大跨徑預應力混凝土連續梁橋施工監控分析

陳 序

（福州市閩侯公路事業發展中心，福州 350000）

現澆懸臂施工作為大跨徑預應力混凝土連續梁橋的主要施工方法,工序復雜,工期長,結構體系經歷多次變換,直接影響成橋結構的受力。 但相關試驗及觀測表明[1]：受施工荷載、張拉預應力、混凝土收縮徐變、溫差及基礎沉降等諸多因素影響[2],結構的內力和變形以及分布很難與設計相符； 同時實際設計和施工中均存在不同程度的誤差,導致結構的內力與變形與設計的偏差增大。 上述誤差累積到一定程度會影響施工及成橋狀態結構的可靠度和安全性,甚至導致結構受力偏離設計。通過開展施工監控,預測每個施工階段的立模標高和應力, 指導橋梁結構的施工,及時調整施工等因素造成的誤差,保證成橋線形和內力分布滿足設計要求。 國內學者不僅對常規橋梁做過施工監控分析,也對高墩連續剛構[3]、曲線連續剛構[4]、長聯多跨連續梁[5]、超寬連續梁[6]做過施工監控分析,積累了一定的設計參數識別[6-7]及處理方法[8]。但對客運專線的大跨徑連續梁橋的施工監控研究較少, 與普通公路和鐵路橋梁相比,其活載大、動力效應明顯、結構剛度高、預應力大、線形和應力控制精度要求高,影響因素多,監控難度大。為此,本文以某客運專線跨江特大橋主橋為背景,進行施工監控分析,為同類橋梁施工監控提供參考。

1 工程概況

某客運專線橫跨我中心轄區的某國道, 為確保施工期間國道的運營安全, 我中心參與了該跨線橋的施工監控。 該特大橋主橋為預應力混凝土連續箱梁結構,跨徑布置為(75+135+75)m,雙線正線,直線,線間距5m,設計時速350km/h。 箱梁為單箱單室變截面結構, 梁頂寬12.0m,梁底寬7.0m, 邊支點及跨中梁高5.83m, 中支點處梁高10.03m。 在中支點、端支點和中間跨跨中截面處共設置5道橫隔梁,中支點橫隔板厚3.0m,端支點橫隔板厚1.95m,中跨中橫隔板厚1.0m。 跨中直線段長度2.0m, 邊跨直線段長度9.25m。 箱梁采用C55 混凝土；縱向和橫向的預應力筋為1×7-15.2 鋼絞線, 其彈性模量為1.95×105MPa,抗拉強度為1860MPa；豎向為φ32mm 高強精軋螺紋預應力鋼筋, 抗拉強度為830MPa； 普通鋼筋采用HPB235、HRB335 鋼筋； 支座采用高速鐵路及客運專線橋梁球型支座GTQZ 系列。二期恒載按127kN/m 計；列車豎向活載采用ZK 標準活載；施工荷載載按1200kN 計；其他荷載按相關規范計取。 該橋0 號段12m,懸臂縱向17 個節段分段長度為4×3m+7×3.5m+6×4m,合攏段長2.0m,邊跨現澆段為7.25m,全橋共40 個梁段。 按“對稱懸臂澆筑→邊跨合攏段→中跨合攏”的順序施工。 施工步驟如圖1 所示。

圖1 (75＋135+75)m 主橋施工步驟圖

2 施工數值分析

2.1 計算模型

采用彈性理論和平面桿系模型分析直線橋梁的內力和位移可以得到較好的精度[9],故采用“橋梁博士”進行建模分析。將主橋離散為92 個梁單元,總節點數93；主梁和主墩墩頂臨時固結時為剛接, 通過釋放梁端部約束來模擬解除臨時固結,邊跨端邊界條件模擬為活動鉸支座；施工階段按施工實際過程模擬。 建立模型如圖2 所示,主橋結構離散如圖3 所示。

