系桿鋼管拱橋橋面維修加固施工過程有限元分析

張 上,李鳳芹

(鐵道第三勘察設計院集團有限公司橋梁處,天津 300142)

1 概述

1.1 工程概況

天津開發(fā)區(qū)彩虹大橋南起開發(fā)區(qū)東海路,跨北塘河口,北接漢北路。1996年8月6日開工,1998年10月31日竣工。橋梁全長1.2 km,其中主橋長504 m,寬29 m,為簡支下承式柔性系桿剛性拱體系,共3孔,計算跨度160 m。公路等級為I級公路,雙向四車道,橋面總寬29 m；設計荷載為汽-超20,限載550 kN。大橋建成使用后成為塘沽和漢沽的主要聯(lián)系通道,并承載了大量的過境和疏港交通。如圖1所示。

圖1 主橋單孔全貌(單位：m)

通車12年來,彩虹大橋超重車輛日益增多,車輛載重遠超過設計標準,車隊組成極不規(guī)范,對彩虹大橋安全造成了嚴重危害。2010年6月7日凌晨,主橋漢沽至塘沽方向車行道縱梁發(fā)生破壞,一片混凝土縱梁由于超重車輛碾壓而斷裂,并導致相鄰的兩片混凝土縱梁均有不同程度損壞。檢測單位提供的橋面系結構檢測報告結論為：車行道縱梁存在嚴重的安全隱患。經(jīng)過對行車道縱梁部分更換為鋼筋混凝土縱梁及全部更換為結合梁2個方案進行技術比選,確定了車行道混凝土縱梁全部更換為結合梁的方案。

1.2 原結構介紹

彩虹橋處于軟土地區(qū),地基承載能力較差,主橋采用與橋墩基礎承載能力相適應的剛性拱、柔性系桿自平衡結構體系,即在兩拱腳之間設置強大的系桿以平衡拱的水平推力,這樣該拱橋和簡支梁橋一樣沒有水平推力。所以此橋式具有拱橋的較大跨越能力和簡支梁橋?qū)Φ鼗皽囟攘m應能力強的雙重特點。原彩虹橋主要結構形式如下。

(1)拱肋：拱肋為啞鈴狀截面,在拱腳處為圓端形截面。鋼管和腹腔內(nèi)泵送C50 微膨脹混凝土。

(2)橫向聯(lián)結系：每孔系桿拱設8 道由橫斜撐組成的K形橫向連結系,在拱腳處設置連結兩拱腳的箱形截面鋼混凝土端橫梁。

(3)吊桿：每孔拱橋每片拱肋下設18根吊桿,吊桿間距8.3 m,每根吊桿鋼索由91根φ7 mm 鍍鋅低松弛預應力鋼絲組成,安全系數(shù)3.5。

(4)系桿：每片拱肋在拱腳處共設8根高強度低松弛預應力鋼絞線鋼索,每根鋼索由37根7φ5 mm鋼絞線組成,設計初張力34 145 kN,運營后系桿內(nèi)力32 698 kN,安全系數(shù)2.2。

(5)橋面系：橋面系采取懸浮體系,端部支承在橋墩支墩上,不與端橫梁連接。橋面系由預應力混凝土中橫梁、鋼筋混凝土T形加勁縱梁和T形縱梁組成。中橫梁通過吊桿和拱肋連接。每2根中橫梁間設22片T 形縱梁和2片T形加勁縱梁。原橋面橫斷面見圖2。

圖2 原橋面橫斷面(單位：cm)

2 施工順序及計算工況

新橋面采用結合梁方案,具有結構自重輕、整體性能好、安裝架設方便等優(yōu)點,本次將行車道中1～中16混凝土T形縱梁全部更換為鋼縱梁,鋼縱梁上設18 cm厚鋼纖維混凝土橋面板,新橋面橫斷面見圖3。

圖3 新橋面橫斷面(單位：cm)

