斜交板梁橋同步頂升施工鉸縫受力性能試驗研究

摘" 要" 空心板梁作為常見橋梁之一，在頂升施工過程受到頂升差異影響，導致鉸縫受力差異明顯，也會影響到后期橋梁使用性能。借助一座實橋的頂升施工開展試驗測試。通過設置不同頂升偏差，研究頂升施工對鉸縫受力性能影響。詳細介紹了頂升方案、試驗方案，結合梁體轉角、縱向和橫向位移，以及鉸縫應變，分析了頂升過程中結構變形情況、鉸縫的受力性能。對于相同尺寸的空心板梁橋，同步頂升誤差在±2 mm時，可以保證鉸縫受力安全。成果可為橋梁頂升施工質量控制和鉸縫的設計提供依據。

關鍵詞" 空心板梁橋， 同步頂升， 鉸縫， 頂升位移差

收稿日期： 2023-06-14

基金項目： 住房和城鄉建設部標準定額司國家標準《橋梁頂升移位改造技術規范》編制項目資助（批準號02011115）

作者簡介： 章柏林（1984-），男，高級工程師，2009年7月畢業于東北大學工程力學專業，工學碩士，博士研究生，從事結構物頂升移位施工技術研究。E-mail： 28995046@qq.com

* 聯系作者： 李方元（1972-），男，教授，同濟大學橋梁工程系，從事結構物改造加固、混凝土橋梁設計理論和預應力技術研究。E-mail： fyli@tongji.edu.cn

Experimental Study on Mechanical Behavior of Hinge Joints in Synchronously Jacking Construction of a Real Skewed Plate Girder Bridge

ZHANG Bolin1，2" LI Fangyuan1，*

（1.Department of Bridge Engineering，Tongji University， Shanghai 200092， China；2.Shanghai Tianyan Building Transfer Engineering Co.，LTD.， Shanghai 200336， China）

Abstract" As one of the common bridges， the hollow plate girder is always affected by jacking difference in the jacking construction process， which leads to obvious stress difference of hinge joints， and also affects the service performance of the bridge after construction. This article conducts experimental testing by using a real bridge jacking construction to study the impact of jacking construction deviation on the force performance of the hinge. The jacking scheme and test scheme were introduced in detail， and analyzes the deformation of the structure and the mechanical performance of the joint in the jacking process with the angle of the beam body， the longitudinal and transverse displacement， and the joint strain. The results show that for the hollow slab girder bridge of the same size， when the synchronous jacking error is ±2 mm， the force safety of hinge joints can be ensured，which provides important basis for the quality control of bridge jacking construction and the design of hinge joints.

Keywords" hollow plate girder bridge， synchronous jacking， hinge joints， jacking displacement difference

1" 前" 言

在各類橋梁中，90%以上是跨徑不超過50 m的中小跨徑橋梁；而在我國跨徑30 m以下的公路和城市道路橋梁中，絕大多數都采用裝配式混凝土板梁橋的橋型。這種橋型因其構造和受力簡單、自重輕、便于工廠化批量制作、架設施工方便和結構高度小等優點，而得到廣泛應用。裝配式板梁橋通常采用企口式混凝土鉸縫作為板梁間的橫向聯結構造，從而使各板梁能夠共同受力，承擔外荷載［1］。對于小跨徑裝配式板橋，由于活載的影響占總荷載的比例較大，因此板間混凝土鉸縫的受力性能對于橋梁的整體承載性能（荷載在各板間的橫向分布）具有關鍵影響［2］。

我國早期的裝配式板橋廣泛采用小（淺）鉸縫的構造，縫內不布置鋼筋或僅布置很少的鋼筋。使用實踐表明，由于構造缺陷、計算簡化和車輛超載等方面的原因，這類小鉸縫的病害現象較為普遍；有的鉸縫甚至完全破壞而喪失傳力作用，使主梁在車輛荷載作用下處于非常不利的“單板受力”狀態，導致主梁承受的荷載效應將大大超過其設計承載力，給橋梁的安全運營帶來很大威脅［3］，許多研究人員開展了相關加固技術方面的研究［4］。20世紀90年代以來，為了克服小鉸縫的缺陷，中鉸縫和大（深）鉸縫開始被采用，鉸縫內布置的鋼筋數量也明顯增多，從而提高了鉸縫的傳力性能和板橋的橫向剛度及其整體承載能力［5， 6］。

