顏兆福，朱 婧

(1.中國葛洲壩集團(tuán)勘測設(shè)計(jì)有限公司，湖北 武漢 430074；2.中鐵大橋勘測設(shè)計(jì)院有限公司，湖北 武漢 430010)

1 工程概況

武漢市快速路高架跨漢陽大道橋采用(43+54+43)m連續(xù)鋼箱梁，橋墩編號(hào)為1#～4#。橫截面為三箱三室斷面，箱梁內(nèi)外側(cè)懸臂長度為3.4 m。懸臂根部高76 cm，端部高31 cm，箱室內(nèi)頂?shù)装宀捎肬形縱向加勁肋，頂板懸臂部位采用U肋和板肋加勁。箱室間通過間距3 m左右的橫隔板連接。橋梁處于變寬段，1#邊墩處橋?qū)?7.61 m，4#邊墩處橋?qū)?1.16 m。結(jié)構(gòu)支座布置，每一橋墩處設(shè)置3個(gè)支座，分別對應(yīng)三個(gè)箱室，支座編號(hào)由道路中心線向外側(cè)依次為A/B/C，1#墩處支座及4A支座采用GCQZ3500球型鋼支座，2A、2B、3A、3B采用GCQZ9000球型鋼支座，2C、3C采用GCQZ8000球型鋼支座，4B、4C采用GCQZ3000球型鋼支座。

2 鋼梁合攏后情況介紹

鋼橋采用支架節(jié)段拼裝焊接施工，拼裝合攏后，完成支架卸載工作，橋面鋪裝層施工還未進(jìn)行。項(xiàng)目部于10月中旬發(fā)現(xiàn)支座1C脫空，后續(xù)檢查，發(fā)現(xiàn)支座1A與支座4C也出現(xiàn)脫空現(xiàn)象。

針對支座1A、1C、4C脫空問題，進(jìn)行跟蹤觀測。1C支座10∶30～15∶30分為壓實(shí)狀態(tài)，其余時(shí)間段為脫空狀態(tài)，脫空支座的脫空值如表1所示。測量時(shí)段早上橋面溫度為13.0～15.3 ℃，中午時(shí)段橋面溫度為31.1～33.0 ℃。

表1 支座脫空值/mm

臨時(shí)支架卸載后，復(fù)測橋面標(biāo)高，發(fā)現(xiàn)實(shí)測數(shù)值與設(shè)計(jì)標(biāo)高有較大差距，2#墩及3B支座附近橋面標(biāo)高低于設(shè)計(jì)標(biāo)高；橫橋向兩邊標(biāo)高大于中間區(qū)域呈現(xiàn)翹曲趨勢。同時(shí)測量支座墊石頂及支座上板高程，部分墊石頂高程與設(shè)計(jì)值存在2 cm以內(nèi)偏差。

3 有限元計(jì)算分析

通過有限元軟件Midas中梁單元及板單元建立橋梁的空間計(jì)算模型，如圖1。鋼材材質(zhì)為Q345B，鋼材密度7 850 kg/m3。彈性模量2.06×105MPa，線膨脹系數(shù)1.2×10-5。

圖1 鋼箱梁橋模型

梯度溫度作用考慮鋼梁架設(shè)完成，橋面鋪裝尚未進(jìn)行時(shí)的工況。我國《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》并未給出此種工況的梯度溫度分布，英國規(guī)范BS5400對于正溫度梯度采用四折線模式：T1=30 ℃，h1=0.1 m，T2=16 ℃；h2=0.2 m，T3=6 ℃；h3=0.3 m，T4=3 ℃。BS5400對于負(fù)溫度梯度采用二折線模式：T1=8 ℃，h1=0.5 m；T2=0 ℃。結(jié)合現(xiàn)場實(shí)測情況，計(jì)算模型中正梯度溫度采用T1=15 ℃；計(jì)算模型中采用T1=8 ℃。整體溫度取升溫30 ℃，降溫-25 ℃。

