高 涛，高 日

(北京交通大学 土木工程学院，北京 100044)

常见的连续梁桥，支座布置形式往往是一处固定，其余均为纵向活动支座。针对位于小半径平面圆曲线上相邻两桥墩布置固定支座的连续梁桥，其固定支座之间的梁体不能自由伸缩而产生了温度力。该温度力由固定支座承担，并通过桥墩传递给基础，同时在梁和桥墩中积蓄有一定的由温差产生的变形能。一旦固定墩上的支座发生相对于梁体或墩顶的移动，该变形能即刻释放。变形能释放的形式就是在梁端产生位移，释放掉支座的温度力。

根据曲线半径和桥梁跨径，利用有限元软件建立桥梁模型，布置两处固定约束，加温度荷载 Δt，可得固定支座处水平反力即温度力与温度的关系。同时，解除某一处固定支座约束可得到位移大小与温度的关系。在线弹性范围内，温度力和位移大小均与温度改变量Δt成正比。当顶梁更换支座时，要根据温度力和解除固定支座后位移量的大小，制订相应的顶梁方案并设计必要的限位复位装置。如何有效控制温度力引起的位移是考虑的重点。对于同一墩顶横向布置两个固定支座的桥梁，顶梁更换其中一个支座时，可以采取约束住另一个支座的方法来减小位移量。

连续梁的支点位移会使梁体变形而产生内力，顶升位移太大或顶升力太大均会改变梁体的受力状态，甚至导致梁体开裂。因此，顶升梁体时，要对每一步顶升过程中的拉压应力进行安全验算，使之在规范允许范围之内。

1 工程概况

北京市轨道交通机场线工程 T3-101—T3-104为(24+25+24)m预应力混凝土连续梁桥。中心线位于圆曲线上，曲线半径为402.4 m。上部为单箱单室截面，箱梁高度 1.8 m，梁顶宽 9.2 m，底宽 4.35 m。

连续梁桥立面布置如图1所示，其中5-58和5-59号墩为盆式固定支座，5-57和5-60号墩为纵向活动支座。5-59号墩西侧5-59-1号支座发生严重破坏，需要立即更换。5-59-2支座目前处于单支座受力状态，荷载加大。该支座与5-59-1支座在同一墩顶，对该支座一并进行更换。主梁采用C50混凝土，截面允许出现拉应力，但不允许开裂。

2 桥梁特点及温度力的影响

中跨梁体由于温差产生的伸缩变形受到58号墩和59号墩固定支座的约束，不能自由伸缩而产生温度力。

2.1 现状态下的温度力

设梁体及桥墩处于线弹性工作状态，利用ANSYS建立该桥有限元计算模型，得到各支座承担的水平力与温差的关系为

其中，57号、60号墩的纵向活动支座考虑了聚四氟板的摩阻系数μ=0.06。显然，上述支座水平反力取决于温差Δt，温差越大，支座水平反力越大。

该连续梁固定支座安装时间为2007年9月份，依据北京地区气温历史纪录，9月份最高温为28℃，最低温为14℃。本次顶梁施工的温度应在3℃到28℃范围内。据此估计出支座水平反力的极值，见表1。很显然，温度力足够大而不能忽略不计。

图1 连续箱梁立面和支座布置

表1 墩顶两个固定支座可能承担的水平力

2.2 解除固定支座后梁体位移

该梁所用的盆式橡胶固定支座如图2所示。支座上盘与下盘之间相交部分高度为Δ=25 mm。事实上，水平力的传递就依赖于上、下盘的相交部分。可以想象，当顶梁使支座上盘向上移动，Δ会变小;当Δ≤0时，上、下盘将发生相对水平位移，固定支座将失去水平向约束功能。支座水平反力将得以释放，梁体和桥墩将发生弹性恢复位移。

图2 固定支座示意

设59号墩顶的固定支座出现上述情况，而58号墩顶固定支座仍处于正常工作状态，则曲线梁任一截面的轴向位移可以表示为

式中，ΔS为轴向位移;α为梁体线膨胀系数;Δt为温差。

当 α =0.000 01/℃;R=402.4 m;S=25 m 时，得到59号墩、60号墩处梁体截面沿轴线(纵桥向)的位移为:Δ59=0.25Δt(mm)和 Δ60=0.49Δt(mm)。

这些位移量与温差Δt成正比，温差越大，位移量就越大。解除59号墩固定支座后，支座处梁体截面可能发生的纵桥向水平位移极限值:59号墩为－6.25～3.50 mm;60 号墩为 －12.25 ～6.86 mm。

计算表明，当解除59号墩顶的两个固定支座的约束后，梁体对应点的位移在3.50 mm到6.25 mm之间，与ANSYS计算结果基本吻合。这一位移量值会给新更换的支座安装带来困难，因此应避免同时解除59号墩两个固定支座水平向约束功能。

2.3 仅解除59-2固定支座后梁体位移

依据设计方案，首先对59-2号固定支座进行更换。为此需要将梁顶升到一定高度，由前面的分析可知，在59-2更换过程中，应保证59-1号支座处于工作状态，以便保证梁体与桥墩的相对位置可控。

解除59-2支座的水平限位功能后，由于梁体和桥墩变形能的释放，59-2支座处的梁底与墩顶会产生一定的相对位移。本文利用ANSYS计算得到的59-2支座处的梁底相对于59-1支座的位移为

横桥向 Δh=0.018 4Δt= －0.46 ～0.26 mm;

纵桥向 Δz=0.090 4Δt= －2.26 ～1.27 mm。

通过对比发现，梁底位移明显变小。需要对59号墩顶的两个支座分开进行更换，在更换59-2支座时，59-1支座应该处于水平约束梁体状态。为此，需要控制梁体的顶升高度，即确保支座上、下盘不脱离。支座上、下盘相交的构造高度为25 mm，因此，顶梁高度应小于该值。

3 顶升设计方案与梁体受力安全评估

针对本曲线连续梁桥支座布置的特点，设计方案为分步顶升。当顶升到位后对59-2号支座实施更换，梁体复位成功后再采用相同顶升方法对59-1号支座进行更换。具体每步实施的顶升高度见图3。计算采用了MIDAS软件。

按设计方案，通过分步顶升计算，得到各顶升过程中梁体应力见表2。

图3 顶升方案

表2 各阶段应力极值 MPa

对顶升方案的计算表明，整个顶升过程梁体最大拉应力为0.376 MPa，发生在第四步顶升时支座顶升点截面下缘。最大压应力为7.121 MPa，发生在第二步顶升时截面下缘。根据《铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范》，对于允许出现拉应力但不允许开裂的构件，最大拉压应力分别为0.55fc=0.55 ×3.1=1.705 MPa ＞ 0.376 MPa;0.7fct=0.7 ×33.5=23.45 MPa ＞7.121 MPa。顶升梁体过程中的应力值均满足梁体混凝土抗拉和抗压强度的要求。

4 结语

和传统连续梁桥不同，本文所提到的小半径曲线连续梁桥为两处固定支座，温差产生的变形能不能忽略。同一个固定墩处的两个支座不能同时解除约束，而且梁体顶升高度不得大于支座上、下盘之间的相交量。否则支座因为温度改变而引起的水平反力将得以释放，梁体截面出现较大的移位，会给新更换的支座准确定位带来困难，乃至无法实现。针对本桥特点所提出的顶梁更换支座方法合理、安全，顶升过程中最大拉压应力均满足拉压应力控制值。本连续梁桥按照此方案施工，应力及位移检测结果与有限元软件分析结果较吻合，施工效果良好。对于大于两处固定约束的多跨连续梁桥可以采用类似的方法施工。

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