既有桥梁上方现浇新建桥梁大尺寸横梁的协作支架体系

姜新华，孙 辉，张军锋，郭增科，李 杰，郑华茂

(1.中铁二十一局集团第一工程有限公司， 新疆 乌鲁木齐 830011;2.郑州大学 土木工程学院, 河南 郑州 450001;3.河南交通职业技术学院 公路学院, 河南 郑州 450015)

随着城市路网升级扩容，高架和立交不断涌现，甚至在既有立交区域规划新建立交工程，从而出现跨越既有匝道的新建匝道，需要在既有桥梁上架设新桥，也即“桥上架桥”[1-2]。受新旧匝道空间交叉布置、各自结构形式、场地条件、施工方案等因素的制约，新建匝道结构可能需要借助既有匝道搭设支架体系，这就需要综合考虑既有匝道承载能力以及支架体系自身的承载和变形，给支架体系的设计带来了诸多困难。

“桥上架桥”的工程案例尽管近些年更为常见，但各案例具体情况差异较大，难以简单重复借鉴[3-8]。另外，随着桥梁节段预制拼装施工方法应用的不断推广，其施工支架体系尽管相比传统现浇施工要更为简单，但在特殊结构部位，如墩顶横梁等，也提出了新的问题。如果再与前述“桥上架桥”问题同时出现，则支架体系的设计将更为棘手。

本文以郑州市四环一处跨越既有匝道桥梁的预制装配匝道桥为例，针对其现浇大尺寸横梁，设计了一种分阶段利用既有匝道搭设协作支架体系的方案，既满足了支架体系的承载和变形要求，也确保了既有匝道承载不超过其设计荷载，通过工程应用效果良好。

1 工程背景与总体施工方案

1.1 工程背景简介

郑州市四环线及大河路快速化工程为闭合环线，路线全长约93.030 km，其中绝大部分高架和匝道桥梁采用节段预制拼装技术施工，是全国市政道路中投资规模和工程体量最大的一个特大型城市立体交通项目，也是目前国内最大规模的短线节段预制项目。其东四环-南四环立交工程共有四条匝道，其中A匝道与一既有匝道在平面上以小角度(约30°)斜交，且在相交位置A匝道恰设有A017号墩(见图1)，且A017号墩为3 m×39 m一联的中墩。此联为连续刚构桥，等高斜腹板单箱单室截面，梁高2.2 m，顶底面分别宽13 m和2.8 m。A匝道整体有较为明显的平曲线和竖曲线，但此联近乎为直线且纵坡仅约为1%～3%。既有匝道已经服役十余年，详细结构资料不详，仅通过现场勘查获取部分信息。既有匝道为3 m×30 m+4 m×30 m+3 m×30 m+4 m×18 m四联预应力现浇连续箱梁，采用13.5 m宽等截面单箱双室箱梁结构，均为双柱墩，每联边墩带有盖梁且设有支座，中墩没有盖梁但亦设有支座。相交位置既有匝道为第一和第二联的衔接区，这两联近乎为直线且采用3%纵坡。相交位置，既有匝道桥面距离地面约5.5 m，新建匝道桥面距离地面约23.4 m。

图1 新旧匝道走向示意图

1.2 总体施工方案

本项目中13 m宽的连续刚构匝道桥常规均采用独柱墩，但在相交位置，因墩位与既有匝道冲突，无法直接在梁底设置桥墩，故采用大间距双柱墩以避开既有匝道，并在墩顶设置横梁，且横梁与主梁零号块融为一体。整个A匝道采用节段预制拼装工艺，因受场地以及既有匝道的影响，各预制节段采用汽车吊配合临时支架的形式施工。

然而，墩顶横梁长度较大，实际和计算跨度分别为22.212 m和20.212 m，为控制主梁施工线形及成桥后的活载挠度，横向需提供较大的刚度，故设计为截面2.8 m×2.8 m的实心预应力钢筋混凝土截面，再考虑顺桥向两侧各外伸0.85 m的主梁零号块，整个横梁重达4 815 kN。尽管整个匝道的桥跨结构以节段预制拼装为主，但因桥墩顶面距地面超过18 m，且受场地限制，吊车无法对这样一个大尺寸横梁构件吊装，所以只能搭设支架现场浇筑。