根據(jù)模型計(jì)算，拆除臨時(shí)支撐后鋼梁豎向最大位移20 mm。支座反力最小值位于4B為715 kN，最大支反力位于2B，為3 022 kN。在鋼梁自重及溫度荷載作用下，1A、1C、4C等支座壓力儲(chǔ)備不足，這與現(xiàn)場實(shí)測的1A、1C、4C支座脫空情況相吻合。將各支座在本施工階段各工況下反力整理于表2，各支座反力合力為21 18 0kN，與施工圖中鋼梁自重21 140 kN接近。

恒載作用下1#墩支反力合計(jì)2 754 kN，如將計(jì)算模型中1A、1C、4C支座退出工作，則1B支反力為2 725 kN，即1#墩支座反力合計(jì)值變化不大。說明支座脫空后，其原荷載主要由橫向臨近支座承擔(dān)。

表2 鋼梁合攏后施工階段支座反力/kN

4 原因分析及解決方案

根據(jù)現(xiàn)場觀測及理論、數(shù)值分析，得出支座脫空的主要原因?yàn)椤?/p>

(1)現(xiàn)場焊接工作量大，存在較大焊接殘余變形。由于橋面焊縫集中，會(huì)產(chǎn)生較大焊接應(yīng)力，鋼橋四角存在上翹的趨勢。

(2)結(jié)合現(xiàn)場觀測及數(shù)值計(jì)算，鋼箱梁白天處于梯度升溫，晚上處于梯度降溫。鋼箱梁橫向剛度大，梯度降溫時(shí)，會(huì)產(chǎn)生較大翹曲變形。由表2可知，梯度溫度下邊墩支座支座反力與鋼梁自重產(chǎn)生的支反力接近，如4#C支座在梯度降溫及自重作用下出現(xiàn)負(fù)反力。

(3)變寬鋼箱梁約束支座位置與箱梁中性軸存在偏離，整體升降溫作用下，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)傾向，產(chǎn)生水平支座反力。又由于支座位于箱梁底部，在產(chǎn)生水平支座反力的同時(shí)，也產(chǎn)生豎向反力。整體升降溫作用下豎向反力要小于梯度升降溫。

(4)鋼梁自重作用下邊墩支座反力較低，特別是在變寬箱梁的較窄端，部分支座反力更小。

(5)鋼梁焊接拼裝前，由于沉降、支架變形、施工誤差等因素，存在一定的拼裝偏差。

根據(jù)上文總結(jié)的主要原因，提出通過調(diào)整支座頂升量來改善支座受力的方案。具體步驟為：檢查支座是否損壞，已損壞的支座需更換；復(fù)測支座上板高程，計(jì)算支座脫空高度，確定頂升墊板厚度；支座頂升選擇在多云或陰天施工，每一墩處3個(gè)支座同時(shí)頂升，具體頂升量及對應(yīng)的頂升力見表3。頂升時(shí)采用頂升高度控制為主，頂升力監(jiān)控為輔的方式。

頂升方案后支座反力與設(shè)計(jì)狀態(tài)下支反力偏差不大于10%，支座頂升方案各支座支反力之和與設(shè)計(jì)狀態(tài)下支反力之和相等。支座頂升方案后結(jié)構(gòu)應(yīng)力情況與設(shè)計(jì)狀態(tài)下結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化不大，均小于規(guī)范中設(shè)計(jì)應(yīng)力。

表3 支座頂升方案支座頂升值

表4 支座頂升方案支座頂升值

5 結(jié) 論

(1)由于焊接殘余變形、梯度溫度、拼裝誤差、恒載反力小、約束與形心的偏離，變寬鋼箱梁邊墩邊支座容易出現(xiàn)支座脫空現(xiàn)象；

(2)梯度溫度作用對支座反力影響大，與鋼梁自重作用下的邊支反力接近，大于整體升降溫作用；

(3)通過支座頂升，使支座反力在施工階段及運(yùn)營階段均與設(shè)計(jì)值接近，滿足承載力要求，同時(shí)避免支座脫空。結(jié)構(gòu)應(yīng)力也與設(shè)計(jì)狀態(tài)接近，均小于材料應(yīng)力限值。