薄壁墩橋梁臨時(shí)支護(hù)體系的施工監(jiān)測(cè)及安全性分析
——以高增大橋?yàn)槔?/h1>
2023-01-14 10:28:28羅金標(biāo)張桓靖鐘長(zhǎng)裕
科學(xué)技術(shù)與工程 2022年34期
羅金標(biāo)， 張桓靖， 鐘長(zhǎng)裕
(廣州公路工程集團(tuán)有限公司， 廣州 510075)
中國(guó)是橋梁大國(guó)，擁有結(jié)構(gòu)形式多樣的橋梁。按照結(jié)構(gòu)體系可分為梁橋、拱橋、鋼架橋和線(xiàn)纜承重橋4種基本體系[1]。大跨徑連續(xù)梁和連續(xù)剛構(gòu)橋因造價(jià)成本低、跨越能力強(qiáng)、施工難度小等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于大跨徑橋梁的建設(shè)中[2]。目前大跨徑橋梁一般采用分段施工的方式，在成橋前需要經(jīng)過(guò)多個(gè)施工階段。隨著橋梁結(jié)構(gòu)越來(lái)越復(fù)雜，橋梁施工時(shí)的安全保障變得更為重要。為保障橋梁在施工過(guò)程中的安全性，施工監(jiān)測(cè)被引入到橋梁建設(shè)中來(lái)[3-4]。施工監(jiān)測(cè)通過(guò)監(jiān)測(cè)橋梁施工過(guò)程中各個(gè)階段的關(guān)鍵參數(shù)來(lái)計(jì)算橋梁的狀態(tài)參數(shù)，并預(yù)估實(shí)際結(jié)構(gòu)狀態(tài)，從而實(shí)現(xiàn)最優(yōu)的成橋狀態(tài)[5-6]。在施工過(guò)程中通過(guò)施工監(jiān)測(cè)保證橋梁的應(yīng)力分布、撓度變化在安全合理的范圍內(nèi)[7-9]，特別是在橋梁合龍階段中涉及體系轉(zhuǎn)換，更需要保證橋梁的穩(wěn)定和安全，并確保合龍段兩懸臂端實(shí)際標(biāo)高與設(shè)計(jì)標(biāo)高偏差在合理范圍內(nèi)。對(duì)于橋梁施工過(guò)程中臨時(shí)支護(hù)體系的作用和效果已有一些相關(guān)研究：王一帆等[10]研究了潮州大橋的懸臂施工時(shí)臨時(shí)支架的變形，通過(guò)有限元仿真詳細(xì)分析各施工階段下臨時(shí)支架和主梁的受力狀況，提出了多次澆筑的方法保證了橋梁施工的安全性；韓國(guó)祥[11]通過(guò)有限元建模仿真，對(duì)某橋梁蓋梁支架施工進(jìn)行研究，設(shè)計(jì)了蓋梁施工監(jiān)控方案，并對(duì)各施工階段支架的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行評(píng)估，為同類(lèi)橋蓋梁施工提供了參考和建議；潘曉飛等[12]對(duì)臺(tái)城河特大橋開(kāi)展了施工監(jiān)控，詳細(xì)分析和論證了施工方案，提出了合龍段施工及體系轉(zhuǎn)換的關(guān)鍵技術(shù)。
在連續(xù)梁懸臂施工過(guò)程中，為確保梁體結(jié)構(gòu)的安全，克服不平衡荷載的影響，往往在施工過(guò)程中對(duì)墩和梁實(shí)施臨時(shí)固結(jié)，當(dāng)梁體達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后進(jìn)行體系轉(zhuǎn)換，需恢復(fù)墩與梁的鉸接性質(zhì)。因此，為保障合龍施工時(shí)，體系轉(zhuǎn)換的順利進(jìn)行，需要考慮并分析臨時(shí)支護(hù)體系拆除后橋梁的穩(wěn)定性和安全性。
因此，現(xiàn)依托廣州復(fù)建高增大橋，對(duì)薄壁墩橋梁施工過(guò)程中的臨時(shí)支護(hù)體系進(jìn)行監(jiān)測(cè)，并建立薄壁墩橋梁的MIDAS模型，對(duì)連續(xù)梁懸臂施工過(guò)程進(jìn)行仿真分析，結(jié)合理論和仿真對(duì)薄壁墩橋梁施工過(guò)程進(jìn)行安全性分析，保證高增大橋的順利合龍和施工過(guò)程的安全性。
1 依托工程及監(jiān)測(cè)方案
1.1 工程簡(jiǎn)介
高增大橋坐落于廣州市白云區(qū)人和鎮(zhèn)的流溪河上，橋梁分左右兩線(xiàn)設(shè)計(jì)，均位于直線(xiàn)上。南北兩幅橋梁均采用20 m+36 m+63 m+36 m+23 m預(yù)應(yīng)力連續(xù)箱梁跨越流溪河，中間三跨與花莞高速主線(xiàn)流溪河大橋36 m+63 m+36 m橋梁墩柱平齊，橋梁全長(zhǎng)178 m，南北兩線(xiàn)橋?qū)捑鶠?7 m，其中人行道寬5.0 m。上部結(jié)構(gòu)施工時(shí)，中間三跨采用掛籃進(jìn)行懸臂澆筑，20 m及23 m邊跨采用滿(mǎn)堂支架施工，并在主跨跨中及36 m橋跨內(nèi)設(shè)置合龍段。下部結(jié)構(gòu)主跨橋墩(2～3軸)采用薄壁墩，其厚度為1.8 m，底部寬度為4.5 m，如圖1(c)所示；20 m及23 m跨邊墩(1軸及4軸)采用柱式墩，橋臺(tái)采用柱式臺(tái)。
