前言：本站為你精心整理了多孔連續箱梁頂升關鍵技術探究范文，希望能為你的創作提供參考價值，我們的客服老師可以幫助你提供個性化的參考范文，歡迎咨詢。

摘要：廈門市仙岳路改造為全程高架快速路工程施工中，為避免拆舊橋帶來的負面社會影響，充分利用原橋結構，對部分橋梁頂升改造，該措施工期短、經濟效益好。廈門市仙岳路上跨湖濱東路高架橋第一聯為4×35m預應力砼連續箱梁，該聯上部結構總重8000t，頂升最大高度達3．6m，頂升施工及監控難度大，需對各頂升關鍵技術進行詳細分析才能保證工程的順利進行。

關鍵詞：頂升施工；彎箱梁；支反力；強迫位移；局部應力

1箱梁頂升方案設計

廈門市仙岳路的快速化改造是將原有的湖濱東路口跨線橋、蓮岳路口跨線橋、福廈路口跨線橋頂升與新建的橋梁連接，實現仙岳路全程高架，其中湖濱東路跨線橋的4×35m預應力砼連續箱梁頂升為本次改造工程的難點。該箱梁為空間曲線箱梁，箱梁頂寬24．8m，梁高2m，梁重達8000t，湖濱東路跨線橋橫斷面見圖1。由于頂升高度大，頂升過程長，施工前應制定詳細的計劃和對各關鍵問題充分論證方能確保順利完成箱梁的頂升。1．1箱梁各墩臺頂升步長控制湖東路跨線橋第一聯橋梁頂升布置見圖2，各墩頂升高度及逐次頂升控制值詳見表1。H0號臺頂升高度最大為3625mm，因此以H0號臺的頂升距離作為控制值，H0號臺頂升最大步長為100mm，全部頂升過程共分42步，全梁在頂升過程中均應保持為剛體運動。1．2梁底分配梁設計為避免集中應力過大，在箱梁與千斤頂之間設置了分配梁，其中H0臺及H4墩設置橫向分配梁，橫向分配梁由3根I36b工字鋼組成，橫向分配梁設置見圖3。H1號墩、H2號墩及H3號墩采用縱向分配梁，縱向分配梁同樣由3根I36b工字鋼組成。1．3墩臺頂臨時支撐千斤頂每升高100mm后需要將千斤頂回油，將支撐鋼管接高后進行下一步頂升，因此在千斤頂回油前需先將臨時支撐接高，當千斤頂回油后箱梁就落到臨時支撐上，這時將支撐鋼管接高進行下一步的頂升。橋臺臨時支撐設在臺帽上，橋墩臨時支撐設置在原支座墊石處，臨時支撐設置平面見圖4。

2頂點反力計算及千斤頂的選型箱梁頂點反力計算

采用通用有限元分析軟件Midas進行計算，計算單元類型采用梁單元，采用只受壓單元模擬千斤頂。H0號臺千斤頂平面布置見圖5，H1、H2及H3號墩千斤頂平面布置見圖6，H4號墩千斤頂平面布置見圖7。2．1計算模型箱梁共40個單元，虛擬橫梁共64個單元，只受壓單元64個，Midas模型見圖8。由于頂升階段主要考察的是各墩頂升高度不同步時箱梁產生的應力增量，故建立計算模型不對預應力束進行模擬。2．2頂升力計算結果千斤頂的編號由內向外依次為1、2、…、8，千斤頂平面布置及其編號見圖9。由于頂升過程中不能保證每個千斤頂不出現故障，因此計算千斤頂的頂升力分5個工況，工況一：全部千斤頂均有效工作，工況二：H0號臺的4號千斤頂失效；工況三：H1墩前排4號千斤頂失效；工況四：H1墩后排4號千斤頂失效；工況五：H2墩前排4號千斤頂失效。2．2．1工況一全部千斤頂均正常工作時，H0號臺～H4號墩千斤頂反力見表2。2．2．2工況二H0號臺的4號千斤頂失效時的H0號臺～H4號墩千斤頂反力見表3。2．2．3工況三H1號墩前排的4號千斤頂失效時的H0號臺～H4號墩千斤頂反力見表4。2．2．4工況四H1號墩后排的4號千斤頂失效時的H0號臺～H4號墩千斤反力見表5。2．2．5工況五H2號墩前排的4號千斤頂失效時的H0號臺～H4號墩千斤頂反力見表6。2．3千斤頂的選型由表2～表4可知：工況三的千斤頂最大反力為1992kN，本項目采用200t千斤頂其頂升力富余量基本沒有，實際頂升施工過程中H1號墩與H3號墩的千斤頂多次出現故障，說明全部64個千斤頂均采用200t的千斤頂不合理，應按理論計算結果合理選擇千斤頂的型號。就本工程而言，H1號墩前排、H3號墩后排千斤頂應選用300t的千斤頂，其余可采用200t的千斤頂。

