預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)彎箱梁橋病害分析及改造

預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)彎箱梁橋病害分析及改造

1壓同步技術(shù)在梁橋加固中的應(yīng)用近年來(lái)，預(yù)制混凝土連續(xù)墻樁橋在中國(guó)的大型交叉口應(yīng)用廣泛。但由于早期對(duì)連續(xù)彎箱梁橋設(shè)計(jì)與施工上的認(rèn)識(shí)不足,致使其在施工及營(yíng)運(yùn)過(guò)程中經(jīng)常出現(xiàn)一些病害,如某些彎橋在驗(yàn)收或運(yùn)營(yíng)階段出現(xiàn)支座變形、脫空,彎橋出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)過(guò)大而導(dǎo)致整體翻轉(zhuǎn)和滑移等病害。PLC液壓同步技術(shù)是通過(guò)液壓千斤頂,在不改變?cè)瓨蛐螒B(tài)的前提下,將橋梁安全、平穩(wěn)地頂升至預(yù)定高度的技術(shù)。該技術(shù)在國(guó)外的使用時(shí)間較長(zhǎng),在國(guó)內(nèi)最初僅用于單片預(yù)制梁的架設(shè)和移位。隨著該技術(shù)的發(fā)展與既有橋梁加固改造的需求,其應(yīng)用范圍不斷擴(kuò)展。目前已成功應(yīng)用于既有橋梁的支座更換及整體頂升工程中,如天津獅子林橋改造工程(整體抬升1.27m)、上海南浦大橋引橋改造工程(整體抬升0.698～5.782m)等項(xiàng)目。但在國(guó)內(nèi)、外將該技術(shù)應(yīng)用于連續(xù)彎箱梁橋的頂升糾扭改造中尚不多見(jiàn)。鑒于上述問(wèn)題,本文以上海市A1、A30立交中S1、S3匝道橋?yàn)閷?shí)例,在對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)彎箱梁橋病害原因進(jìn)行分析的基礎(chǔ)上,從病害彎橋的改造設(shè)計(jì)、同步頂升施工及改造效果評(píng)估上進(jìn)行分析,提出采用不對(duì)稱布頂方式進(jìn)行同步頂升,并對(duì)箱梁進(jìn)行糾扭,最后運(yùn)用PLC同步頂升系統(tǒng)測(cè)定支座反力,以了解改造效果。2s1、s1匝道橋A1、A30立交為互通三層式樣,建于1997年,位于上海市迎賓高速公路與遠(yuǎn)東大道交匯處。立交中S1、S3匝道橋(見(jiàn)圖1)總長(zhǎng)分別為664.1m和612.1m,計(jì)算荷載為汽車-超20級(jí),驗(yàn)算荷載為掛車-120。上部結(jié)構(gòu)采用六跨一聯(lián)的預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁,采用單箱雙室截面,梁高1.8m。每跨設(shè)1道跨中橫隔板,墩頂設(shè)橫隔梁。中、邊墩處梁下分別布置1個(gè)、2個(gè)盆式橡膠支座。3全箱梁頂升系統(tǒng)改造2008年6月對(duì)S1、S3匝道橋箱梁橫坡進(jìn)行檢測(cè),由檢測(cè)結(jié)果可知,多數(shù)橋跨箱梁外側(cè)比內(nèi)側(cè)低,S3匝道橋情況略好于S1匝道橋。