橋梁主體結(jié)構(gòu)如圖1(a)和圖1(b)所示。橋梁標(biāo)準(zhǔn)斷面采用單箱雙室直腹板形式，頂板寬17 m，底板寬11 m，兩側(cè)懸臂各長(zhǎng)3.0 m。懸臂端部厚0.18 m，根部厚度為0.7 m；頂板厚0.3 m，底板厚0.28～0.68 m；跨中截面腹板厚度為0.5 m，支點(diǎn)截面腹板厚度為0.7 m，變化段長(zhǎng)4 m。主梁梁高按二次拋物線(xiàn)從跨中截面的2 m變化到支點(diǎn)截面的3.8 m。箱梁梁體采用C50混凝土，上部結(jié)構(gòu)按全預(yù)應(yīng)力構(gòu)件設(shè)計(jì)。
主梁設(shè)置縱、橫和豎向三向預(yù)應(yīng)力。縱向預(yù)應(yīng)力設(shè)置了頂板束、底板束和腹板束。頂板束T1為19ΦS15.2，T2～T8為15ΦS15.2；腹板束W1～W6為12ΦS15.2；中跨合龍束ZTl～ZT2為15ΦS15.2，Z1～Z5為12ΦS15.2；邊跨合龍束ST1～ST2為15ΦS15.2，ST3為19ΦS15.2；20 m邊跨側(cè)邊跨合龍束ST4為15ΦS15.2；23 m邊跨側(cè)邊跨合龍束ST4為19ΦS15.2；20 m邊跨側(cè)邊跨合龍束B(niǎo)l為19ΦS15.2，23 m邊跨側(cè)邊跨合龍束B(niǎo)1為15ΦS15.2，B2-B5為15ΦS15.2。除邊跨ST3頂板束因通過(guò)連接器與T8連接采用單端張拉外，其余鋼束均采用兩端張拉，T8邊跨側(cè)張拉端為連接器，中跨側(cè)為張拉端錨具：鋼束張拉控制應(yīng)力σcon=0.72fpk=1 339.2 MPa，其中fpk為鋼束抗拉強(qiáng)度，鋼束伸長(zhǎng)量均已扣除10%的初張拉，預(yù)應(yīng)力管道采用金屬波紋管成孔。
橫向預(yù)應(yīng)力鋼束采用ΦS15.2-3鋼絞線(xiàn)，相鄰兩根鋼束采用交錯(cuò)張拉錨固，鋼束張拉控制應(yīng)力為σcon=0.75fpk=1 302 MPa，鋼束伸長(zhǎng)量均已扣除10%的初張拉，預(yù)應(yīng)力管道采用金屬扁形波紋管。
豎向預(yù)應(yīng)力束采用Φ15.2-3鋼絞線(xiàn)，鋼束張拉控制應(yīng)力為σcon=0.75fpk=1 302 MPa，管道采用塑料波紋管成孔，豎向預(yù)應(yīng)力采用二次張拉工藝。
圖1 復(fù)建高增大橋主體結(jié)構(gòu)Fig.1 Rehabilitated Gaozeng bridge superstructure main size
1.2 監(jiān)測(cè)方案
對(duì)薄壁墩橋梁施工過(guò)程中臨時(shí)支護(hù)體系監(jiān)測(cè)的重點(diǎn)在于橋墩和臨時(shí)支護(hù)上，監(jiān)測(cè)方法是在控制截面埋設(shè)傳感器監(jiān)測(cè)應(yīng)力、應(yīng)變和溫度。
為了保證測(cè)量的精度及實(shí)現(xiàn)測(cè)量過(guò)程中的智能化管理，避免數(shù)據(jù)受意外因素影響而丟失的情況出現(xiàn)，監(jiān)測(cè)采用的是長(zhǎng)沙金碼JMZX-215型埋入式智能弦式數(shù)碼應(yīng)變-溫度型傳感器(精度±1 ℃, ±1 με)對(duì)高增大橋臨時(shí)支護(hù)施工進(jìn)行監(jiān)測(cè)。此類(lèi)應(yīng)變計(jì)自身內(nèi)置計(jì)算機(jī)芯片，自動(dòng)保存?zhèn)鞲衅鞯男吞?hào)、編號(hào)和標(biāo)定系數(shù)等參數(shù)，而且能自動(dòng)保存多次測(cè)量的參數(shù)，傳輸距離長(zhǎng)且不失真。
測(cè)點(diǎn)布置方案如下：①橋墩頂部布置1個(gè)測(cè)試斷面，斷面布設(shè)4個(gè)測(cè)點(diǎn)；②6個(gè)臨時(shí)支撐鋼管樁上各布置1個(gè)測(cè)點(diǎn)。
每個(gè)測(cè)點(diǎn)布置1個(gè)傳感器，合計(jì)10個(gè)傳感器。傳感器布置詳細(xì)位置如圖2所示。
2 橋梁模型及數(shù)值分析
采用MIDAS-civil有限元軟件對(duì)該橋梁的施工過(guò)程開(kāi)展分析計(jì)算，研究懸臂梁施工過(guò)程中支座的荷載及應(yīng)變。
2.1 橋梁有限元模型
依據(jù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與施工方案，模型中采用的材料參數(shù)與實(shí)際橋梁相同?；炷翞镃50混凝土，其彈性模量為3.45×104MPa，容重25 kN/m3；鋼筋為HPB300鋼筋和HRB400鋼筋；鋼絞線(xiàn)的建模參數(shù)與工程中實(shí)際使用的1860級(jí)ΦS15.2 mm鋼絞線(xiàn)一致。
建立的MIDAS橋梁模型與節(jié)點(diǎn)(單元)劃分如圖3所示。箱梁截面尺寸依據(jù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案確定。邊界條件橋梁左右側(cè)對(duì)稱(chēng)設(shè)置，分別為：①懸臂澆筑施工期間中跨主墩采用固定支座，將0號(hào)墩節(jié)點(diǎn)固接；②滿(mǎn)堂支架施工部分采用彈性支撐，同時(shí)相應(yīng)橋墩按雙向或單向滑動(dòng)支座支撐；③懸臂澆筑施工完成后進(jìn)行體系轉(zhuǎn)換，將0#塊臨時(shí)固定支撐修改為滑動(dòng)支座。