在我國目前已完成的橋梁頂升改造項目中，裝配式板橋占有很大的比例，其中有不少是早期的小鉸縫板橋。橋梁結構在頂升時，其受力狀態在理論上一般與原結構相比并無明顯改變，但各頂升點是否同步對結構受力有較明顯的影響。例如，當裝配式板橋的頂升不同步時，可能導致鉸縫受損甚至破壞［7， 8］。而已完成的裝配式板橋頂升工程大多是依工程經驗進行，缺乏相關研究的支持［9］。因此，有必要對頂升工況下的鉸縫受力性能進行研究，以為此類橋梁的頂升施工提供一定的參考依據。

2" 實橋同步頂升與試驗方案

2.1 背景工程

該橋為一座偏東西走向的三跨預應力混凝土簡支空心板梁橋，橋梁法線與河道中心線斜交20°。全長為40.6 m，跨徑組合為12.0 m+16.0 m +12.0 m。圖1為該橋側面和橋面實景照。

該橋上部結構每跨均由20片預應力混凝土空心板梁組成，梁高均為0.82 m，底寬為1.04 m，下部結構采用樁柱式墩臺。根據圖紙可知，空心板梁混凝土設計強度等級為400#（C38），橋墩蓋梁和橋臺臺帽混凝土設計強度等級均為200#（C18）。

該橋橋面總寬為21.5 m，其中車行道寬17.0 m，兩側人行道寬度均為2.0 m。橋面鋪裝采用鋼筋混凝土，墩臺位置設置簡易斷縫，兩側采用鋼筋混凝土柵式欄桿。該橋建于1980年10月，由上海市政工程設計院設計，設計荷載為：汽車-20級、平板車-300驗算，橋頭現已設立20 t限載標志。

為便于說明，對該橋主要構件進行編號，墩臺由東向西依次編號，主梁由北向南依次編號，編號示例：0-1-2#空心板梁表示0#橋臺與1#橋墩之間的橋跨從北向南數第2片主梁。橋梁立面示意圖、平面示意圖、橫斷面示意圖分別見圖2—圖4。

為了解該橋目前的技術狀況，已經對該橋進行全面檢測，并進行靜載試驗，鑒定結果如下。

（1） 通過分析本橋的技術狀況，按照《城市橋梁養護技術規范》（CJJ 99—2003）關于橋梁技術狀況評定標準進行評定，該橋當前的技術狀況總體評定為 C 級橋（合格狀態）。

（2） 靜載試驗結果表明，目前狀態下該橋空心板梁能夠滿足設計荷載汽車-20級、平板車-300 的安全承載要求，但仍需對存在的病害進行維修，例如該橋已經出現不同程度的損壞；該橋橋面出現多條裂縫，裂縫均位于梁間剪力鉸位置，剪力鉸已經出現不同程度的損傷，任其發展將降低整橋承載能力。

基于上述檢測結果，結合道路提升改造需要，保留該橋繼續使用的前提是需要更換支座并對鉸縫與橋面進行修復。鉸縫是裝配式板橋受力的薄弱環節，同步頂升誤差會使鉸縫處于不利的受力狀態，甚至發生損壞。結合本橋的頂升施工，利用該橋鉸縫要進行修復的機會，特借助該橋進行同步頂升試驗，目的包括：

（1） 通過分析試驗數據，研究板梁位移、傾角等的同步頂升誤差。

（2） 分析鉸縫在同步頂升過程中的變形和受力情況。

2.2 頂升試驗與測試方案

根據試驗目的，結合實際工程中對橋梁鋪裝層的處理，本次同步頂升試驗采用完全鑿除鉸縫上方的所有橋面鋪裝層，然后進行同步頂升。頂升方案是結合支座更換時同步進行，即在原有板梁支座邊借助厚度小于支座的超薄千斤頂，采用增加鋼墊板替換方式實現頂升量的增加，該方法是目前板梁橋更換支座常見方法。

測量方案要根據試驗時鉸縫控制截面可能發生的變形、破壞形式和測量參數來制定，其主要內容包括確定觀察和測量的項目（參數）、布置測點以及按照測量精度要求選擇合適的儀表儀器。

2.2.1 測量方案

本試驗的測量參數主要是頂升過程中板梁的位移和鉸縫應變。板梁位移反映了其在頂升過程中的空間位置變化情況，鉸縫應變則反映了鉸縫處的變形情況，也間接反映了鉸縫的受力情況。測量數據通過程控靜態電阻應變儀進行采集。千斤頂壓力和頂升位移由PLC液壓頂升系統采集。

