城市桥梁超高顶升支撑系统空间仿真分析

林四新

（中交第三航务工程局有限公司厦门分公司，福建 厦门 361003）

0 引言

随着城市化进程持续发展，我国对交通设施要求逐渐提高，越来越多的既有公路桥梁已不能满足新型交通规划的发展需要。诸如，通航净空增加、桥面沉降和更换桥梁支座等要求以致于桥梁使用功能无法满足要求[1-2]。若对这些桥梁进行拆除重建对交通的影响很大，且费用高、工期长。桥梁顶升技术因其经济快捷、效果良好等优点，成为目前国内桥梁进行改扩建的首选方案[3-4]。近年来，桥梁顶升工程逐渐增多，施工技术也发展迅猛，但目前并没有专门的技术标准。国内已有一些学者对顶升过程中桥梁结构性能展开研究，陈梁等（2016）[5]依托于蓝烟铁路公铁立交项目所涉及的斜交连续梁顶升工程（最大顶升高度0.9 m），采用有限元软件ANSYS对主桥顶升过程进行仿真分析，成功为顶升施工监控中控制参数的设置提供理论依据；陈舟等（2015）[6-7]以结构形式为多跨连续梁桥的北江大桥为依托（最大顶升高度1.5 m），通过ANSYS软件建立15号～22号墩连续梁模型，分析同步顶升过程中，落梁调整到位后梁体的受力情况，研究不同墩之间的顶升误差对梁底应力和支座反力的影响；周松等（2017）[8]为保证横潦泾大桥（最大顶升高度1.58 m）顶升期间梁体应力变化在安全范围内，采用有限元软件建立支座处箱梁节段实体分析模型及三维变截面梁单元模型，分析顶升期间梁体受顶部位的局部应力及顶升不同步引起的梁体应力；王伟等（2017）[9]结合实际桥梁顶升改造工程（最大顶升高度4.1 m），对桥梁顶升改造设计的计算要点进行探讨，计算其顶升施工和正常运营阶段箱梁上下缘应力和裂缝宽度分布情况，分析单联整体顶升高度偏差并提出顶升高度偏差控制范围，分析下部结构承载力，并根据计算结果对施工方案和加固的重点提出建议。桥梁顶升高度越高，顶升支撑循环越多，对支承体系的整体稳定性的要求也更高。在顶升过程中，由于坡度变化，引起千斤顶与支撑系统无法垂直，且易产生纵向移位，因此如何保证顶升支撑系统的稳定是该工程的关键。蒋岩峰（2013）[10]依托于成都清水河桥调坡顶升工程（最大顶升高度2.45 m），基于顶升改造方案应用Midas2012建立钢支撑系统三维模型，计算分析其整体应力和位移，研究各杆件的稳定性；袁鑫等（2014）[11]以成都某高架桥为案例背景（最大顶升高度7.42 m），考虑结构的非线性特点，从顶升支撑结构体系仿真计算方法角度出发，研究顶升支撑体系的空间力学状态。众多专家学者的研究已经积累了不少宝贵经验，但涉及的顶升高度均小于10 m，超过10 m的国内施工案例较少，束学智等（2016）[12]以顶升高度达到11.261 m的厦门市仙岳路顶升改造工程为例，主要介绍了顶升施工流程及关键技术，并对桥梁顶升支撑系统的受力状态展开研究。

基于此，本文通过分析厦门市仙岳路高架桥超高顶升施工，总结桥梁交替式顶升支撑系统方案，并借助有限元程序Midas/Civil建立28#和29#桥墩钢支撑的空间有限元模型，在考虑3种不同工况下的支撑系统进行仿真分析，计算钢筒、横梁等主要构件应力及结构位移，总结出一些对今后桥梁顶升工程支撑系统设计具有参考价值的结论。

1 工程概况

1.1 工程背景

仙岳路位于厦门本岛的中部，自西向东贯穿整个厦门岛，全长10.1 km，与南北走向的成功大道共同构成厦门市快速网的主骨架。为满足仙岳路西段高架桥和金尚路跨线桥相连，需将仙岳路西段高架桥下坡落地段（L4联）的桥梁结构进行改造处理。L4联改造前后纵坡分别为-4.53%和2.74%，平面及立面均位于直线段上。考虑既有跨线桥建成时间较短，经方案论证后决定通过顶升技术改造既有桥梁结构。由于顶升前后纵断面存在较大差别，新桥面比现状桥面高3.522～11.261 m，为目前国内桥梁顶升的第一高度，在工程实践中实为罕见，理论研究也多为空白，无经验可循。顶升改造前后示意图见图1所示。