2.2 荷載設(shè)置
橋梁荷載分為恒載和施工階段荷載，具體設(shè)置如下。
(1)恒載包括結(jié)構(gòu)自重和橫隔板重。結(jié)構(gòu)自重由程序自動(dòng)生成，并將自重系數(shù)設(shè)置為1.04，以考慮部分未被建模的構(gòu)件自重。根據(jù)箱梁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，在箱梁各支撐截面均設(shè)置有橫隔板，考慮到將其直接建立在模型會(huì)導(dǎo)致局部剛度差異過(guò)大，會(huì)出現(xiàn)計(jì)算結(jié)果奇異的問(wèn)題，因此本文研究中將各橫隔板重量額外計(jì)算施加于結(jié)構(gòu)支撐處，各橫隔板重量如表1所示。
(2)施工階段載荷包括掛籃載荷、混凝土濕重以及水箱壓重。根據(jù)施工方案要求，掛籃自重(包括施工荷載)不得大于80 t，取掛籃荷載為800 kN，作用于掛籃荷載施工塊段的端部，且不再考慮其他施工荷載。混凝土濕重由每個(gè)懸臂施工段的重量和掛籃施工中的偏心距決定，其中混凝土濕重度取為25 kN/m3，偏心距取為塊段長(zhǎng)度的1/2，混凝土濕重作用于施工塊段的端部。根據(jù)施工方案，邊跨水箱壓重大小為合攏段重量的一半，中跨水箱壓重大小為合攏段+合攏吊架重量的一半。根據(jù)合攏段的重量與合攏吊架的重量，邊跨水箱壓重為-301.7 kN，中跨水箱壓重為-451.7 kN。
表1 橫隔板重量Table 1 Weight of cross partition
圖3 橋梁模型圖Fig.3 Bridge model
圖2 傳感器布置方案Fig.2 Scheme of sensor location
2.3 施工階段設(shè)置
計(jì)算中對(duì)橋梁施工分為13個(gè)階段。各階段設(shè)置如表2所示。
表2 施工階段設(shè)置Table 2 Construction phase setting
其中，在階段2時(shí)，1#塊施工懸臂梁長(zhǎng)度最短；在階段9時(shí)，8#塊施工懸臂梁長(zhǎng)度最長(zhǎng)。
2.4 仿真結(jié)果分析
根據(jù)《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范 JTG D60—2015》[13]的相關(guān)規(guī)定與復(fù)建高增大橋施工中考慮的荷載，施工階段荷載組合考慮箱梁節(jié)段重力、混凝土濕重、掛籃荷載、預(yù)應(yīng)力荷載與徐變效應(yīng)等作用的組合。施工階段按基本組合進(jìn)荷載效應(yīng)組合，各荷載效應(yīng)的組合系數(shù)取為1。
將橋梁所有臨時(shí)或永久橋墩編號(hào)如圖4所示，其中1～4號(hào)墩表示滿(mǎn)堂支架部分邊跨橋墩對(duì)應(yīng)的4個(gè)支座，5～10號(hào)墩表示中跨橋墩6個(gè)臨時(shí)固結(jié)支座，11～12號(hào)表示中墩兩個(gè)永久支座。左右幅對(duì)稱(chēng)布置。
施工過(guò)程中支座的反力變化情況如圖5與表3所示。懸臂施工過(guò)程中，中跨橋墩的支座反力逐漸增加，其中臨時(shí)支撐最大反力為2 350 kN，固結(jié)主墩的最大反力為8 531.25 kN；邊跨與中跨合攏后，邊跨側(cè)臨時(shí)支撐反力繼續(xù)增加至5 330.5 kN，中跨側(cè)臨時(shí)支墩反力則間減小至-611.9 kN。體系轉(zhuǎn)換后，中跨橋墩兩支座的反力進(jìn)一步增加至14 412.6 kN。在運(yùn)營(yíng)階段，在基本荷載組合作用下，中跨支座橋墩反力最大值為15 335.5 kN。對(duì)于邊跨橋墩支座，施工階段中最大支座反力為3 334.6 kN；中跨橋墩體系轉(zhuǎn)換前后對(duì)邊墩支座反力影響較小，邊跨橋墩反力的最大值變?yōu)? 274.3 kN。除此之外，在施工階段11，可能由于預(yù)應(yīng)力筋張拉與跨中支座固結(jié)的影響，邊墩2支座2反力出現(xiàn)負(fù)值(拉力)，為-91 kN。體系轉(zhuǎn)換后，該負(fù)反力變?yōu)閴毫?59.9 kN。
施工階段各梁段支座截面的應(yīng)變?cè)隽咳绫?所示。
圖4 橋墩編號(hào)示意圖Fig.4 Pier numbering diagram
圖5 橋墩支座反力變化Fig.5 Reaction force change of pier support
表3 各施工階段支座反力Table 3 Support reaction force at each construction stage
表4 各施工階段支座應(yīng)變?cè)隽縏able 4 Support strain increment at each construction stage
3 監(jiān)測(cè)結(jié)果及數(shù)據(jù)分析
