黃耀東

(中鐵二十四局集團上海鐵建工程有限公司 上海 200070)

1 引言

隨著城市建設的發(fā)展，越來越多的城市立交橋及高速公路的跨線橋采用了鋼-混疊合梁結(jié)構。這種結(jié)構能夠增大跨越能力，解決橋下凈空不足的問題，且施工時不用滿堂支架，能最大程度地減少施工對交通的影響[1-3]。

鋼-混凝土疊合梁是由鋼結(jié)構通過剪力釘與混凝土共同作用所形成的組合結(jié)構，能夠充分利用鋼材良好的抗拉性能和混凝土的抗壓性能，從而使兩種不同性能的材料得到合理利用。鋼-混凝土疊合梁的施工通常設置臨時支撐架設鋼梁后，吊裝混凝土橋面板，澆筑混凝土濕接縫，并通過體系轉(zhuǎn)換以使得組合結(jié)構共同受力，結(jié)構內(nèi)力在組合結(jié)構形成過程中不斷變化和分配[4-6]。若組合結(jié)構未完全形成前臨時支撐失效將導致混凝土和鋼梁自重均由鋼梁承擔而非組合結(jié)構共同受力，從而使鋼梁受力過大，偏離設計值[7-8]。

為解決這一問題，本文結(jié)合工程實例，針對某項目50 m鋼-混疊合梁臨時支撐失效后采取二次支撐和頂升的體系轉(zhuǎn)換方式，并結(jié)合應力和位移監(jiān)測系統(tǒng)，實時監(jiān)測體系轉(zhuǎn)換過程中應力和位移的變化，為施工過程提供技術支撐。

2 工程概況

本工程為50 m鋼混疊合梁橋，橋?qū)?0 m，單箱兩室斷面，橋面橫坡3.82% ～5%。橋梁中心線部分位于緩和曲線上，部分位于圓曲線上，圓曲線半徑125 m。中心線梁高2.7 m，混凝土橋面板腹板位置厚0.45 m，頂板中間位置厚0.25 m。鋼梁頂板厚30 mm、底板厚20 mm、腹板厚16 mm。橋梁典型斷面如圖1所示。

本橋采用支架吊裝的施工方法，其施工順序如下:(1)下部基礎施工，搭設臨時墩；(2)在24～25號墩之間的臨時支架上吊裝鋼箱梁梁段，調(diào)整各梁段之間的相對線形，達到設計要求后，進行各相鄰梁段間接縫的焊接；(3)吊裝橋面板至相應位置；(4)焊接橋面剪力釘；(5)澆筑縱向濕接縫及剪力釘槽口，再澆筑橫向濕接縫；(6)拆除所有臨時支架后施工橋面鋪裝及防撞護欄，直至完成全橋工程。

圖1 標準斷面布置(單位:mm)

該橋施工過程中，橋面縱向、橫向濕接縫均已澆筑，在澆筑剪力釘槽口混凝土時發(fā)現(xiàn)臨時支架支承均已失效，使得橋面板的自重僅有槽型鋼梁承擔，鋼箱梁的應力和變形超出了設計值。經(jīng)分析研究后采取以下處置方案:拆除已澆筑的濕接縫來解除鋼與混凝土的聯(lián)系，再對臨時支撐位置進行重新支撐和頂升使鋼箱梁復位，進而使鋼箱梁應力恢復，再重新澆筑濕接縫及剪力釘槽口成橋，使得鋼箱梁和橋面板共同承擔恒載和活載[9]。鋼箱梁二次支撐和頂升方案平面布置如圖2所示。小里程樁號的臨時支撐最大頂推力為1 320 kN；大里程樁號的臨時支撐最大頂推力為1 525 kN。頂升過程中共分五級進行，分別為最大頂推力的0%、20%、40%、60%、80%、100%的荷載值。