1.3 支架体系难点

一般来说，对于这样一个现场浇筑的大截面、大跨度横梁，其支架体系可采用钢管柱+工字钢梁或贝雷梁的形式或密布满堂支架的形式[9]。但由于横梁下方为既有匝道，且需保证一定的临时工程通行需求，不便采用满堂支架的形式；钢管柱+工字钢梁的形式亦因工字钢梁截面刚度较小而需要较多的钢管柱，故亦不适合。对于钢管柱+贝雷梁的形式，如果采用单跨形式，虽可避免在既有匝道设置钢管柱，但贝雷梁的挠度是设计控制的重点，设计和施工单位提出的容许挠度为横梁跨径的1/800也即25 mm；如果在既有匝道设置立柱形成多跨贝雷梁，虽可有效控制贝雷梁挠度，但必须考虑既有桥梁的承载能力。兼顾贝雷梁的挠度和既有桥梁的承载能力也就成为整个支架体系设计的难点。实际上，从下文计算分析可知，这两种方案都无法满足需求，必须寻求更为合理实用的支架体系。

2 支架体系方案比选

尽管前文已经指出单跨和多跨这两种基本的钢管柱+贝雷梁方案均无法满足需求，但仍首先给出相关计算分析数据以据此探究新的支架体系。

2.1 单跨贝雷梁方案

单跨贝雷梁方案支架体系如图2所示，将施工荷载经由贝雷梁和钢管柱传递至桥墩承台。承台顺桥向7.4 m，横桥向仅2.9 m，由于桥墩承台横桥向宽度有限，且桥墩本身横桥向较宽，上部最宽达到2.0 m，同时受到既有匝道影响，无法在桥墩横桥向内侧布置钢管柱，故只能在桥墩顺桥向两侧各布置2个φ529×7 mm钢管柱支撑。钢管柱顶面自下而上通过架设分配梁3、321型贝雷梁、分配梁2、垫梁、分配梁1等组成支架体系。其中贝雷梁和钢管柱为主要受力构件，贝雷梁的计算跨度同样为20.212 m，钢管柱高度约19 m。321型贝雷梁(3 115 mm×176 mm×1 500 mm)，截面I=2.50×10-3m4，W=3.5785×10-3m3，弹模E=2.06×105N/mm2。

图2 单跨贝雷梁示意图(单位：mm)

单跨贝雷梁方案有两个优点：第一，无需既有匝道参与，结构和计算最为简单；第二，支架受力最终传递至承台且使承台中心受力，而横梁浇筑时传递至承台的荷载远小于成桥后桥墩传递至承台的荷载，故无需对承台和桩基受力进行检算。缺点就是贝雷梁跨度较大，自身挠度不易控制。由于横梁顺桥向宽度较小，且桥墩范围内无法布置贝雷梁，贝雷梁只能布置在桥墩两侧，为保证横梁荷载均匀传递至贝雷梁，贝雷梁的片数不能无限增加。对于本例，共密布2组×11片/组贝雷梁，每组宽度已达2.2 m(见图2(b))，此时横梁和外伸箱梁仅占据每组贝雷梁约一半的宽度，已无法继续增加贝雷梁数量。

考虑施工荷载、混凝土振捣、模板、支架体系自重以及横梁和局部箱室自重，贝雷梁承担荷载为286 kN/m，根据均布荷载下简支梁受力分析可得跨中挠度和上下弦应力为54.8 mm和185.4 MPa(见表1)：尽管贝雷梁数量已达极限，但跨中挠度依然较大，已超过容许挠度的2倍，且难以通过调整模板预抛值进行补偿，故此方案不可行。