根據(jù)監(jiān)測(cè)方案，在每個(gè)節(jié)段施工前后進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，獲得該節(jié)段施工前后應(yīng)變?cè)隽?，每個(gè)節(jié)段施工前后應(yīng)變?cè)隽康睦碚撝蹬c監(jiān)測(cè)值對(duì)比如表5所示。圖6是臨時(shí)支撐監(jiān)測(cè)應(yīng)變?cè)隽繑?shù)據(jù)與理論應(yīng)變?cè)隽繑?shù)據(jù)的對(duì)比，從圖6中可見(jiàn)，監(jiān)測(cè)值的變化趨勢(shì)與理論值一致，但部分節(jié)段的應(yīng)變?cè)隽空`差較大，達(dá)到了3.5 με，這可能是由于傳感器安裝在墩和立柱表面，其測(cè)得的溫度與內(nèi)部溫度有誤差導(dǎo)致的。
表5 各個(gè)梁段施工監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)對(duì)比Table 5 Comparison of construction monitoring data and simulation data for each beam section
圖6 臨時(shí)支撐監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與理論數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.6 Temporary support monitoring data versus theoretical data
監(jiān)測(cè)系統(tǒng)采集的數(shù)據(jù)往往包含了異常數(shù)據(jù)、水泥水化和收縮徐變以及傳感器溫差產(chǎn)生的誤差[14-15]，因此首先對(duì)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行預(yù)處理。本文監(jiān)測(cè)方案中使用的是智能弦式數(shù)碼應(yīng)變計(jì)，而鋼材和混凝土的熱膨脹系數(shù)的差異將使采集到的應(yīng)變值存在一定的誤差[16]，對(duì)應(yīng)變?cè)隽窟M(jìn)行如下修正：
Δε′修=ε′t-(T-T0)(F-F0)
(1)
因此，監(jiān)測(cè)點(diǎn)處混凝土的應(yīng)力σ為
σ=EΔε′修
(2)
式(2)中：E=34.5 GPa，為C50混凝土的彈性模量。
4 最危險(xiǎn)工況分析
橋梁在施工過(guò)程中會(huì)保持兩個(gè)懸臂的施工荷載基本對(duì)稱(chēng)，如圖7所示。假設(shè)一側(cè)掛籃拆除后堆放在相鄰節(jié)段，則產(chǎn)生的不平衡力矩為3 200 kN·m。
薄壁墩矩形截面的慣性矩為
(3)
式(3)中：b為墩的寬度；h為墩的厚度。
圖7 懸臂梁Fig.7 Cantilever beam
彎矩產(chǎn)生的最大拉應(yīng)力為
(4)
式(4)中：M為彎矩；I為截面的慣性矩；ymax為截面上離中性軸最遠(yuǎn)的距離；Wmax為抗彎截面系數(shù)。
(5)
最危險(xiǎn)工況的不平衡彎矩在橋墩上產(chǎn)生的最大應(yīng)力為σmax=±1.3 MPa。根據(jù)仿真結(jié)果，最小懸臂梁1#塊澆筑和最大懸臂8#塊澆筑時(shí)總的反力分別為12 391 kN和30 888 kN，若不設(shè)置臨時(shí)支撐則所有的荷載都由薄壁墩承載，則橋墩的壓應(yīng)力為1.5 MPa和3.8 MPa，這兩個(gè)節(jié)段考慮最不利荷載工況，橋墩截面受壓應(yīng)力范圍為-2.8～-0.2 MPa和-5.1～-2.5 MPa，兩種工況下橋墩均承受壓應(yīng)力，此應(yīng)力范圍遠(yuǎn)小于混凝土的抗壓強(qiáng)度，此種危險(xiǎn)工況的應(yīng)力均滿(mǎn)足強(qiáng)度要求。
5 結(jié)論
建立了高增大橋薄壁墩橋梁的MIDAS模型，對(duì)橋梁懸臂施工過(guò)程進(jìn)行了仿真分析，對(duì)施工過(guò)程的臨時(shí)支撐和薄壁墩的受力進(jìn)行了監(jiān)測(cè)，通過(guò)理論和仿真進(jìn)行了薄壁墩施工過(guò)程的安全評(píng)估。得到以下結(jié)論。
(1)依托高增大橋項(xiàng)目，建立薄壁墩橋梁的MIDAS模型，對(duì)該橋不同施工階段各支座的反力和應(yīng)變?cè)隽窟M(jìn)行分析，并將分析結(jié)果與實(shí)際監(jiān)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明，仿真數(shù)據(jù)與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)具有較高的一致性。本文的結(jié)構(gòu)有限元分析可作為高增大橋施工控制的依據(jù)。
(2)在施工過(guò)程中，最危險(xiǎn)工況所產(chǎn)生的不平衡力矩，在拆除臨時(shí)支撐后，所有荷載均由薄壁墩承載，橋墩所承受的應(yīng)力滿(mǎn)足薄壁墩的強(qiáng)度要求，該懸臂梁施工方案切實(shí)可行。