為了深入了解重新支承臨時支架、橋面濕接縫拆除及頂升過程中結(jié)構內(nèi)力及變形情況，分析鋼箱梁應力釋放情況，保證結(jié)構安全，通過在關鍵截面埋設傳感器，采用配套的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)對鋼箱梁的應力及變形進行監(jiān)測，掌握鋼箱梁的應力分布變化[10]，以便為施工過程提供技術支撐。

圖2 臨時支撐處回頂力布置示意

3 監(jiān)測方案

3.1 變形監(jiān)測

選擇50 m跨疊合梁的跨中截面、臨時支承截面、支點截面作為變形監(jiān)測控制截面，如圖3所示。每個截面在梁底兩側(cè)腹板各布設1個變形觀測點，其中跨中截面外弧側(cè)翼板底緣增設一個變形測點。控制截面測點布置如圖4所示。

圖3 變形監(jiān)測控制截面位置示意圖

圖4 跨中截面測點布置示意圖

3.2 應力監(jiān)測

根據(jù)鋼混結(jié)合梁的結(jié)構特點和施工現(xiàn)狀，選擇50 m跨的臨時支撐截面、跨中截面(B)及近支點截面(距支點截面1.5 m處)位置作為鋼箱梁應力監(jiān)測控制截面。各測點應變采用長沙金碼振弦式應變傳感器進行實時監(jiān)測。

4 計算模型

為分析拆除濕接縫、重新支撐和頂升過程中結(jié)構內(nèi)力和變形的變化及重新分配情況，采用橋梁專業(yè)有限元軟件Midas Civil 2015對施工全過程進行模擬分析。計算模型采用板單元模擬鋼箱梁，采用梁單元模擬混凝土橋面板，并基于結(jié)構實際所處狀態(tài)對橋梁進行施工仿真分析。根據(jù)現(xiàn)場濕接縫及剪力釘槽口混凝土鑿除情況，考慮濕接縫及剪力釘槽口混凝土鑿除后的結(jié)構實際受力狀態(tài)，分別建立非組合結(jié)構狀態(tài)下(鋼箱梁與橋面板完全分離)和組合結(jié)構狀態(tài)下(鋼箱梁與橋面板形成組合結(jié)構)兩種鋼箱梁頂升模型，并計算在施加頂升力荷載作用下，將模型得出的理論值與實際監(jiān)測結(jié)果進行對比分析。非組合結(jié)構狀態(tài)下和組合結(jié)構狀態(tài)下兩種鋼箱梁頂升計算模型如圖5～圖6所示。

圖5 非組合結(jié)構狀態(tài)頂升荷載作用下有限元模型

圖6 組合結(jié)構狀態(tài)計算模型

5 監(jiān)測結(jié)果與分析

現(xiàn)場頂升過程持續(xù)兩天，將各級荷載工況統(tǒng)一編號，并與加載及卸載荷載等級相對應，編號如下:(1)加載第1級(0～20%)；(2)加載第2級(20% ～40%)；(3)加載第3級(40% ～60%)；(4)加載第4級(60% ～80%)；(5)加載第5級(80% ～100%)；(6)加載第5級(100%持荷過程中應力突變)；(7)卸載至 80%；(8)加載(80% ～100%)；(9)卸載(100% ～60%)；(10)卸載(60% ～20%)；(11)加載(20% ～60%)；(12)加載(60% ～100%)；(13)繼續(xù)鑿除局部濕接縫。在頂升作業(yè)過程中，對頂升加載及卸載過程中結(jié)構的應力及變形進行實時監(jiān)測，并將實測值與理論計算值進行對比分析。

5.1 變形監(jiān)測結(jié)果與分析

各控制截面測點采用高精度全站儀和棱鏡測試變形值，記錄每級荷載下各截面主梁變形。限于篇幅，僅繪制在整個頂升過程中，跨中截面和臨時支撐截面在頂升荷載作用下的變形曲線，如圖7～圖8所示。