2.2 模型修正

2.2.1 參數識別

為了保證計算模型能如實反映施工過程中的結構狀態,將實測的狀態變量值(位移、應力)與相應的理論計算值對比,再根據兩者的差值對影響參數進行識別,從而獲得較為客觀的設計參數,減少模型誤差。 本文主要對材料的彈性模量、結構剛度、收縮徐變系數、預應力損失系數、臨時施工荷載等相關參數進行識別和修正。 經現場實測數據驗證,參數識別結果如下：

圖2 (75＋135+75)m 主橋有限元模型

圖3 (75＋135+75)m 主橋結構離散圖

(1)混凝土彈性模量：該參數是位移和應力計算的基本條件,直接影響位移和應力監測的精度。 混凝土彈性模量的測試齡期分為3d、7d、14d、28d, 通過實驗可知,14d后混凝土強度和彈性模量發展基本穩定,且達到設計強度,實測彈性模型為42.7GPa,比設計值35.5GPa 大20%左右。

(2)T 構剛度：客運專線橋梁的墩柱剛度大,故直接將橋墩簡化為剛體。 但由于橋墩的剛度與剛體存在一定的誤差, 同時臨時固結措施也無法保障橋墩與主梁處于理想的固結狀態,所以需要對T 構的剛度進行識別。 通過掛籃預壓試驗同步獲取T 構的變形量, 則可測算T 構的剛度。 T 構剛度的參數修正可通過調整“橋梁博士”邊界條件中轉動剛度的彈性系數實現。

(3)由于客運專線橋梁預應力大、施工周期長等特點,收縮徐變對成橋的標高影響較一般橋梁大。 依據設計參數、 混凝土收縮徐變的理論及同類橋梁施工監控的取值參考[10],重要參數取值為：收縮速度系數0.00625、收縮終極值0.00015、徐變增長速率0.00556、徐變終極值2.0。

(4)預應力損失：對預應力損失的相關參數進行相關試驗,與設計值較為接近,相關數值誤差在5%內,僅對個別參數調整,修正后的波紋管摩阻系數μ＝0.23,孔道偏差系數K＝0.0025,鋼束s=松弛預應力損失△＝0.025σk,錨具變形與鋼束回縮值(一端)為12mm。

(4)施工荷載：設計施工荷載為1200kN,但各個施工階段施工荷存在差異,如模板重量逐步減輕,節段長度變化、臨時荷載變化等,因此在各個施工階段都要對施工荷載按實際情況進行測試調整,以確保模型的精度。

2.2.2 影響因素

根據相關研究[2],重點考慮溫度、測量及節段重量誤差等因素影響,并采取相應措施控制：

(1)溫度對線形影響非常敏感,是精度控制的重點之一。 通過對結構構件溫度場進行監測并考慮其影響以消除溫差造成的偏離[11],同時各施工階段線形的測量均安排在溫度較低的時候進行。

(2)采用濾波的方法消除測量誤差的影響[6],從被污染的數據中得到真實的數據。

(3)節段重量誤差通過施工中控制模板剛度、混凝土使用量等,確保節段重量符合設計要求。

通過上述設計參數識別和對影響因素的分析控制,進行計算模型修正, 并在施工中驗證模型的有效性和精度。

3 施工監控結果分析

橋梁施工監控首先選擇合適的監控方法； 再建立結構數值模型,預測立模標高；最后在施工過程中嚴格按控制方法操作,確保橋梁線形平順,結構受力合理。本文采用自適應控制方法, 即采用 “施工→量測→參數識別→分析→修正→預測→施工”的監控循環,通過施工過程中的誤差分析、參數識別和模型調整,消除誤差產生的因素,并通過下一個工況的立模標高調整, 盡量消除先前累積的誤差,形成良性循環。連續箱梁橋的主梁主要受彎和受剪,故對主梁進行撓度變形和應力監控, 以撓度變形監控為主,并同步監控其應力(變)的發展。