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羅金標(biāo)， 張桓靖， 鐘長(zhǎng)裕
(廣州公路工程集團(tuán)有限公司， 廣州 510075)
中國(guó)是橋梁大國(guó)，擁有結(jié)構(gòu)形式多樣的橋梁。按照結(jié)構(gòu)體系可分為梁橋、拱橋、鋼架橋和線(xiàn)纜承重橋4種基本體系[1]。大跨徑連續(xù)梁和連續(xù)剛構(gòu)橋因造價(jià)成本低、跨越能力強(qiáng)、施工難度小等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于大跨徑橋梁的建設(shè)中[2]。目前大跨徑橋梁一般采用分段施工的方式，在成橋前需要經(jīng)過(guò)多個(gè)施工階段。隨著橋梁結(jié)構(gòu)越來(lái)越復(fù)雜，橋梁施工時(shí)的安全保障變得更為重要。為保障橋梁在施工過(guò)程中的安全性，施工監(jiān)測(cè)被引入到橋梁建設(shè)中來(lái)[3-4]。施工監(jiān)測(cè)通過(guò)監(jiān)測(cè)橋梁施工過(guò)程中各個(gè)階段的關(guān)鍵參數(shù)來(lái)計(jì)算橋梁的狀態(tài)參數(shù)，并預(yù)估實(shí)際結(jié)構(gòu)狀態(tài)，從而實(shí)現(xiàn)最優(yōu)的成橋狀態(tài)[5-6]。在施工過(guò)程中通過(guò)施工監(jiān)測(cè)保證橋梁的應(yīng)力分布、撓度變化在安全合理的范圍內(nèi)[7-9]，特別是在橋梁合龍階段中涉及體系轉(zhuǎn)換，更需要保證橋梁的穩(wěn)定和安全，并確保合龍段兩懸臂端實(shí)際標(biāo)高與設(shè)計(jì)標(biāo)高偏差在合理范圍內(nèi)。對(duì)于橋梁施工過(guò)程中臨時(shí)支護(hù)體系的作用和效果已有一些相關(guān)研究：王一帆等[10]研究了潮州大橋的懸臂施工時(shí)臨時(shí)支架的變形，通過(guò)有限元仿真詳細(xì)分析各施工階段下臨時(shí)支架和主梁的受力狀況，提出了多次澆筑的方法保證了橋梁施工的安全性；韓國(guó)祥[11]通過(guò)有限元建模仿真，對(duì)某橋梁蓋梁支架施工進(jìn)行研究，設(shè)計(jì)了蓋梁施工監(jiān)控方案，并對(duì)各施工階段支架的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行評(píng)估，為同類(lèi)橋蓋梁施工提供了參考和建議；潘曉飛等[12]對(duì)臺(tái)城河特大橋開(kāi)展了施工監(jiān)控，詳細(xì)分析和論證了施工方案，提出了合龍段施工及體系轉(zhuǎn)換的關(guān)鍵技術(shù)。
在連續(xù)梁懸臂施工過(guò)程中，為確保梁體結(jié)構(gòu)的安全，克服不平衡荷載的影響，往往在施工過(guò)程中對(duì)墩和梁實(shí)施臨時(shí)固結(jié)，當(dāng)梁體達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后進(jìn)行體系轉(zhuǎn)換，需恢復(fù)墩與梁的鉸接性質(zhì)。因此，為保障合龍施工時(shí)，體系轉(zhuǎn)換的順利進(jìn)行，需要考慮并分析臨時(shí)支護(hù)體系拆除后橋梁的穩(wěn)定性和安全性。
因此，現(xiàn)依托廣州復(fù)建高增大橋，對(duì)薄壁墩橋梁施工過(guò)程中的臨時(shí)支護(hù)體系進(jìn)行監(jiān)測(cè)，并建立薄壁墩橋梁的MIDAS模型，對(duì)連續(xù)梁懸臂施工過(guò)程進(jìn)行仿真分析，結(jié)合理論和仿真對(duì)薄壁墩橋梁施工過(guò)程進(jìn)行安全性分析，保證高增大橋的順利合龍和施工過(guò)程的安全性。
1 依托工程及監(jiān)測(cè)方案
1.1 工程簡(jiǎn)介
高增大橋坐落于廣州市白云區(qū)人和鎮(zhèn)的流溪河上，橋梁分左右兩線(xiàn)設(shè)計(jì)，均位于直線(xiàn)上。南北兩幅橋梁均采用20 m+36 m+63 m+36 m+23 m預(yù)應(yīng)力連續(xù)箱梁跨越流溪河，中間三跨與花莞高速主線(xiàn)流溪河大橋36 m+63 m+36 m橋梁墩柱平齊，橋梁全長(zhǎng)178 m，南北兩線(xiàn)橋?qū)捑鶠?7 m，其中人行道寬5.0 m。上部結(jié)構(gòu)施工時(shí)，中間三跨采用掛籃進(jìn)行懸臂澆筑，20 m及23 m邊跨采用滿(mǎn)堂支架施工，并在主跨跨中及36 m橋跨內(nèi)設(shè)置合龍段。下部結(jié)構(gòu)主跨橋墩(2～3軸)采用薄壁墩，其厚度為1.8 m，底部寬度為4.5 m，如圖1(c)所示；20 m及23 m跨邊墩(1軸及4軸)采用柱式墩，橋臺(tái)采用柱式臺(tái)。