另外，两侧钢管柱的受力可满足要求，其压缩变形可通过预抬进行抵消。由于钢管柱高度较大，可在相邻两根钢管柱之间设置连杆以提高其稳定性。

为控制跨中挠度，也试图将贝雷梁两侧向外伸长形成悬臂并压重以使中跨形成负弯矩，但在单跨模式下，为将跨中挠度降低至25 mm，需每侧外伸9 m且压重1m高的沙袋。但这一方案不仅使贝雷梁用量翻倍，也使外伸悬臂稳定性较差，增加了施工风险，并非合理方案。

2.2 多跨贝雷梁方案

采用多跨方案是减小跨中挠度的最有效手段。根据既有匝道截面形式和单跨方案结果，可在既有匝道桥面布置1～3组钢管柱形成2～4跨的等跨连续贝雷梁。但在既有桥面设置钢管立柱，不仅需要验算既有桥梁的整体受力，还由于既有匝道和横梁斜交，钢管柱无法完全沿着既有匝道的腹板布设，故亦需对桥面板的局部受力进行验算。对于多跨方案，除增设1～3组桥面钢管柱外，其他构件的数量和布置与单跨体系相同。同时在桥面钢管柱底设有850 mm×850 mm×300 mm混凝土垫层以便应力扩散，桥面钢管柱高度约12 m。

对多跨方案，通过MIDAS/Civil有限元计算可知，即使采用2跨方案，贝雷梁的挠度就已满足施工要求，且整个支架的变形已从单跨时以贝雷梁变形为主转变为以钢管柱的压缩变形为主(见表1)。同时，对于既有匝道桥来说，根据其结构形式并依规范[9]计算桥面板的局部冲切承载力得：

(0.7βhftd+0.15σpc,m)Umh0=1027.6 kN

(1)

表1 不同方案的主要结果

式中：σpc,m为设有预应力钢筋的板的截面上，由预加力引起的混凝土有效平均压应力，其值宜控制在1.0 MPa～3.5 MPa范围内，对于本例，由于钢管柱位置靠近边支座，顶板并无预应力筋，故偏安全取0；顶板厚度偏安全取h=250 mm，βh为截面高度尺寸效应系数，依规范取1.0；h0为板的有效高度，偏安全取h0=h-40=210 mm；Um为距集中反力作用面h0/2处破坏锥体截面面积的周长，偏安全忽略桥面铺装的分散效应，本例Um=(850+h0/2)×4=3 820 mm。对比表1的单柱最大压力可知，3种方案的桥面板局部承载能力均满足要求。

但是，对于既有匝道桥的整体受力来说，各方案均无法满足，表现为截面抗剪承载能力不足。由于新建桥墩横梁接近既有匝道第二联的边墩，对于4跨方案，桥面3组钢管柱分别在边墩附近1.5 m、3.5 m和5.5 m，其竖向荷载对既有匝道主要产生剪力效应，偏安全可认为在既有匝道产生的剪力即为钢管柱竖向荷载之和，如此2跨和4跨方案的钢管柱在既有匝道产生的剪力设计值V分别为3 610.8 kN和4 642.4 kN，分别占到总荷载的62.5%和80.4%。这也是因为对于多跨贝雷梁方案时，贝雷梁的荷载将主要由中柱，也即设置在既有桥面的钢管柱承担，且桥面钢管柱越多，其承担的总荷载就越大，这就给既有匝道的承载能力提出了挑战。

对于既有匝道，由于其详细结构参数缺失，难以通过结构计算确定其抗剪承载能力。实际上，对于在役结构，因结构和材性可能存在劣化，也无法直接使用规范公式进行承载能力验算。为此，本文采用既有匝道车道荷载的剪力效应设计值V0与钢管柱产生的剪力设计值V进行对比，以评价既有匝道对桥面钢管柱的承载能力：如果V0>V则说明钢管柱对截面产生的剪力小于车道荷载对截面产生的剪力，也即在桥面布设钢管柱可行，反之亦然。