3頂升過程中箱梁應力增量及扭轉角的控制

3．1箱梁縱向頂升不同步計算箱梁同步頂升過程中，如遇頂升距離大，頂升子步驟多，頂升過程必然會出現各墩頂升量不完全同步的情況，此時頂升過程中梁體就不完全是剛體運動，梁內也就會因強迫位移的產生而出現附加應力。因此，首先要考察當梁內出現最大附加應力1．83MPa（C50砼抗拉強度設計值）時各墩頂箱梁的最大強迫位移，按上述要求計算各墩頂箱梁的最大強迫位移。工況一為H0臺的最大強迫位移計算，由計算得知，當H0臺強迫位移為－38mm時H1墩梁頂出現的附加拉應力為1．82MPa。工況二為H1墩的最大強迫位移計算，由計算得知，當H1墩強迫位移為－17mm時H1墩梁底出現的附加拉應力為1．83MPa。工況三為H2墩的最大強迫位移計算，由計算得知，當H2墩強迫位移為－15mm時H2墩梁底出現的附加拉應力為1．81MPa。分析各計算結果可知：各墩臺最大強迫位移按15mm控制可避免箱梁產生的附加應力不超過C50砼的抗拉強度設計值1．83MPa。因此，在頂升過程中，應將頂升最大步距100mm再分成7個子步，分別為6個15mm和1個10mm的頂升子步，即每頂升15mm應檢查一次各墩頂箱梁有無出現強迫位移，如出現強迫位移或各墩頂箱梁的應力增量超過1．83MPa，必須在消除強迫位移和降低應力增量后方可進行下一子步的頂升。

3．2箱梁橫向不同步產生扭轉角的內力及應力計算內外側頂點不同步產生的高差按子步20mm步距控制，內外側頂點距離為9760mm，扭轉角為arctan（20／9760）＝0．12°。當箱梁產生0．12°扭轉角位移作用下，箱梁最大附加拉應力為1．76MPa，滿足規范要求。通過箱梁縱向頂升不同步及橫向不同步的計算分析可知，縱橫向頂升不同步不能同時出現，否則箱梁拉應力可能超過規范要求，因此在施工監控中應嚴格控制箱梁的頂升速度，隨時關注應變及位移的變化，確保箱梁頂升過程中不出現過大的拉應力，避免發生工程事故。

4頂點處箱梁及支座墊石局部應力分析

原箱梁每個墩臺設置兩個支座，本次箱梁頂升的頂點個數均大于兩個，墩臺處頂升點均為8個，鋼墊板均為60cm×60cm。臨時支撐點為兩個，橋臺臨時支撐為8個，橋墩臨時支撐為兩個，橋墩臨時支撐設在原支座位置。由以上分析可知：臨時支撐處的箱梁和支座局部應力最大，故僅驗算上述兩處局部應力，局部應力驗算采用ANSYS軟件計算。4．1臨時支撐處箱梁局部應力分析箱梁臨時支撐處的最大反力為9820kN，楔形塊尺寸大小為130cm×130cm。4．2臨時支撐處支座墊石局部應力分析箱梁臨時支撐處的最大反力為9820kN，支座尺寸為130cm×130cm，支座墊石高10cm。

5結論

本文通過對湖濱東路高架橋第一聯4m×35m連續箱梁頂升改造的施工監控，得出以下結論：（1）在箱梁各頂點的反力計算時，應將各頂點位置精確模擬，同時應考慮同一橫斷面處的千斤頂中出現一個千斤頂不工作的工況分析，才能準確選擇千斤頂的型號。（2）同一截面處各頂點反力的變化規律并非都一致，H0臺千斤頂、H1號墩前排千斤頂、H3號墩后排千斤頂、H4號墩千斤頂的反力由內側至外側逐漸增大，其他千斤頂則正好與之相反。（3）頂升過程中對箱梁應力增量及各墩臺的強迫位移雙向監控，應力與位移監控能互相校核，提高監控數據的可靠性，為頂升過程順利進行提供了保證。（4）將箱梁的混凝土抗拉強度設計值作為頂升過程中應力增量的極限值，避免對原箱梁的預應力鋼束模擬及箱梁的收縮徐變的計算，計算更簡單有效。（5）通過對頂升步驟進一步細化，將施工最大頂升步距100mm拆分成若干子步，便于位移及應力監控，同時能將箱梁的應力增量控制在設計范圍內。

參考文獻：

［1］盧偉榮，劉世忠，張瑞杰．連續梁橋更換支座頂升施工控制［J］．公路，2012（6）：80－86．

［2］陳智強．廈門仙岳路改造工程既有橋梁頂升技術［J］．公路，2012（9）：79－87．

［3］馮明揚，劉世忠，林統勵，等．曲線梁橋旋轉頂升改造施工控制［J］．世界橋梁，2016，44（2）：87－91．

［4］夏洪波，劉世忠，劉志翁，等．單箱五室連續彎箱梁橋旋轉的頂升關鍵技術［J］．蘭州交通大學學報，2012，31（4）：36－40．

［5］潘玉芳，夏紅軍．橋梁頂升施工檢測與監控技術［J］．山東交通科技，2015（4）：63－69．

［6］王文志，陳思甜，鄧莎莎，等．三跨連續梁橋內力調整頂升施工仿真分析與控制研究［J］．重慶建筑，2016，15（7）：39－42．

［7］吳毅彬，陳歷耿，朱紹鋒．云南安寧白塔橋整體同步降落施工工藝［J］．公路，2011（2）：65－68．

［8］杜方．連續梁橋頂升技術的若干問題分析［D］．西安：西安工業大學，2015．

作者：劉志翁 單位：廣東大雄經濟技術咨詢有限公司