橋梁主體結(jié)構(gòu)如圖1(a)和圖1(b)所示。橋梁標(biāo)準(zhǔn)斷面采用單箱雙室直腹板形式，頂板寬17 m，底板寬11 m，兩側(cè)懸臂各長(zhǎng)3.0 m。懸臂端部厚0.18 m，根部厚度為0.7 m；頂板厚0.3 m，底板厚0.28～0.68 m；跨中截面腹板厚度為0.5 m，支點(diǎn)截面腹板厚度為0.7 m，變化段長(zhǎng)4 m。主梁梁高按二次拋物線(xiàn)從跨中截面的2 m變化到支點(diǎn)截面的3.8 m。箱梁梁體采用C50混凝土，上部結(jié)構(gòu)按全預(yù)應(yīng)力構(gòu)件設(shè)計(jì)。
主梁設(shè)置縱、橫和豎向三向預(yù)應(yīng)力。縱向預(yù)應(yīng)力設(shè)置了頂板束、底板束和腹板束。頂板束T1為19ΦS15.2，T2～T8為15ΦS15.2；腹板束W1～W6為12ΦS15.2；中跨合龍束ZTl～ZT2為15ΦS15.2，Z1～Z5為12ΦS15.2；邊跨合龍束ST1～ST2為15ΦS15.2，ST3為19ΦS15.2；20 m邊跨側(cè)邊跨合龍束ST4為15ΦS15.2；23 m邊跨側(cè)邊跨合龍束ST4為19ΦS15.2；20 m邊跨側(cè)邊跨合龍束B(niǎo)l為19ΦS15.2，23 m邊跨側(cè)邊跨合龍束B(niǎo)1為15ΦS15.2，B2-B5為15ΦS15.2。除邊跨ST3頂板束因通過(guò)連接器與T8連接采用單端張拉外，其余鋼束均采用兩端張拉，T8邊跨側(cè)張拉端為連接器，中跨側(cè)為張拉端錨具：鋼束張拉控制應(yīng)力σcon=0.72fpk=1 339.2 MPa，其中fpk為鋼束抗拉強(qiáng)度，鋼束伸長(zhǎng)量均已扣除10%的初張拉，預(yù)應(yīng)力管道采用金屬波紋管成孔。
橫向預(yù)應(yīng)力鋼束采用ΦS15.2-3鋼絞線(xiàn)，相鄰兩根鋼束采用交錯(cuò)張拉錨固，鋼束張拉控制應(yīng)力為σcon=0.75fpk=1 302 MPa，鋼束伸長(zhǎng)量均已扣除10%的初張拉，預(yù)應(yīng)力管道采用金屬扁形波紋管。
豎向預(yù)應(yīng)力束采用Φ15.2-3鋼絞線(xiàn)，鋼束張拉控制應(yīng)力為σcon=0.75fpk=1 302 MPa，管道采用塑料波紋管成孔，豎向預(yù)應(yīng)力采用二次張拉工藝。
圖1 復(fù)建高增大橋主體結(jié)構(gòu)Fig.1 Rehabilitated Gaozeng bridge superstructure main size
1.2 監(jiān)測(cè)方案
對(duì)薄壁墩橋梁施工過(guò)程中臨時(shí)支護(hù)體系監(jiān)測(cè)的重點(diǎn)在于橋墩和臨時(shí)支護(hù)上，監(jiān)測(cè)方法是在控制截面埋設(shè)傳感器監(jiān)測(cè)應(yīng)力、應(yīng)變和溫度。
為了保證測(cè)量的精度及實(shí)現(xiàn)測(cè)量過(guò)程中的智能化管理，避免數(shù)據(jù)受意外因素影響而丟失的情況出現(xiàn)，監(jiān)測(cè)采用的是長(zhǎng)沙金碼JMZX-215型埋入式智能弦式數(shù)碼應(yīng)變-溫度型傳感器(精度±1 ℃, ±1 με)對(duì)高增大橋臨時(shí)支護(hù)施工進(jìn)行監(jiān)測(cè)。此類(lèi)應(yīng)變計(jì)自身內(nèi)置計(jì)算機(jī)芯片，自動(dòng)保存?zhèn)鞲衅鞯男吞?hào)、編號(hào)和標(biāo)定系數(shù)等參數(shù)，而且能自動(dòng)保存多次測(cè)量的參數(shù)，傳輸距離長(zhǎng)且不失真。
測(cè)點(diǎn)布置方案如下：①橋墩頂部布置1個(gè)測(cè)試斷面，斷面布設(shè)4個(gè)測(cè)點(diǎn)；②6個(gè)臨時(shí)支撐鋼管樁上各布置1個(gè)測(cè)點(diǎn)。
每個(gè)測(cè)點(diǎn)布置1個(gè)傳感器，合計(jì)10個(gè)傳感器。傳感器布置詳細(xì)位置如圖2所示。
2 橋梁模型及數(shù)值分析
采用MIDAS-civil有限元軟件對(duì)該橋梁的施工過(guò)程開(kāi)展分析計(jì)算，研究懸臂梁施工過(guò)程中支座的荷載及應(yīng)變。
2.1 橋梁有限元模型
依據(jù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與施工方案，模型中采用的材料參數(shù)與實(shí)際橋梁相同?；炷翞镃50混凝土，其彈性模量為3.45×104MPa，容重25 kN/m3；鋼筋為HPB300鋼筋和HRB400鋼筋；鋼絞線(xiàn)的建模參數(shù)與工程中實(shí)際使用的1860級(jí)ΦS15.2 mm鋼絞線(xiàn)一致。
建立的MIDAS橋梁模型與節(jié)點(diǎn)(單元)劃分如圖3所示。箱梁截面尺寸依據(jù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案確定。邊界條件橋梁左右側(cè)對(duì)稱(chēng)設(shè)置，分別為：①懸臂澆筑施工期間中跨主墩采用固定支座，將0號(hào)墩節(jié)點(diǎn)固接；②滿(mǎn)堂支架施工部分采用彈性支撐，同時(shí)相應(yīng)橋墩按雙向或單向滑動(dòng)支座支撐；③懸臂澆筑施工完成后進(jìn)行體系轉(zhuǎn)換，將0#塊臨時(shí)固定支撐修改為滑動(dòng)支座。