由圖7～圖8可知，各控制截面的撓度在荷載作用下基本表現(xiàn)為線性增長，而卸載后重新加載至100%加載控制值，載荷變形的斜率雖有增大趨勢，但仍然保持線性增長。由此表明各級荷載下橋梁結(jié)構均處于彈性工作狀況。卸載后重新加載至100%加載控制值，主梁變形斜率有所增長，同一等級荷載下的變形值也有增長，表明在最不利頂升荷載作用下，混凝土橋面板結(jié)構和鋼箱梁之間的組合聯(lián)系被進一步削弱。

圖7 跨中截面變形曲線

圖8 臨時支撐截面變形曲線

5.2 應力監(jiān)測結(jié)果與分析

為了了解頂升過程中鋼箱梁應變變化規(guī)律，選擇了部分截面典型測點的應變值進行應力與荷載曲線的分析，其中臨時支撐截面測點在頂升荷載作用下的應力變化情況如圖9所示。

圖9 臨時支撐截面應力變化曲線

由圖9可知，控制截面關鍵測點應力在頂升荷載作用下，基本表現(xiàn)為線性增長。但在100%控制荷載持荷過程中，控制截面應力均發(fā)生了突變，分析原因為鋼箱梁和混凝土橋面板之間連接發(fā)生了滑移，鋼梁與混凝土板之間的組合連接進一步削弱，鋼箱梁各區(qū)域應力重新分布。鋼箱梁和混凝土板發(fā)生滑移之后，在加載和卸載過程中，各測點的應變?nèi)匀换颈３志€性變化，表明各級荷載下橋梁結(jié)構基本均處于彈性工作狀況。

5.3 實測值與理論值對比分析

將各控制截面的實測值與理論計算結(jié)果進行對比分析，并計算實測值與理論值(理想的非組合結(jié)構頂升模型分析結(jié)果)的比值，其中關鍵測點撓度及應力對比見表1、表2，變形對比曲線見圖10。

表1 主梁跨中截面變形實測值與理論值對比分析

表2 主梁關鍵截面應力實測值與理論值對比分析

圖10 跨中外弧變形對比曲線

由圖表分析可知，各級荷載下主梁的撓度(應力)實測曲線與理論曲線在形狀上基本相似，表明各主要測點實測撓度(應力)隨加載過程的變化規(guī)律與理論計算結(jié)果基本一致。但由于橋面板與鋼箱梁結(jié)構之間仍存在剛性連接，實際的剛度在完全自由和完全組合之間，導致鋼箱梁的實測值與理想非組合結(jié)構模型的理論值存在偏差。

另外，根據(jù)各控制截面外側(cè)、中及內(nèi)腹板應力和撓度的實測值及理論值比較可知，實測內(nèi)外側(cè)測點的應力和變形橫向分布較均勻，這與理論計算值存在一定的差異。受橋面板約束影響，開口鋼箱梁的實際應力橫向分配較均勻，傳遞能力較好，這對鋼箱梁的受力有利。

6 結(jié)束語

(1)頂升各級荷載作用下，鋼箱梁的撓度變形和應力基本表現(xiàn)為線性變化，表明橋梁結(jié)構處于彈性工作狀態(tài)。

(2)頂升荷載作用下，鋼箱梁實測內(nèi)外側(cè)測點的應力橫向分布較均勻，表明受橋面板約束影響，鋼箱梁的扭轉(zhuǎn)剛度和整體受力性能均較好。

(3)最大頂升荷載作用下，控制截面應力監(jiān)測值/理論值在0.58～0.94之間，表明在頂升荷載作用下，監(jiān)測區(qū)域的鋼箱梁結(jié)構應力得到明顯釋放。

(4)最大頂升荷載作用下，跨中鋼箱梁內(nèi)外側(cè)分別產(chǎn)生了78.47 mm、100.09 mm向上的撓度變形，均小于理想非組合結(jié)構理論撓度值。

(5)通過對鋼混疊合梁重新支撐和頂升施工的體系轉(zhuǎn)換方式，橋面板約束釋放完全區(qū)域鋼箱梁結(jié)構應力得到恢復，頂升施工達到預期效果。