既有匝道桥宽可满足三车道布载，依规范[10-11]通过MIDAS/Civil软件对等截面3 m×30 m连续梁桥的计算分析，并考虑多车道折减和冲击系数，可得车道荷载在边墩截面产生的V0=2 009 kN，远小于3种方案对应的V，说明钢管柱对截面产生的剪力远大于车道荷载对截面产生的剪力，也即在桥面布设钢管柱不可行。

还需说明，承载能力计算时恒载还有分项系数1.2，也即在V0可计入0.2倍恒载在关注截面的剪力，截面的承载能力依然无法满足。偏安全取箱梁顶底板厚度25 cm，三道腹板厚度均为35 cm，桥面铺装厚度18 cm，则自重在关注截面产生的剪力为3 385 kN，则V0′=2 686 kN，仍远小于3种多跨方案的V。

另外，尽管匝道桥下有场地条件布设支撑以辅助既有匝道承担桥面钢管柱的荷载，但桥下支撑将非常靠近既有匝道的桥墩和基础，且因既有基础资料亦缺失，难以评价桥下支撑对既有基础的影响，故这一方案亦不理想。

2.3 单/多跨协作贝雷梁方案

从上述分析可知，传统的单跨无法满足贝雷梁挠度要求，而多跨方案的挠度可以忽略但无法满足既有匝道的抗剪承载能力要求。为此，本项目提出了一种单/多跨协作方案。即仍按前述三跨贝雷梁方案搭设，其体系与图2基本一致，只是在桥面多了两组钢管立柱(见图3)，但在搭设时既有桥面的两组钢管柱与贝雷梁底并不接触，而是预留一定的间隙，以保证在上部现浇横梁施工开始时既有桥面的钢管柱并不受力，贝雷梁仍是单跨受力体系；到上部横梁混凝土浇筑到一定进度后，贝雷梁下挠并与既有桥面钢管柱接触从而使其开始承载，此后贝雷梁由单跨简支形式转变为三跨连续形式。由上节可知，在形成三跨连续梁后，贝雷梁的下挠变形可以忽略，所以贝雷梁的总挠度将几乎完全出现在单跨简支形式的第一阶段。当然，两个阶段均有钢管柱的压缩变形，但可经计算确定并对贝雷梁整体预抬进行抵消。

图3 单/多跨协作体系示意图(单位：mm)

在此协作方案中，关键是根据贝雷梁挠度要求确定既有桥面钢管柱与贝雷梁底的间隙，其决定了贝雷梁的变形和既有匝道参与受力的时机。这需对支架体系和模板自身重量产生的变形单独计算，同时仍需对既有桥面钢管柱的受力和既有匝道的承载能力进行验算。

在未浇筑横梁混凝土之前，贝雷梁已经以单跨简支形式承担了支架体系和模板的自重，并会发生一定的变形。根据施工方案确定此部分荷载为35 kN/m，其产生的跨中和桥面钢管柱位置挠度分别为6.7 mm和5.8 mm，如果始终为单跨，则后续混凝土浇筑在跨中和桥面钢管柱位置产生后续的54.8-6.7=48.1 mm和41.8 mm挠度。根据横梁跨中挠度控制要求25 mm以及贝雷梁挠度仅出现在第一阶段的认识，则桥面钢管柱顶端距离贝雷梁的间隙可根据跨中和桥面钢管柱位置的挠度比例确定，即为15.9 mm。这样，而产生这一挠度对应的荷载，也即在第一阶段施工结束时浇筑的横梁高度约为1.07 m。支架体系和模板以及第一阶段混凝土引起的左右两侧钢管柱压力和挠度分别为330.6 kN和2.6 mm。

对于第二阶段，横梁剩余1.73 m高混凝土浇筑时支架体系为三跨连续梁，其产生的各跨挠度均不足0.5 mm可以忽略，其在桥面和两侧的钢管柱压力分别为286.8 kN和104.6 kN，相应的压缩变形为1.4 mm和0.8 mm：尽管两者的压缩变形不一致但相差不大，支架体系整体预抬值可取两者的平均值即1.1 mm，以此保证桥面钢管柱与贝雷梁之间的间隙始终为15.9 mm不变。再考虑第一阶段边柱的压缩变形，则支架体系总的预抬值为3.7 mm。