1） 位移測量

位移測量參數包括角位移和線位移。角位移測量參數包括板梁縱橋向角位移和橫橋向角位移，體現了板梁在頂升時的縱向和橫向轉動情況（頂升時板梁自身的縱向彎曲和橫向彎曲變形忽略不計）。相鄰板梁的橫向角位移差則反映了鉸縫的彎曲變形情況，據此可以對鉸縫的受力狀態做出初步判斷。線位移測量參數主要是板梁梁頂的豎向位移，以及梁端的縱向和橫向位移。

上述角位移和線位移的測量數據還可以進行相互校核。角位移采用雙軸傾角儀進行測量，線位移采用電阻式位移計進行測量。

2） 應變測量

應變測量參數包括相鄰板梁間梁頂和梁底的應變。應變測量參數反映了鉸縫處的橫橋向變形情況，據此可以分析頂升過程中鉸縫的受力狀態。應變采用振弦式應變傳感器進行測量。

2.2.2 測點布置

頂升過程中的位移、應變測點和各類傳感器的布置如圖5所示。

傾角儀布置在試驗板梁兩端梁頂，位置設在板軸線與支座中心線交點處。每片板梁兩端梁頂各布置1個傾角儀，每一工況共需4個傾角儀，用于測量板梁測點處的橫橋向角位移和縱橋向角位移。

位移計布置在試驗板梁兩端梁頂、側面和梁段縱向，豎向位移測點設在板梁軸線與支座中心線交點處，橫向位移測點設在板梁側面支座線上，縱向位移測點設在梁端截面板梁軸線上。每片板梁布置2個豎向位移計、1個縱向位移計，并于邊梁兩端布置2個橫向位移計，每一工況共需8個位移計。

應變計跨鉸縫布置在試驗鉸縫上緣、下緣的梁頂、梁底部位，測點沿板梁縱向設在兩支座線和跨中三個斷面的梁頂和梁底鉸縫處，每工況布置6個應變計（梁頂和梁底各3個）。應變計沿橫橋向跨縫布置，其兩端牢固固定于鉸縫兩側的板梁上，用于測量頂升時相鄰板梁間梁頂和梁底間的相對橫向應變，據以反映鉸縫的變形和受力情況。

3" 試驗結果分析

3.1 頂升過程中位移差異分析

3.1.1 角位移分析

試驗板梁1號梁、2號梁的橫向傾角和縱向傾角時程分別如圖6（a）和（b）所示。由圖6可見，在頂升過程中，1號梁橫向傾角為-0.10°～0.04°，橫向傾角差最大值為0.14°；2號梁橫向傾角為-0.11°～0.07°，橫向傾角差最大值為0.18°；相鄰兩片梁相對橫向傾角差極大值為0.15°。1號梁縱向傾角為-0.07°～0.02°，縱向傾角差最大值為0.09°；2號梁縱向傾角為-0.29°～0.15°，縱向傾角差最大值為0.44°；相鄰兩片梁相對縱向傾角差極大值為0.31°。

由上述可見，頂升過程中兩片試驗板梁的橫向傾角變化、縱向傾角變化、相對橫向傾角差、相對縱向傾角差均很小，這說明本次頂升試驗的同步精度控制得較好。

3.1.2 縱向位移分析

兩片試驗板梁端部縱向位移時程如圖7（a）所示。由圖可見，兩片梁縱向位移變幅最大值為2號梁的0.8 mm，相對縱向位移差極大值為0.98 mm，均很小。因此，頂升時板梁的縱向位移及其對鉸縫的影響均可忽略不計。

3.1.3 橫向位移分析

邊梁（1號梁）兩端測點的橫向位移時程如圖7（b）所示。由圖可見，橫向位移時程圖經歷了預頂升和正式頂升兩個階段。橫向位移最大值為3#墩處測點的1.9 mm，這表明在頂升過程中橋梁的橫向位移也在控制范圍內。

3.1.4 豎向位移分析

以2號墩試驗板梁兩端的豎向位移為例，其時程如圖8（a）所示，板梁兩端的相鄰兩板梁的豎向位移差值時程如圖8（b）所示。由圖可見：

（1） 整個試驗過程從11：21至12：46，經歷了預頂升和正式頂升兩個階段。11：21—11：47為預頂升階段，11：49—12：06為正式頂升的頂升階段，12：07—12：24為持荷階段，12：25—12：46為落梁階段。

（2） 3#墩處兩片板梁的豎向位移最大值分別為7.5 mm和8.7 mm，2#墩處兩片板梁的豎向位移最大值分別為11.5 mm和9.3 mm；3#墩處兩板梁的豎向位移差絕對值最大值為1.3 mm，2#墩處兩板梁的豎向位移差絕對值最大值為2.7 mm，這表明除了后者略超限外，板梁的同步頂升誤差基本控制在PLC頂升系統通常的同步精度±2 mm范圍內。