縱梁更換順序采用“6+4+6”的方案,即先更換3孔主橋范圍上游側中1～中6處的縱梁及橋面板,再更換下游側中11～中16處的縱梁及橋面板,最后更換中7～中10處的縱梁及橋面板。未施工部分作為小汽車通道繼續(xù)通行。

由于工期非常緊張,混凝土橋面板所需要的施工工期較長,為了滿足工期要求,在上游側6片梁頂部的橋面混凝土分為5段3次施工完成后,下游側6片梁和中間4片梁橋面混凝土擬采用分3段2次施工,施工順序示意見圖4。由于是非對稱施工,在拆除一側縱梁及橋面板時,施工側橋面恒載減少,而非施工側則作為小汽車通道仍有活載作用,造成兩側拱肋變形不協(xié)調(diào)。為控制結構的不協(xié)調(diào)變形,保證結構安全并為施工監(jiān)控提供數(shù)據(jù)參考,對一跨168 m拱進行了整體檢算,每個施工階段考慮恒載、恒載+活載2種工況。

圖4 上下游側施工順序示意

上游側檢算分以下5個階段。

階段1：上游側跨中第10孔拆除6道混凝土縱梁和其上的橋面板,并安裝了4片鋼縱梁。

階段2：上游側第8孔～第12孔拆除6道混凝土縱梁和其上的橋面板,兩側各剩最后一個吊裝節(jié)段的鋼縱梁未安裝,新的混凝土橋面板尚未灌注。

階段3：上游側第4孔～第16孔拆除6道混凝土縱梁和其上的橋面板,兩側各剩最后一個吊裝節(jié)段的鋼縱梁未安裝,跨中已經(jīng)灌注33.2 m的混凝土橋面板。

階段4：上游側的6道縱梁及其上的橋面板已經(jīng)全部拆除,兩側各剩最后一個吊裝節(jié)段的鋼縱梁未安裝,跨中已灌注99.6 m的混凝土橋面板。

階段5：上游側靠拱肋位置的6道縱梁已經(jīng)全部更換完畢,并且新更換的鋼縱梁部位已全部灌注混凝土橋面板,瀝青鋪裝也已施工完畢。

下游側檢算分以下3個階段。

階段1：下游跨中7個節(jié)間已經(jīng)拆除了6道混凝土縱梁及橋面板,兩側各剩最后一個吊裝節(jié)段的鋼縱梁未安裝,新的混凝土橋面板尚未灌注。

階段2：下游側繼續(xù)向兩側拆除6道混凝土縱梁和其上的橋面板,兩側各剩最后一個吊裝節(jié)段的鋼縱梁未安裝,跨中已經(jīng)灌注54 m的混凝土橋面板。

階段3：下游側中11～中16共6道縱梁及其上的橋面板已經(jīng)全部更換完畢,并且新更換的鋼縱梁部位已全部灌注混凝土橋面板,瀝青鋪裝也已施工完畢。

3 上游側施工過程靜力計算

采用Midas程序?qū)χ鳂蚴┕み^程進行計算分析,計算模型如圖5所示。

圖5 橋梁空間結構離散圖

模型中節(jié)點總數(shù)2 658個,桿單元總數(shù)38個,梁單元總數(shù)2 590個,板單元總數(shù)1 156個。模型建立時,拱肋、縱梁、橫梁等均離散為梁單元,其中拱肋鋼與混凝土組合截面采用雙單元共用節(jié)點；現(xiàn)澆結合梁橋面板及橫梁頂部的整體化層離散為板單元；系桿和吊桿離散為桿單元。

3.1 活動端拱腳縱向位移變化值

彩虹橋拱腳間采用強大的端橫梁連接,端橫梁采用組合梁結構,即型鋼包裹混凝土。當更換縱梁時,施工側和非施工側荷載的不協(xié)調(diào)會造成活動端拱腳的相對位移,從而使端橫梁產(chǎn)生變形。如果相對位移過大,端橫梁則可能出現(xiàn)裂縫,端橫梁與拱腳的焊接接頭也可能發(fā)生破壞。綜合1998年施工時的控制數(shù)據(jù),本次采用20 mm為拱腳相對位移限值,恒載作用下活動端拱腳相對縱向位移見表1。