2.2 荷載設(shè)置
橋梁荷載分為恒載和施工階段荷載，具體設(shè)置如下。
(1)恒載包括結(jié)構(gòu)自重和橫隔板重。結(jié)構(gòu)自重由程序自動(dòng)生成，并將自重系數(shù)設(shè)置為1.04，以考慮部分未被建模的構(gòu)件自重。根據(jù)箱梁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，在箱梁各支撐截面均設(shè)置有橫隔板，考慮到將其直接建立在模型會(huì)導(dǎo)致局部剛度差異過(guò)大，會(huì)出現(xiàn)計(jì)算結(jié)果奇異的問(wèn)題，因此本文研究中將各橫隔板重量額外計(jì)算施加于結(jié)構(gòu)支撐處，各橫隔板重量如表1所示。
(2)施工階段載荷包括掛籃載荷、混凝土濕重以及水箱壓重。根據(jù)施工方案要求，掛籃自重(包括施工荷載)不得大于80 t，取掛籃荷載為800 kN，作用于掛籃荷載施工塊段的端部，且不再考慮其他施工荷載。混凝土濕重由每個(gè)懸臂施工段的重量和掛籃施工中的偏心距決定，其中混凝土濕重度取為25 kN/m3，偏心距取為塊段長(zhǎng)度的1/2，混凝土濕重作用于施工塊段的端部。根據(jù)施工方案，邊跨水箱壓重大小為合攏段重量的一半，中跨水箱壓重大小為合攏段+合攏吊架重量的一半。根據(jù)合攏段的重量與合攏吊架的重量，邊跨水箱壓重為-301.7 kN，中跨水箱壓重為-451.7 kN。
表1 橫隔板重量Table 1 Weight of cross partition
圖3 橋梁模型圖Fig.3 Bridge model
圖2 傳感器布置方案Fig.2 Scheme of sensor location
2.3 施工階段設(shè)置
計(jì)算中對(duì)橋梁施工分為13個(gè)階段。各階段設(shè)置如表2所示。
表2 施工階段設(shè)置Table 2 Construction phase setting
其中，在階段2時(shí)，1#塊施工懸臂梁長(zhǎng)度最短；在階段9時(shí)，8#塊施工懸臂梁長(zhǎng)度最長(zhǎng)。
2.4 仿真結(jié)果分析
根據(jù)《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范 JTG D60—2015》[13]的相關(guān)規(guī)定與復(fù)建高增大橋施工中考慮的荷載，施工階段荷載組合考慮箱梁節(jié)段重力、混凝土濕重、掛籃荷載、預(yù)應(yīng)力荷載與徐變效應(yīng)等作用的組合。施工階段按基本組合進(jìn)荷載效應(yīng)組合，各荷載效應(yīng)的組合系數(shù)取為1。
將橋梁所有臨時(shí)或永久橋墩編號(hào)如圖4所示，其中1～4號(hào)墩表示滿(mǎn)堂支架部分邊跨橋墩對(duì)應(yīng)的4個(gè)支座，5～10號(hào)墩表示中跨橋墩6個(gè)臨時(shí)固結(jié)支座，11～12號(hào)表示中墩兩個(gè)永久支座。左右幅對(duì)稱(chēng)布置。
施工過(guò)程中支座的反力變化情況如圖5與表3所示。懸臂施工過(guò)程中，中跨橋墩的支座反力逐漸增加，其中臨時(shí)支撐最大反力為2 350 kN，固結(jié)主墩的最大反力為8 531.25 kN；邊跨與中跨合攏后，邊跨側(cè)臨時(shí)支撐反力繼續(xù)增加至5 330.5 kN，中跨側(cè)臨時(shí)支墩反力則間減小至-611.9 kN。體系轉(zhuǎn)換后，中跨橋墩兩支座的反力進(jìn)一步增加至14 412.6 kN。在運(yùn)營(yíng)階段，在基本荷載組合作用下，中跨支座橋墩反力最大值為15 335.5 kN。對(duì)于邊跨橋墩支座，施工階段中最大支座反力為3 334.6 kN；中跨橋墩體系轉(zhuǎn)換前后對(duì)邊墩支座反力影響較小，邊跨橋墩反力的最大值變?yōu)? 274.3 kN。除此之外，在施工階段11，可能由于預(yù)應(yīng)力筋張拉與跨中支座固結(jié)的影響，邊墩2支座2反力出現(xiàn)負(fù)值(拉力)，為-91 kN。體系轉(zhuǎn)換后，該負(fù)反力變?yōu)閴毫?59.9 kN。
施工階段各梁段支座截面的應(yīng)變?cè)隽咳绫?所示。
圖4 橋墩編號(hào)示意圖Fig.4 Pier numbering diagram
圖5 橋墩支座反力變化Fig.5 Reaction force change of pier support
表3 各施工階段支座反力Table 3 Support reaction force at each construction stage
表4 各施工階段支座應(yīng)變?cè)隽縏able 4 Support strain increment at each construction stage
3 監(jiān)測(cè)結(jié)果及數(shù)據(jù)分析