图1 L4联混凝土箱梁桥顶升改造示意图

1.2 顶升概况

L4联采用交替式顶升施工技术，即在梁体顶升过程中处于两组千斤顶交替支撑的状态，两组千斤顶主动交替支撑时，梁体位移均处于可控状态，有效消除各支撑点之间不均匀压缩量而引发的高差问题。L4联共布置千斤顶96台（千斤顶分组示意见图2），总顶力9 600 t，千斤顶的安全系数1.91。L4联顶升详细参数见表1所列。

图2 L4联桥千斤顶分组示意图

表1 L4联桥顶升参数一览表

1.3 顶升支撑系统方案

1.3.1 钢支撑设计

该工程顶升支撑系统设计为钢结构，两组顶升钢支撑均与每层横梁进行焊接，两组顶升钢支撑实现强约束联动。L4联在承台上布置16根支撑，中间墩相邻两排支撑通过型钢连接形成格构形式；两侧墩（台）设置三角稳定支撑，增加整体刚度。29#桥墩钢支撑设计示意图见图3所示。

图3 29#桥墩钢支撑设计示意图

1.3.2 钢支撑安装

钢支撑构件通过工程制造加工后再运输至现场就位吊装，安装工艺流程如图4所示。

2 有限元模型

为保证多跨混凝土连续箱梁桥的顶升安全，借助Midas/Civil模拟该桥在顶升过程中28#和29#桥墩的钢支撑受力模式。根据顶升方案，28#和29#桥墩顶升高度偏保守分别以11.5 m和13 m计算，因此，2个桥墩钢支撑系统分别按高度11.5 m和13 m考虑。

图4 钢支撑安装工艺流程图

2.1 数值模型

在数值模型中，28#和29#桥墩的钢支撑均采用Q235钢材，钢筒直径609 mm，壁厚16 mm。28#桥墩钢支撑从下往上顺桥向、横桥向第1道、第2道横梁设计4根90×6 mm的方钢，第3道、第4道横梁设计4根140×6 mm的方钢，水平面上由垂直于方钢的L75×8缀条相连，竖直面上由与方钢斜交的L75×8缀条相连。横梁间顺桥向、横桥向剪刀撑采用槽钢 [20 a（内外侧设置），之间用L75×8的角钢作为缀条相连（剪刀撑作为构造措施，不计入计算）。整体结构三维图如图5所示。29#桥墩钢支撑横桥向每道横梁设计4根150×8mm的方钢，两道横梁竖向间距为1 m；稳定钢筒与顶升钢筒之间用[16 a槽钢作为水平撑和斜撑。整体结构三维图如图6所示。

图5 28#桥墩支撑系统整体模型图

图6 29#桥墩支撑系统整体模型图

2.2 模拟工况

为了清晰分析钢支撑的可靠性，将28#和29#桥墩钢支撑各分3个工况进行模拟。

2.2.1 28#桥墩支撑系统

（1）工况1：模拟靠近外侧的8个主钢支撑单柱承受竖向荷载1 000 kN，顺桥向横向荷载30 kN，横桥向横向荷载10 kN。

（2）工况2：在工况1的基础上，考虑换撑后，将靠近外侧的8个主钢支撑替换成内侧。

（3）工况3：在工况2的基础上，考虑1个顶升点失效，其中1组千斤顶分配的梁体上部荷载由另外3个顶升钢筒承受（另一组正常运转）；此处3个钢筒竖向荷载1 333.3 kN，顺桥向横向荷载40 kN，横桥向横向荷载13.3 kN。

2.2.2 29#桥墩支撑系统

（1）工况1：模拟顶升的8个主钢筒单柱承受竖向荷载1 000 kN，顺桥向横向荷载30 kN（朝向稳定钢筒），横桥向横向荷载10 kN。

（2）工况2：在工况1的基础上，将顺桥向横向荷载背离稳定钢筒。

（3）工况3：在工况1基础上，考虑1组中1个顶升点失效（另一组正常运转），剩下3个钢筒位于同一稳定钢筒体系内，顶升主钢筒单柱承受竖向荷载1 333.3 kN，顺桥向横向荷载40 kN（朝向稳定钢筒），横桥向横向荷载13.3 kN。

3 计算结果分析

3.1 整体静力分析

3.1.1 不同工况下28#桥墩支撑系统整体静力分析

三种模拟工况下，28#桥墩支撑系统顶升及非顶升钢筒的最大应力、4道方钢及角钢的最大应力、钢支撑结构的最大位移如表2所列。

从表2可以看出，单独考虑结构在自重情况下顶升钢筒的最大压应力为44.1 MPa，不出现拉应力，当其中1个顶升点失效时，顶升钢筒最大压应力为58.8 MPa，增大约1.33倍；三种工况下非顶升钢筒的变化幅度相对较小；横梁各构件中第1、2道方钢受力更为敏感，工况1下最大压应力