由于彎箱梁外側(cè)本身設(shè)有超高,外側(cè)低于內(nèi)側(cè)說(shuō)明箱梁向外側(cè)扭轉(zhuǎn)嚴(yán)重,已造成反超高現(xiàn)象,同時(shí)梁體有明顯橫向位移并伴隨有支座脫空(見(jiàn)圖2)及梁體扭轉(zhuǎn)的現(xiàn)象,這對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)和行車安全造成了影響。分析發(fā)現(xiàn),早期對(duì)連續(xù)彎箱梁橋的特點(diǎn)認(rèn)識(shí)不足,設(shè)計(jì)基本布設(shè)單柱單支座,箱梁整體抗扭能力較差。另外在運(yùn)營(yíng)過(guò)程中,車輛超載和超速對(duì)梁體的影響較大。利用MIDAS軟件計(jì)算分析表明:車輛超載及超速所造成的離心力超出設(shè)計(jì)要求,另外超載產(chǎn)生的制動(dòng)力也超出設(shè)計(jì)值,產(chǎn)生的支座振動(dòng)容易引起支座摩阻力減少。文獻(xiàn)研究表明,由預(yù)應(yīng)力鋼束產(chǎn)生的預(yù)加力荷載和日照溫差也是引起彎箱梁橋出現(xiàn)支座脫空和扭轉(zhuǎn)變形過(guò)大的因素之一。鑒于連續(xù)彎箱梁結(jié)構(gòu)病害特征已較為明顯,如偏移繼續(xù)增大,結(jié)構(gòu)將趨于更加不利狀態(tài)。同時(shí)在目前橋梁結(jié)構(gòu)脫空狀態(tài)下,機(jī)動(dòng)車通行造成橋梁結(jié)構(gòu)的振動(dòng)較大,從結(jié)構(gòu)疲勞的角度考慮也十分不利。因此,應(yīng)盡快對(duì)匝道進(jìn)行整修,保證結(jié)構(gòu)安全性與耐久性。為改善S1、S3匝道橋箱梁扭轉(zhuǎn)、偏位的不利狀況,經(jīng)過(guò)多方案對(duì)比、論證,最終采用通過(guò)在原墩柱上新增預(yù)應(yīng)力混凝土蓋梁后,對(duì)箱梁進(jìn)行同步頂升更換損壞支座以恢復(fù)支座的轉(zhuǎn)動(dòng)能力。在此基礎(chǔ)上,對(duì)箱梁進(jìn)行豎向頂升糾扭使彎橋基本恢復(fù)原設(shè)計(jì)狀態(tài),并增設(shè)支座以加大箱梁的抗扭轉(zhuǎn)能力。改造維修后橋梁總體狀態(tài)應(yīng)基本和原設(shè)計(jì)一致,橋梁可開(kāi)放雙車道運(yùn)營(yíng)恢復(fù)原通行能力。根據(jù)以上改造目標(biāo)與橋梁實(shí)際情況,工程相關(guān)控制點(diǎn)包括:頂升系統(tǒng)應(yīng)能達(dá)到多點(diǎn)力與位移的同步,頂升力應(yīng)有一定的富余;改造中對(duì)外側(cè)支座頂升力、支座轉(zhuǎn)角及橋面高程進(jìn)行監(jiān)測(cè);頂升過(guò)程應(yīng)對(duì)箱梁相關(guān)危險(xiǎn)點(diǎn)進(jìn)行應(yīng)變檢測(cè),防止箱梁產(chǎn)生不可恢復(fù)變形。4全球同步同步失真經(jīng)過(guò)多方論證,該橋采用“先同步頂升更換支座,再頂升糾扭新增支座,最后頂升測(cè)定支座反力”的頂升施工思路,工程的總體改造工序安排見(jiàn)圖3。4.1頂升方式頂升該工程采用國(guó)內(nèi)較為先進(jìn)的PLC多點(diǎn)同步液壓頂升控制系統(tǒng),其頂升(降落)精度可達(dá)±0.50mm。同步頂升時(shí)每墩設(shè)置1個(gè)頂升控制點(diǎn),同步頂升為七點(diǎn)同步控制,采用2臺(tái)頂升車聯(lián)機(jī)同步。