根據(jù)監(jiān)測(cè)方案，在每個(gè)節(jié)段施工前后進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，獲得該節(jié)段施工前后應(yīng)變?cè)隽?，每個(gè)節(jié)段施工前后應(yīng)變?cè)隽康睦碚撝蹬c監(jiān)測(cè)值對(duì)比如表5所示。圖6是臨時(shí)支撐監(jiān)測(cè)應(yīng)變?cè)隽繑?shù)據(jù)與理論應(yīng)變?cè)隽繑?shù)據(jù)的對(duì)比，從圖6中可見(jiàn)，監(jiān)測(cè)值的變化趨勢(shì)與理論值一致，但部分節(jié)段的應(yīng)變?cè)隽空`差較大，達(dá)到了3.5 με，這可能是由于傳感器安裝在墩和立柱表面，其測(cè)得的溫度與內(nèi)部溫度有誤差導(dǎo)致的。
表5 各個(gè)梁段施工監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)對(duì)比Table 5 Comparison of construction monitoring data and simulation data for each beam section
圖6 臨時(shí)支撐監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與理論數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.6 Temporary support monitoring data versus theoretical data
監(jiān)測(cè)系統(tǒng)采集的數(shù)據(jù)往往包含了異常數(shù)據(jù)、水泥水化和收縮徐變以及傳感器溫差產(chǎn)生的誤差[14-15]，因此首先對(duì)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行預(yù)處理。本文監(jiān)測(cè)方案中使用的是智能弦式數(shù)碼應(yīng)變計(jì)，而鋼材和混凝土的熱膨脹系數(shù)的差異將使采集到的應(yīng)變值存在一定的誤差[16]，對(duì)應(yīng)變?cè)隽窟M(jìn)行如下修正：
Δε′修=ε′t-(T-T0)(F-F0)
(1)
因此，監(jiān)測(cè)點(diǎn)處混凝土的應(yīng)力σ為
σ=EΔε′修
(2)
式(2)中：E=34.5 GPa，為C50混凝土的彈性模量。
4 最危險(xiǎn)工況分析
橋梁在施工過(guò)程中會(huì)保持兩個(gè)懸臂的施工荷載基本對(duì)稱(chēng)，如圖7所示。假設(shè)一側(cè)掛籃拆除后堆放在相鄰節(jié)段，則產(chǎn)生的不平衡力矩為3 200 kN·m。
薄壁墩矩形截面的慣性矩為
(3)
式(3)中：b為墩的寬度；h為墩的厚度。
圖7 懸臂梁Fig.7 Cantilever beam
彎矩產(chǎn)生的最大拉應(yīng)力為
(4)
式(4)中：M為彎矩；I為截面的慣性矩；ymax為截面上離中性軸最遠(yuǎn)的距離；Wmax為抗彎截面系數(shù)。
(5)
最危險(xiǎn)工況的不平衡彎矩在橋墩上產(chǎn)生的最大應(yīng)力為σmax=±1.3 MPa。根據(jù)仿真結(jié)果，最小懸臂梁1#塊澆筑和最大懸臂8#塊澆筑時(shí)總的反力分別為12 391 kN和30 888 kN，若不設(shè)置臨時(shí)支撐則所有的荷載都由薄壁墩承載，則橋墩的壓應(yīng)力為1.5 MPa和3.8 MPa，這兩個(gè)節(jié)段考慮最不利荷載工況，橋墩截面受壓應(yīng)力范圍為-2.8～-0.2 MPa和-5.1～-2.5 MPa，兩種工況下橋墩均承受壓應(yīng)力，此應(yīng)力范圍遠(yuǎn)小于混凝土的抗壓強(qiáng)度，此種危險(xiǎn)工況的應(yīng)力均滿(mǎn)足強(qiáng)度要求。
5 結(jié)論
建立了高增大橋薄壁墩橋梁的MIDAS模型，對(duì)橋梁懸臂施工過(guò)程進(jìn)行了仿真分析，對(duì)施工過(guò)程的臨時(shí)支撐和薄壁墩的受力進(jìn)行了監(jiān)測(cè)，通過(guò)理論和仿真進(jìn)行了薄壁墩施工過(guò)程的安全評(píng)估。得到以下結(jié)論。
(1)依托高增大橋項(xiàng)目，建立薄壁墩橋梁的MIDAS模型，對(duì)該橋不同施工階段各支座的反力和應(yīng)變?cè)隽窟M(jìn)行分析，并將分析結(jié)果與實(shí)際監(jiān)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明，仿真數(shù)據(jù)與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)具有較高的一致性。本文的結(jié)構(gòu)有限元分析可作為高增大橋施工控制的依據(jù)。
(2)在施工過(guò)程中，最危險(xiǎn)工況所產(chǎn)生的不平衡力矩，在拆除臨時(shí)支撐后，所有荷載均由薄壁墩承載，橋墩所承受的應(yīng)力滿(mǎn)足薄壁墩的強(qiáng)度要求，該懸臂梁施工方案切實(shí)可行。
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