另外，对于既有匝道桥，协作方案中桥面单个钢管柱压力仅为286.8 kN，远小于传统两跨方案的钢管柱压力，故桥面板局部受力满足要求；桥面钢管柱总压力为2 294.4 kN，这也偏安全可视为既有匝道承担的剪力设计值，其略大于车道荷载作用下的剪力设计值，但考虑自重效应的0.2倍冗余后，既有匝道承载力即可满足要求。

3 协作方案实施流程和效果

尽管通过上述分析提出了技术上可行的单/多跨协作贝雷梁支架体系方案，但为校验支架受力与计算分析结果的一致性并确保施工安全，施工时对既有匝道桥面的4根钢管柱底端应变和既有匝道箱梁底面应变进行了监测，应变测量采用千分表应变计，应变布置如图4所示，共布设24个应变计。尽管对贝雷梁的变形监测更为直接，但因贝雷梁在两层分配梁之下，且受场地和视野限制，没有条件架设全站仪对贝雷梁底标高进行测量。另外，横梁位置既有匝道下方布设4×4根φ529×7 mm钢管柱，但与匝道梁底保持5 cm间距：其并不承载，只是作为预防措施以防既有匝道出现较大变形。监测中关注立柱和梁底的应变出现时的横梁混凝土浇筑高度以及横梁浇筑完成时的应变。

支架体系搭设后进行预压以消除弹性变形，并且此时桥面钢管柱顶端的分配梁与贝雷梁之间设置25 mm木板垫层以确保贝雷梁无下挠，预压结束后，撤出木板垫层以留出空隙，并且确保在模板搭设完成后空隙间距为15.9 mm。

现场施工时的支架体系如图5所示。施工过程中的应变检测显示，在横梁浇筑达到1 m时，图4中的B2钢管柱开始出现应变，到1.15 m时，所有钢管柱的所有应变片均已出现应变，这与计预期基本一致，但直至混凝土浇筑值1.3 m时，梁底才出现应变，说明荷载到既有匝道的传递有一定滞后。待混凝土浇筑完成，每个钢管柱的4个应变计结果一致性较好，与均值的偏差不超过±8%，故取4个应变计的均值计算钢管柱的压力，并得4个钢管柱B1—B4的压力分别为293.1 kN、300.7 kN、281.6 kN和274.3 kN，与计算值286.8 kN基本一致，其偏差可能来自贝雷梁传力体系的不均匀以及钢管柱顶面和贝雷梁之间间距的不一致。梁底实测应变较小，最大应变不超过30με，这也是因为所测断面接近桥墩，尽管荷载较大但断面弯矩和应变较小，并且未在梁底观测到裂缝。

图4 钢管柱和梁底应变布置示意图

图5 单/多跨体系现场图

从支架体系的方案选择和施工效果可知，所提出的单多跨协作方案能够同时满足横梁挠度和既有匝道承载要求，技术可行且效果良好。同时，图6还给出了图1中常规门式墩支架体系，由于其下方无既有匝道，横梁跨度更小，可支架采用钢管柱+工字钢的支架体系，共5组钢管柱使工字钢形成4跨连续梁，相比更为简单，这也凸显了下方有既有匝道时上方横梁支架体系的复杂性。

4 小 结

以一跨越既有匝道桥梁的预制装配城市立交匝道桥为例，针对其现浇大尺寸横梁，设计了一种分阶段利用既有匝道搭设协作支架体系的方案，既满足了支架体系的承载和变形要求，也确保了既有匝道承载不超过其设计荷载，通过施工监控确保了其良好的工程应用效果，为今后类似工程提供了参考。同时，对正常服役但缺乏详细资料的既有桥梁，也提出了根据其设计车道荷载和自重荷载冗余确定其可利用承载能力的原则。

图6 图1中常规门式墩支架体系