表1 恒載狀態(tài)下活動段拱腳相對位移 mm

注：拱腳縱向位移以向拱外側移動為正,向拱內(nèi)側移動為負,下同。

由表1可知,當施工側橋面自重減小時,兩側拱腳均向內(nèi)移動,但換梁側拱腳位移大,造成兩拱腳間的相對位移。在第三階段,更換縱梁較多,而新橋面板僅灌注了跨中4孔,橋面自重變化最大,拱腳相對位移最大值發(fā)生在此階段,達到了9.8 mm。對于階段4,橋面自重變化也較大,但由于此階段自重變化部位靠近拱腳,對拱腳位移影響較小。

當非施工側作用滿布兩車道汽車荷載(2 kN/m2)及行人荷載(1 kN/m2)時,兩拱腳相對位移依然是在第三階段達到最大,結果見表2。

表2 恒載+活載狀態(tài)下活動端拱腳相對位移 mm

由表2可知,當非施工側有滿布活載作用時,拱腳位移絕對值減少,但兩拱腳相對位移增大,達到17.3 mm,沒有超過限值。值得注意的是,由于拱肋的相對變形,端橫梁還受到一個扭矩,最大值為867 kN/m,但端橫梁截面較大(2.5 m×2.2 m),且為鋼-混凝土組合結構,此扭矩對端橫梁影響較小。

3.2 吊桿內(nèi)力變化值

吊桿由固定端拱腳至活動端拱腳依次命名為吊1～吊18。恒載狀態(tài)下各階段吊桿內(nèi)力變化見表3。

由表3可見,當施工側橋面自重減輕時,兩側的吊桿內(nèi)力均減小,但施工側內(nèi)力減小值遠大于非施工側。橋面荷載減少位置的吊桿內(nèi)力變化顯著,吊桿內(nèi)力最大變化值為296 kN,占吊桿內(nèi)力總值的19%,考慮到吊桿有較大的安全儲備,施工過程中吊桿內(nèi)力變化在安全范圍內(nèi)。同拱腳位移一樣,吊桿內(nèi)力最大變化值也發(fā)生在第三階段,則第三階段在恒載+滿布活載工況下,吊桿內(nèi)力變化值見表4。

表3 恒載狀態(tài)下吊桿內(nèi)力變化值 kN

注：內(nèi)力及應力以受拉為正,受壓為負,下同。

表4 階段3恒載+活載工況下吊桿內(nèi)力變化值 kN

由表4可知,當非施工側滿布活載時,非施工側吊桿內(nèi)力較恒載工況下增大較多,施工側也有所增大,但不明顯,這是因為活載加載在下游側中11～中16縱梁及非機動車道和人行道,距施工側拱肋較遠。

3.3 拱肋豎向位移變化值

吊桿吊1～吊18對應的拱肋上的點依次命名為A1～A18。恒載狀態(tài)下拱肋位移變化值見表5。

由表5可知,拱肋豎向位移最大值并沒有發(fā)生在橋面自重變化最大的第三階段,而是發(fā)生在更換跨中5孔縱梁的第二階段。這是因為對于橋面自重變化引起的拱肋豎向變形,拱頂位置比其他位置敏感,第二階段恰好是更換拱頂位置下的5孔縱梁及橋面板。恒載+活載狀態(tài)下,拱肋位移仍在安全范圍內(nèi),不再贅述。

表5 恒載狀態(tài)下拱肋豎向位移 mm

注：拱肋豎向位移以向上為正,向下為負。

3.4 系桿內(nèi)力及端橫梁和拱肋應力變化值

恒載及恒載+活載狀態(tài)下內(nèi)力及應力值見表6、表7。

表6 恒載狀態(tài)下系桿內(nèi)力及端橫梁和拱肋應力變化值

表7 恒載+活載狀態(tài)下系桿內(nèi)力及端橫梁和拱肋應力變化值

在恒載狀態(tài)下,系桿內(nèi)力變化最大值為1 635 kN,約為總內(nèi)力值的5%,作用活載后,系桿內(nèi)力變化幅度有所減小。而拱肋應力和端橫梁應力變化幅度也均在10%以內(nèi),均在安全范圍內(nèi)。