同步頂升前通過(guò)同步試頂確定頂升參數(shù)。試頂階段采用墩柱兩側(cè)對(duì)稱布頂方式頂升,在千斤頂達(dá)到估算頂升重量時(shí),位移傳感器的變化不大,但徑向外側(cè)百分表數(shù)值明顯小于徑向內(nèi)側(cè)的百分表數(shù)值,表明對(duì)稱布頂?shù)母鞫涨Ы镯斘茨芡?彎箱梁扭轉(zhuǎn)有加劇的趨勢(shì)。這主要是由于匝道箱梁扭轉(zhuǎn)、偏位導(dǎo)致箱梁中心線與墩柱中心線存在一定的偏差,箱梁外側(cè)的重量大于內(nèi)側(cè),為此提出采用不對(duì)稱布頂?shù)姆绞?見(jiàn)圖4)進(jìn)行同步頂升。采用不對(duì)稱布頂同步頂起箱梁后,拆除損壞支座、安裝新支座。安裝新支座時(shí),支座順橋向中心線必須與主梁中心線重合或平行,安裝角度為各支座縱向移動(dòng)方向與橋梁分孔線之間的夾角。新支座安裝完畢后同步分級(jí)回落千斤頂,當(dāng)箱梁距支座頂板約5mm時(shí),采用灌注器將環(huán)氧砂漿注入間隙內(nèi),待其固化并達(dá)到強(qiáng)度后回落箱梁至支座上。4.2第1階段頂升糾扭工藝監(jiān)控與安裝同步頂升糾扭分2個(gè)階段完成:第1階段頂升糾扭以彎橋整體姿態(tài)控制頂升方案,使箱梁的整體姿態(tài)基本恢復(fù)原設(shè)計(jì)狀態(tài),即以控制中墩支座轉(zhuǎn)角與橋面高程為主,頂升力監(jiān)控為輔;第1階段頂升糾扭達(dá)到預(yù)期效果后,開(kāi)始安裝新增外側(cè)盆式支座。外側(cè)支座主要為代替頂升力,使附加扭力恒定,平衡和抵消彎橋產(chǎn)生的扭矩,使中墩起到抗扭作用。根據(jù)有限元分析,第1階段頂升糾扭可分為2個(gè)步驟進(jìn)行:①在頂升力達(dá)到400kN時(shí),支座脫空現(xiàn)象可得到改善;②在頂升力達(dá)到800kN時(shí)支座受力基本均勻,糾扭基本可達(dá)到預(yù)期效果?？紤]到實(shí)際受力狀況與理想分析模型之間的差異,千斤頂頂升力應(yīng)有足夠余量,故采用2臺(tái)200t千斤頂同時(shí)頂升,典型千斤頂布置見(jiàn)圖5。4.3外側(cè)支柱安裝在箱梁基本恢復(fù)原設(shè)計(jì)狀態(tài)后,為保證改造后效果,在中墩內(nèi)、外側(cè)各新增1個(gè)盆式支座。外側(cè)支座在實(shí)測(cè)頂升力達(dá)到設(shè)計(jì)要求反力后進(jìn)行安裝,主要作用為代替頂升力,使附加扭力恒定,平衡和抵消彎橋產(chǎn)生的扭矩及使中墩起到抗扭作用。內(nèi)側(cè)支座在同步頂升更換支座完畢、千斤頂卸荷落梁后進(jìn)行安裝,主要為增強(qiáng)橋梁傳遞上部活載的能力,不參與分擔(dān)恒載。在外側(cè)支座完全受力后,在24h內(nèi)每隔6h觀測(cè)并讀取位移傳感器、百分表數(shù)據(jù),確定新增支座與橋梁的狀態(tài)。在此基礎(chǔ)上重新同步頂升箱梁,對(duì)支座反力進(jìn)行測(cè)量。5改造效果評(píng)估5.1高程差、徑向位移變化量橋面坐標(biāo)測(cè)量主要有2個(gè)目的:一是反映橋面縱向線形的整體變化;二是各跨跨中梁體橫坡不方便測(cè)量時(shí),可通過(guò)坐標(biāo)測(cè)量方法來(lái)解決。