梁体（每顶最大15cm），提高桥下净空，以满足下货线改线净高要求和桥面道路通行要求。同时在第四孔处现浇箱涵。顶升时在0#台、1#、2#墩处安装钢牛腿，在3#墩、4#台处拼装万能杆件作为顶升反力基础。

根据设计，本次需要顶升的高度数据如下：

0#台加高高度：0cm，加钢契块调整支座；（钢牛腿支撑系统）

1#墩加高高度：28.5cm，支撑垫石加高；（钢牛腿支撑系统）

2#墩加高高度：67.4cm，盖梁加高；（钢牛腿支撑系统）

3#墩加高高度：159.3cm，切柱加高方式；（万能杆件支撑系统）

4#台加高高度：285.2cm，台身及台帽重做。（万能杆件支撑系统）

采用按比例分级同步整体顶升方案（搭设万能杆件支撑及钢牛腿支撑系统），同时采用“无间隙跟随支撑技术”同步顶升跟进，确保顶升安全。

施工时需封闭桥面交通，跨铁路跨顶升时需垂直封锁相应铁路线。

顶升到位后重做桥面伸缩缝

图1 顶升前支架立面布置图

图2 顶升后支架立面布置图

图3 临时支架横断面图

二、荷载计算

图4 上部结构断面图

上部结构荷载：

边梁：0.6638×20m×2.5t/m3 ×2=66.38t

内梁：0.5551×20m×2.5t/m3 ×2=55.51t

防撞墙：0.4970×20m×2.5t/m3 ×2=49.70t

桥面铺装：0.6335×20m×2.1t/m3 ×2=53.21t

下部结构：

蹲身：1.13×7m×2.5t/m3 =19.8t

墩冒：5.54m×1.6m×1.0m×2.5t/m3 =22.2t

合计自重（20m跨单孔计算）：66.8+55.51+49.7+53.21+19.8+22.2=267.2t

考虑恒载和顶升动力效应，取一个安全系数1.4

计算模拟时取荷载值为：G=1.4×267.2t=374t

三 建模假定

采用MIDAS有限元计算软件对顶升临时结构进行计算模拟，杆件均采用梁单

元计算，临时支撑约束采用固定约束，油顶反力采用集中力加载。取单个桥墩临时支撑做计算模拟分析，上部荷载按照20m跨恒载进行计算。

图5 有限元结构模型图

四、计算结果分析

1、支撑桁架计算

图6 临时支撑加载示意图

图7 临时支撑弯矩云图（）

图8 临时支撑轴力云图（）

图9 临时支撑位移云图（）

图10 临时支撑应力云图（）

通过有限元计算分析，最大应力杆件为油顶支撑处的竖杆，最大应力值为121.3 < 。

2、牛腿受力检算

油顶支点反力由上述计算取其值为Q=345.2kN，该反力一端通过钢牛腿传至原桥墩上，另一端通过I56工字钢和钢抱柱传至原桥墩上。

支点反力到钢牛腿根部的距离为0.25米，荷载简化到钢牛腿根部后的弯矩和剪力分别为M=86.3kN・ m和Q=345.2kN，计算简图如图11所示。

图11 牛腿设计图

图12 钢牛腿计算简图

锚固钢牛腿的锚栓采用直径30mm的Q420锚栓，锚栓有效面积为A=561mm2，材料抗拉和抗剪强度设计值为：

；

其单根锚栓承载力为：

抗拉力：Ntb＝561×360＝201.96kN；

抗剪力：Nvb=117.81kN；

孔壁承压：Ncb=20×32×305＝195.2kN。

由荷载分布可知，弯矩在顶部1号锚栓处产生的拉力F1最大，剪力按10个锚栓均分，因此可以计算得到最危险的1号锚栓拉力和剪力分别为：

拉力：＝71.9kN；剪力：Q＝345.2/8＝43.15kN

其中yi表示最外层锚栓到螺栓群中心的距离。

最外层为最危险的锚栓，其在拉剪力作用下其强度要满足如下方程：

代入计算的内力得到结果如下：

满足要求

钢牛腿焊缝验算：

由图3-2可知，钢牛腿上的反力通过3块加劲板传递到锚固钢板上。焊缝焊脚高度hf=6mm，采用通长焊，手工电弧焊，采用E43焊条，共有6条角焊缝，焊缝取值为：

(抗拉、抗压和抗剪强度)；

有效焊缝计算简图如图3-6所示，焊缝承担的弯矩和剪力分别为M=86.3kN-m和Q=345.2kN，焊缝顶点A应力最大。

图13焊缝计算简图

在弯矩和剪力作用下A点焊缝要满足如下计算式：

；βf=1.22

＝86300000/(6×204120)＝70.47Mpa；

=345200/(4.2×6×540)=25.37Mpa;