綜上,恒載工況下,階段3橋面系縱梁更換的較多,而橋面混凝土僅灌注4孔,橋面自重變化最大,吊桿內(nèi)力、系桿內(nèi)力及拱腳活動支座位移和端橫梁應力變化最大值均發(fā)生在本階段,階段2跨中5孔縱梁大部分更換,橋面混凝土尚未灌注,拱肋應力和位移變化最大值發(fā)生在階段2。恒載+活載工況下,非施工側滿布活載, 所以非施工側的吊桿內(nèi)力及系桿內(nèi)力均有所增大,與換梁前相比,分別增加了11%和2%。由于活載布置距離換梁側拱肋較遠,對換梁側拱肋應力和變形的影響不大,但換梁側橋面自重減小的最多,而非施工側橋面活載增加的最多,2片拱肋的變形不協(xié)調(diào)性也最大,活動支座最大縱向位移差達到17.3 mm。

4 下游側施工過程靜力計算

由于施工工期非常緊張,將下游側橋面板混凝土灌注由分5段3次灌注完成,縱向分段長度(34.2+3×33.2+34.2)m,調(diào)整為分3段2次灌注完成,縱向分段長度(57.0+54.0+57.0)m。恒載狀態(tài)結構各項數(shù)據(jù)見表8。

表8 恒載狀態(tài)下結構各項數(shù)據(jù)

由表8可見,橋面板分2次灌注相對于分3次灌注的施工方案,由于橋面恒載減少的較多,上、下游拱肋的豎向相對位移和拱腳活動支座縱向相對位移均有所增加,下游施工側拱肋吊桿內(nèi)力也有所減小,但與上游側施工時變化數(shù)據(jù)相比,差距不大。

恒載+活載狀態(tài)下結構各項數(shù)據(jù)見表9。

表9 恒載+活載狀態(tài)下結構各項數(shù)據(jù)

在恒載+活載狀態(tài)下,結構各項數(shù)據(jù)變化較大,這主要是由于活載加載位置及加載范圍的變化引起的。在施工上游側橋面時,下游側中11～中16位置(約6 m寬)作用兩車道小汽車荷載,非機動車道(3 m寬)和人行道(1.25 m寬)作用人群荷載；而施工下游側橋面時,中1～中3位置(約3 m寬)作用一車道小汽車荷載,非機動車道(3 m寬)作用一車道小汽車荷載,人行道(1.25 m寬)作用人群荷載。非施工側系桿內(nèi)力和拱腳位移較上游側施工時變化很大,則是工況不同引起的,這兩項數(shù)值在上游側施工時在第4階段達到最大變化值,這時施工位置靠近拱腳,恒載減少對拱的影響有限,活載作用更加明顯。

5 結論

主橋整體結構內(nèi)力和變形分析結果表明,無論橋面混凝土分3次灌注還是2次灌注,主橋結構受力安全,施工方案可行。但是分2次灌注時橋面板長度較長,混凝土收縮可能對橋面板受力產(chǎn)生不利影響,因而采取了增強養(yǎng)護、增加混凝土鋼纖維用量等措施。對于最后施工的中7～中10縱梁,處于橋梁中心位置,橋梁不存在偏載問題,且橋面恒載減小少,不再計算。

由于施工時橋上荷載變化較大,不易確定,所以采用的均是最不利加載方式,即施工側僅考慮了吊車荷載,其他施工機具及荷載均未考慮,而非施工側活載則是將汽車荷載和行人荷載同時滿布,這種工況在實際中發(fā)生的可能性極小,因而橋梁實際變形及應力均應小于計算結果。現(xiàn)在彩虹橋施工已經(jīng)完成,從檢測單位反饋的檢測結果看,各項數(shù)據(jù)均小于計算結果,與假設情況相同,結構受力安全可靠。

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