3.1 線形控制

3.1.1 確定立模標高

主梁的線形控制是通過準確提供箱梁每個節段的立模標高, 該標高考慮了前面施工階段出現的誤差進行調整,以確保梁體的線形。 立模標高應根據已施工梁體的線形量測結果,分析撓度變形誤差產生的相關因素,并確定調整方案后給出。

故箱梁立模標高理論計算公式為

式中：Hi為第i 節段立模標高；fi為第i 節段的設計標高； fg為掛籃變形量； fyi為第i 節段的預拱度； fni為第節段施工后, 主梁其他節段施工至成橋對第 節段產生的撓度影響總和。

設計高程和預拱度都可以通過計算得到； 掛籃變形量可通過每個節段施工前的預壓試驗獲得, 掛籃變形值基本在1～2cm,隨節段重量不同而已。 后續施工至成橋對該節點產生的累計撓度可通過建模計算得到。

3.1.2 測點埋設

中墩(14#、15# 墩)0 號段上分別設2 個基準點。 為全面反應各施工階段各節點的標高變化, 觀測有無出現橫向扭轉,確保監測結果相互驗證,在每個施工節段布置3個高程觀測點。測點應埋設牢固,在離節段前端10cm 處、梁體中線和離翼緣板邊緣30cm 處的頂板表面布設,且不影響掛籃的移動。 圖4 為箱梁高程監控測點布置圖。

圖4 箱梁高程監控測點布置圖

3.1.3 測量要求

(1)首先掛籃就位后,根據控制網用全站儀進行各節段梁體的中線放樣。 隨后根據梁體節段的立模標高安裝模板,可通過調整掛籃前吊桿高度調整立模標高,使得誤差不大于±3mm(高程)和10mm(中軸線位置)。

(2)箱梁每一節段施工,進行六個工況的高程控制測量：①立模板后；②澆筑混凝土前；③澆筑混凝土后；④預應力張拉前；⑤預應力張拉后；⑥掛籃移走后。 同時,進行兩個工況的平面中線位置控制測量：①立模板后；②澆筑混凝土之后。

(3)為避免溫度變化引起影響,選擇清晨6：30(春、冬季)5：00(夏、秋季)以前完成測量。

(4)合攏段(邊跨、中跨)是線形控制的重點。 需進行下列工況控制測量：①安裝模板前；②合攏混凝土澆筑全過程；③張拉預應力后；④張拉完所有預應力后。 該橋合攏時按設計采用壓重技術, 施工過程中整個合攏段均需進行變形監測。

3.1.4 成橋線形分析

成橋后,對全橋的標高進行了聯測,并根據計算結果,將實測標高與理論計算得出的該階段的設定標高進行對比分析,結果如圖5 所示。

圖5 成橋梁頂標高對比圖

由圖5 可知, 實測標高與設計標高變化趨勢基本符合, 大部分測點的標高與設計值的差值在規范值10mm內,符合的比較好,線形平順。 全橋聯測的252 個測點中,共有29 個測點誤差超過10mm,其中18 個低于設計標高,11 個高于設計標高,最大差值為20mm。 靠近中墩的0 號至3 號塊梁段標高比設計值高, 主橋部分標高與設計值符合的較好, 邊跨靠近邊墩的現澆梁段標高比設計值低,且偏差較大。 針對上述19 個偏差較大的測點,進行了工程處理,使其滿足設計的線形。

3.2 應力控制

3.2.1 傳感器的選擇與布設

由于懸澆工期長,現場邊施工、邊測量,密封絕緣要求高,選用量程大、精度高、零漂小,且自身防護破損的能力好,便于長期觀測和溫度修正的埋入式鋼弦應變傳感器。

應力監測主要是通過監測控制截面應力, 監測施工過程中的主梁控制截面應力是否在設計范圍內, 及預應力張拉和錨固等工況下截面應力的變化情況。 根據連續梁的結構特點選擇關鍵截面如圖6 所示。 在各關鍵截面的底板和頂板布置應力測點,如圖7 所示,即頂板測點布設在最上層鋼筋下方, 底板測點布設在最下層鋼筋上方,所有測點的傳感器均沿縱向放置并與縱向主筋牢固連接,防止混凝土澆筑振搗造成傳感器掉落或損壞。