綜合上述位移分析結果可見，本次同步頂升誤差基本達到通常的精度要求，且橋梁的橫向和縱向位移也均在控制范圍內。

3.2 鉸縫應變分析

正式頂升階段各測點應變時程如圖9所示。

根據應變數據的分析，可知同步頂升誤差導致鉸縫在近2#墩處可能發生損壞。由圖9（e）、（f）可見，2#墩測點的梁頂應變在12：21達到最大拉應變值，隨后應變逐漸下降為零；而該測點的梁底應變在同時急劇增大并達到最大值8745.7 με。同時，由圖9（e）、（f）可見，在12：04—12：10時段2#墩處兩板梁的豎向位移差均超過了2 mm，最大值達到了2.7 mm。由于鉸縫損傷的發展需經歷一定的時間，因此滯后到其后的應變數據變化中反映出來。由于鉸縫損壞導致其逐漸喪失傳力作用，因而使得該測點的梁底應變急劇增大，同時梁頂處因鉸縫損壞卸載導致應變逐漸減小為零。因此，根據上述分析可以推測，由于本試驗的同步頂升誤差，可能導致鉸縫發生了局部損壞。

在正式頂升階段，3個測點的梁頂應變主要表現為拉應變增大趨勢，而其梁底應變的變化無明顯規律，但整體上以受拉為主。因此，在正式頂升階段鉸縫受力以豎向剪力為主。

同步頂升過程中，梁頂應變遠小于梁底應變。梁頂應變在-23.1～16.3 με之間，而梁底應變除了鉸縫局部損壞之后的應變數據外，在-667.9～480.1 με之間（表1）。這是因為鉸縫位于板梁之間頂部，當鉸縫發生彎曲變形時，因中性軸位于鉸縫中心處，因而導致梁底彎曲應變的絕對值遠大于梁頂彎曲應變的絕對值。

鉸縫的變形和受力從板梁兩端（頂升點）向跨中逐漸減小。板梁兩端（頂升點）處梁頂應變值范圍和跨中處相差不大，而其梁底應變值范圍比跨中處明顯大得多。這是因為板梁兩端梁底處直接承受頂升力作用，受同步頂升誤差的影響較顯著，而距離頂升點越遠，該影響越弱，所以跨中處受其影響（即表現為應變值）最小。由此可以推斷，鉸縫的變形和受力從板梁兩端（頂升點）向跨中逐漸減小。

4" 結" 論

本文對裝配式板橋進行了同步頂升試驗，通過對試驗數據的處理與分析，著重討論和研究了頂升過程中鉸縫的變形和受力性能，獲得的主要結論如下：

（1） 頂升過程中驗板梁的橫向傾角變化、縱向傾角變化、相對橫向傾角差、相對縱向傾角差均很小，說明本次頂升試驗的同步精度控制得較好，證明頂升施工基本保證了橋梁整體同步抬升，對于受力薄弱的鉸縫十分有利。

（2） 根據試驗板梁端部縱向位移量很小，因此頂升時板梁的縱向位移及其對鉸縫的影響均可忽略不計，這對于斜交板梁空間受力十分有利。而梁端橫向位移最大值為1.9 mm，這表明在頂升過程中橋梁的橫向位移在控制范圍內，不會導致整體受力改變。

（3） 測試的梁體豎向位移差絕對值最大值為2.7 mm，綜合現場測點位置觀察及應變量隨時間的變化判斷鉸縫存在受損現象，但頂升歸位后應變基本恢復，鉸縫板梁的同步頂升誤差基本控制在PLC頂升系統通常的同步精度±2 mm范圍內。考慮現有頂升技術的控制精度，建議裝配式板梁橋的不同步頂升誤差應控制在±2 mm之內，以確定鉸縫受力處于安全范圍。

（4） 頂升階段梁頂應變主要表現為拉應變增大趨勢，而其梁底應變的變化以拉應變為主，證明在頂升階段鉸縫受力以豎向剪力為主。因為鉸縫位于板梁之間的頂部，當鉸縫發生彎曲變形時，因中性軸位于鉸縫中心處，因而導致梁底彎曲應變的絕對值遠大于梁頂彎曲應變的絕對值。

（5） 板梁兩端梁底處因為直接承受頂升力作用，同步頂升誤差的影響較顯著，而距離頂升點越遠時影響減少，證明鉸縫的變形和受力從板梁兩端向跨中逐漸減小。

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