代入上述计算式得到：

锚栓植入深度以及受力检算

根据《混凝土结构加固设计规范》（GB50367-2006）13.1.3条规定，承重结构用的锚栓，应采用有机械锁健效应的后扩底锚栓，也可采用适应开裂混凝土性能的定型化学锚栓。当采用定型化学锚栓时，其锚固深度规定：对于受拉力的锚栓，不得小于8.0d，对承受剪力的锚栓，不得小于6.5d。本工程采用大于10d植入深度符合设计要求。

由于支撑牛腿处主要承受剪应力，其破坏形式主要为剪撬破坏。根据《混凝土结构加固设计规范》（GB50367-2006）13.3.1条规定“对于混凝土剪撬破坏和混凝土劈裂破坏，应通过采取构造措施予以防止，不参与验算。”

3、地基基础检算

从以上计算可知3#墩基础负载最大，其最大荷载为374t（上部荷载）+11t（万能杆件自重）=385t。

桁架下部混凝土基础尺寸为11.0m×7.0m，则反算桁架承台对基础承载能力的要求为：，即要求基础承载能力要大于49KPa。

4、3号墩盖梁顶升时受力检算

考虑到油顶布置位置紧贴桥墩侧部，在桥墩被切断后会存在一个受力体系转换，上部结构荷载及部分桥墩自重荷载会转移到支撑油顶处，此时对盖梁自身受弯是有利的，故仅对油顶支撑处盖梁受剪承载能力进行检算（参照《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》JTG D62-2004）。

=

=11130.2 kN > 1870 kN (油顶支反力)

盖梁抗剪满足设计要求。

5、4号桥台处顶升时梁体受力检算

考虑到该桥第四孔为简支梁桥，桥梁顶升时保持支座两个支点同步顶升，避免梁体产生扭转变形损伤。而对第四孔梁顶升前后梁体支点高程发生了变化，但是对于梁体结构受力体系并没有产生变换，仍然保持梁端简支状态。故梁体受力体系维持了原梁体设计受力支撑体系，顶升作业对梁体受力无不利影响。现采用有限元计算软件对单片梁体进行顶升前后受力变化进行计算分析：

图14 第四孔梁体顶升前受力体系示意图

图15 第四孔梁体顶升后受力体系示意图

图16 顶升前弯矩云图

图17 顶升前应力云图

图18 顶升后弯矩云图

图19 顶升后应力云图

从以上计算结果可看出，顶升前跨中截面的弯矩为103.75kN・m，最大应力为-4.76KPa；顶升后跨中截面的弯矩为134.14kN・m，最大应力为-5.03KPa。顶升后梁体的内力和应力增大，这主要是由于在顶升的过程中，顶升支点相对原支座而言向跨中方向移动，导致梁体在自重作用下产生的跨中截面内力减小，而顶升前后预应力钢索在梁体中产生的内力没有变化，两种作用组合的最终结果是顶升后跨中内力（压应力）增大。但是，顶升前后梁体应力均在设计规范允许范围内。

《结论》

根据有限元计算结果可知，松树岗2号中桥顶升临时支撑结构受力合理，

结构最大应力为，小于万能杆件容许应力（Q235，MPa）；牛腿检算结果复核设计要求；梁体及盖梁受力合理，顶升前后控制截面应力均满足规范要求。整套临时支撑体系中考虑了结构横向限位装置，保证了结构顶升过程中的稳定性。对于临时结构基础处理，可针对现场地质情况做硬化处理，使得地基承载能力大于49KPa。

现场施工过程中通过现场对支架与桥墩的纵横向联系及观测点的合理布置，施工过程中优化顶升过程，相关监测数据都在理论范围以内，取得了良好的效果，目前该工程已改造完成投入使用。

参考文献：

【1】中华人民共和国行业标准《公路桥涵施工技术规范》JTJ041―2000

【2】中华人民共和国行业标准《地基与基础工程施工及验收规程》（GBJ218-83）

【3】中华人民共和国行业标准《钢筋焊接及验收规程》（JGJ18-2003）

【4】相关施工图纸及文件