圖6 應變計縱橋向布置圖

圖7 應變計橫斷面測點布置圖

3.2.2 測量要求

(1)安裝前應對傳感器的穩定性和零漂等性能進行檢驗,選用讀數穩定,抗干擾強的傳感器。

(2)應力的測量工況為：節段施工完成掛籃移動前、邊跨合攏并張拉預應后、結構體系轉換、中跨合攏并張拉預應力后、全橋張拉預應力后等。

3.2.3 各階段主梁截面應力分析

將測到的應變數據處理后與理論計算值相對比,可得1-1、3-3 兩個截面相關工況的應力對比結果如圖8、9所示。

圖8 中的工況1-8 分別為9 號節段澆筑、張拉,12 號節段澆筑、張拉,15 號節段澆筑、張拉,邊跨合攏和中跨合攏8 個工況。實測應力均值為A、B 兩點應力的均值或C、D 兩點應力的均值。 由圖8 可知,大部分工況的實測應力與理論應力差值小于0.1MPa,即相差不大于3%,且實測應力小于理論應力值,變化規律一致,結果符合的較好。

圖8 1-1 截面實測應力與理論應力對比圖

圖9 3-3 截面實測應力與理論應力對比圖

圖9 中的工況1-10 分別為3 號節段澆筑、張拉,8 號節段澆筑、張拉,13 號節段澆筑、張拉,16 號節段澆筑、張拉,邊跨合攏和中跨合攏10 個工況。 實測應力均值為A、B 兩點應力的均值或C、D 兩點應力的均值。由圖9 可見,實測應力與理論應力差值小于0.2MPa, 即相差不大于3%,且實側應力小于理論應力值,變化規律一致,結果符合的較好。 底板實際應力與理論值相比偏大較多,但是隨著施工進展,底板實際應力逐漸接近理論值。

4 結論

(1)通過施工監控,該客運專線預應力混凝土連續梁橋順利合攏,合攏相對高差小于15mm,主梁軸線偏位小于10mm,橋梁線形平順,實測標高與設計標高高差基本在10mm 之內,處理后均能滿足規范要求[12]；應力實測值與理論設計值誤差較小,變化規律相似,成橋的應力分布符合設計預期。此外,國道在施工期間正常運營,未發生任何安全事故。

(2)橋梁線形在中墩及邊墩附近個別測點誤差超過規范值。 中墩0 號段附近標高偏差較大,主要由于混凝土彈性模量、T 構剛度修正不及時, 混凝土收縮徐變修正不到位,掛籃的變形量比預壓變形量大等原因引起的；極個別測點出現較大的負誤差值, 主要由于施工中掛籃吊帶鏍帽松動、墊塊受損壞等原因造成的。邊墩現澆段標高偏差較大,且普遍偏低,這是由于對支架的變形量及基礎沉降量考慮不足,澆筑混凝土后的荷載是持續存在,與預壓試驗尚有區別,施工中應充分予以考慮。

(3)對客運專線橋梁,活載大、結構剛度高、預應力大、平順度要求高, 數值模型要做好設計參數的修正和因素的考慮,特別是混凝土彈性模型和收縮徐變的修正。 施工過程中要提高立模標高、混凝土澆筑控制、預應力張拉控制等關鍵環節的精度； 經常對掛籃和模板的剛度進行校核,確保掛籃的變形量處在控制范圍。 施工后要做好主梁的養護工作,保持合理的溫度和濕度。

(4)對梁高、重量大,預應力大的橋梁,其立模標高應按“寧高勿低”的原則[13],在計算的立模標高上多考慮一定的沉降量,以抵消后期混凝土收縮徐變、預應力損失等引起的下撓。