105.8 MPa，工况3下最大压应力175.1 MPa，变化幅度约65.5%。总体上钢筒、方钢及角钢的最大应力均小于1.3×140=182（MPa），满足《公路桥涵钢结构及木结构设计规范》[13]要求。由表2还可以看出，28#桥墩支撑系统三种工况下结构位移波动较小，变化幅度约0.12～0.14。其中单独考虑结构自重情况下钢筒及横梁应力情况、结构位移图见图7所示。

表2 不同工况下28#桥墩支撑系统受力情况一览表

图7 工况1下28#桥墩支撑系统受力情况示意图

3.1.2 不同工况下29#桥墩支撑系统整体静力分析

三种模拟工况下，29#桥墩支撑系统顶升及非顶升钢筒的最大应力、方钢、水平槽钢和斜向槽钢的最大应力、钢支撑结构的最大位移如表3所列。

由表3可知，顶升钢筒不出现拉应力，仅考虑结构自重情况的最大压应力40.6 MPa，当模拟顶升的其中1个钢筒失效时，顶升钢筒最大压应力为54.1 MPa，增大幅度约33.2%；在三种工况下非顶升钢筒最大应力出现在工况2，压应力为34.4 MPa，拉应力为20.3 MPa。横梁斜向槽钢在工况1下未出现拉应力，在工况2及工况3下未出现压应力；当1个主钢筒失效时，方钢的拉应力最大达158.7 MPa，相比工况1增大了47%。由表3还可以看出，当顺桥向横向荷载背离稳定钢筒时，29#桥墩支撑结构位移最大，顺桥向位移7.8 mm，横桥向位移1.3 mm，竖向位移-2.1 mm，空间的最大位移为8.0 mm。

3.2 屈曲分析

3.2.1 不同工况下28#桥墩支撑系统屈曲分析

三种工况下，28#桥墩支撑结构前二阶的失稳模态如图8所示，整体稳定系数见表4所列。

表3 不同工况下29#桥墩支撑系统受力情况一览表

图8 28#桥墩支撑结构前二阶失稳模态云图

表4 28#桥墩支撑结构整体稳定系数一览表

从图8和表4可以看出，三种工况下28#桥墩支撑结构的最小稳定系数出现在工况3的一阶失稳模态，最小值为38.9；最大稳定系数出现在工况1的二阶失稳模态，最大值为48.8，且桥墩支撑结构失稳形式均从顺桥向正对称向面内失稳转变为横桥向正对称向面内失稳。

3.2.2 不同工况下29#桥墩支撑系统屈曲分析

三种工况下29#桥墩支撑结构前二阶的失稳模态如图9所示。整体稳定系数见表5所列。

由图9和表5可知，29#桥墩支撑结构工况2二阶失稳模态的稳定系数最大，最大稳定系数为84.2，工况3一阶失稳模态的稳定系数最小，最小稳定系数为62.7。工况1和工况2下，桥墩支撑结构失稳形式由顺桥向正对称向面内失稳转变为顺桥向反对称向面内失稳；当模拟顶升的其中1个钢筒失效时，桥墩支撑结构失稳形式则从顺桥向正对称向面内失稳转变为横桥向反对称向面内失稳。

表5 29#桥墩支撑结构整体稳定系数一览表

4 结论

本文以厦门市仙岳路高架桥超高顶升工程为背景，借助MIDAS/Civil有限元软件建立三维数值模型，研究桥墩支撑结构在顶升过程中的安全性，主要得出以下结论：

（1）28#桥墩钢支撑非顶升钢筒较顶升钢筒的应力变化敏感度小，变化幅度不超过20%；顶升点失效引起的第1、2道方钢应力变化较第3、4道方钢敏感，由105.8 MPa增大至175.1 MPa，增大幅度约为65.5%，是第3、4道方钢应力变化的3.1倍；顺桥向结构位移是横桥向的3倍左右，顶升点失效引起的支撑结构空间最大位移为7.4 mm，是正常工况下的1.14倍；支撑结构失稳形式均从顺桥向正对称向面内失稳转变为横桥向正对称向面内失稳，最小稳定系数为38.9。

图9 29#桥墩支撑结构前二阶失稳模态云图

（2）29#桥墩钢支撑顶升钢筒未出现拉应力，顶升钢筒和非顶升钢筒的应力变化与28#桥墩钢支撑相似；当其中1个钢筒失效时，方钢的最大拉、压应力分别为158.7 MPa和114.6 MPa，相较于正常工况，变化幅度约为10.6%～47.2%；当顺桥向横向荷载背离稳定钢筒时，结构位移最大，顺桥向和空间位移是正常工况或顶升点失效情况下的3.1～7.8倍；顶升点失效引起支撑结构从顺桥向正对称向面内失稳转变为横桥向反对称向面内失稳，最小稳定系数为62.7。

厦门市仙岳路高架桥顶升工程的成功实践表明，在目前国内无桥梁顶升规范的前提下，本文研究结果可为今后桥梁顶升工程的支撑系统设计提供宝贵经验。