S1匝道橋調(diào)整前、后橋面各測(cè)點(diǎn)高程差、徑向位移變化量見(jiàn)圖6。分析可知:內(nèi)側(cè)測(cè)點(diǎn)高程平均降低7mm,最大降低14mm,平均徑向位移變化量為6mm,最大徑向位移變化量為20mm;外側(cè)測(cè)點(diǎn)高程平均降低3mm,最大降低9mm,平均徑向位移變化量為7mm,最大徑向位移變化量為20mm。由此可見(jiàn),梁體的扭轉(zhuǎn)偏位情況得到一定程度的改善。其中,徑向位移為正時(shí)表示背離箱梁圓心方向,為負(fù)時(shí)表示指向圓心方向。5.2梁底橫坡平均變化S1匝道橋改造前、后橋墩處的橫坡實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)見(jiàn)圖7。由圖7可知,S1匝道橋梁體糾偏前9號(hào)～13號(hào)(2號(hào)～6號(hào)測(cè)點(diǎn))墩處梁底橫坡為負(fù),經(jīng)過(guò)糾偏其橫坡均變?yōu)檎?得到很大程度的改善。其中,中墩處梁底橫坡平均變化1.15%,最小變化1.05%;邊墩處梁底橫坡變化分別為0.90%與1.30%,箱梁扭轉(zhuǎn)得到一定程度的改善。5.3外側(cè)無(wú)起落架時(shí)的理論反力目前對(duì)已安裝支座的實(shí)際反力還沒(méi)有直接有效的測(cè)試方法。該工程采用PLC頂升系統(tǒng)測(cè)量支座反力,即在安裝完外側(cè)支座后將千斤頂在原位頂升箱梁,待箱梁底面與支座頂板脫空時(shí),此時(shí)千斤頂頂升力即為外側(cè)支座反力。該工程采用如下2個(gè)方法近似判斷支座脫空狀態(tài)。(1)在千斤頂頂升過(guò)程中,箱梁底面與支座頂板脫空前,千斤頂頂升力與頂升位移關(guān)系為圖8中OA段,其斜率為支座受壓剛度和梁體的抗扭剛度;當(dāng)支座脫空后,頂升力與頂升位移關(guān)系為AB段,其斜率為梁體的抗扭剛度。由此可知,圖8中曲線的拐角點(diǎn)對(duì)應(yīng)的頂升力F0即可視為支座反力,Δh可視為千斤頂回落后的支座壓縮量。由于梁體抗扭剛度比支座受壓剛度小得多,AB段理論上應(yīng)比較平緩。(2)支座反力測(cè)量過(guò)程中,通過(guò)監(jiān)測(cè)箱梁兩側(cè)的百分表讀數(shù)確定最終的反力值,即當(dāng)外側(cè)百分表行走約10.0mm時(shí),即認(rèn)為外側(cè)支座已處于脫空狀態(tài),此時(shí)頂升力與支座反力相等。通過(guò)頂升力與箱梁位移的關(guān)系及位移回調(diào)值可推定外側(cè)支座的理論反力見(jiàn)表1。由表1可知,雖然支座反力推定值較設(shè)計(jì)值大,但無(wú)論外側(cè)支座還是邊墩支座均已開(kāi)始受力,可見(jiàn)改造達(dá)到了預(yù)期效果。6彎箱梁頂升改造(1)由于曲率半徑的存在,預(yù)應(yīng)力連續(xù)彎箱梁橋容易出現(xiàn)支座脫空和梁體扭轉(zhuǎn)的問(wèn)題。而超載、超速、預(yù)加力荷載和日照溫差等原因是引起彎箱梁橋出現(xiàn)支座脫空和扭轉(zhuǎn)變形過(guò)大的主要因素,因此在設(shè)計(jì)與橋梁運(yùn)營(yíng)管理上應(yīng)引起重視。(2)合適的支座布置可以控制彎箱梁的扭轉(zhuǎn)和平面變形。設(shè)計(jì)時(shí)可將中墩布設(shè)為雙支座或三支座的形式,同時(shí)可增加端部支座的間距,增大梁端的抗扭作用,避免支座脫空。