預應力混凝土連續彎箱梁橋病害分析及改造

1壓同步技術在梁橋加固中的應用近年來，預制混凝土連續墻樁橋在中國的大型交叉口應用廣泛。但由于早期對連續彎箱梁橋設計與施工上的認識不足,致使其在施工及營運過程中經常出現一些病害,如某些彎橋在驗收或運營階段出現支座變形、脫空,彎橋出現扭轉過大而導致整體翻轉和滑移等病害。PLC液壓同步技術是通過液壓千斤頂,在不改變原橋形態的前提下,將橋梁安全、平穩地頂升至預定高度的技術。該技術在國外的使用時間較長,在國內最初僅用于單片預制梁的架設和移位。隨著該技術的發展與既有橋梁加固改造的需求,其應用范圍不斷擴展。目前已成功應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)等項目。但在國內、外將該技術應用于連續彎箱梁橋的頂升糾扭改造中尚不多見。鑒于上述問題,本文以上海市A1、A30立交中S1、S3匝道橋為實例,在對預應力混凝土連續彎箱梁橋病害原因進行分析的基礎上,從病害彎橋的改造設計、同步頂升施工及改造效果評估上進行分析,提出采用不對稱布頂方式進行同步頂升,并對箱梁進行糾扭,最后運用PLC同步頂升系統測定支座反力,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東大道交匯處。立交中S1、S3匝道橋(見圖1)總長分別為664.1m和612.1m,計算荷載為汽車-超20級,驗算荷載為掛車-120。上部結構采用六跨一聯的預應力混凝土連續箱梁,采用單箱雙室截面,梁高1.8m。每跨設1道跨中橫隔板,墩頂設橫隔梁。中、邊墩處梁下分別布置1個、2個盆式橡膠支座。3全箱梁頂升系統改造2008年6月對S1、S3匝道橋箱梁橫坡進行檢測,由檢測結果可知,多數橋跨箱梁外側比內側低,S3匝道橋情況略好于S1匝道橋。由于彎箱梁外側本身設有超高,外側低于內側說明箱梁向外側扭轉嚴重,已造成反超高現象,同時梁體有明顯橫向位移并伴隨有支座脫空(見圖2)及梁體扭轉的現象,這對橋梁結構和行車安全造成了影響。分析發現,早期對連續彎箱梁橋的特點認識不足,設計基本布設單柱單支座,箱梁整體抗扭能力較差。另外在運營過程中,車輛超載和超速對梁體的影響較大。利用MIDAS軟件計算分析表明:車輛超載及超速所造成的離心力超出設計要求,另外超載產生的制動力也超出設計值,產生的支座振動容易引起支座摩阻力減少。文獻研究表明,由預應力鋼束產生的預加力荷載和日照溫差也是引起彎箱梁橋出現支座脫空和扭轉變形過大的因素之一。鑒于連續彎箱梁結構病害特征已較為明顯,如偏移繼續增大,結構將趨于更加不利狀態。同時在目前橋梁結構脫空狀態下,機動車通行造成橋梁結構的振動較大,從結構疲勞的角度考慮也十分不利。因此,應盡快對匝道進行整修,保證結構安全性與耐久性。為改善S1、S3匝道橋箱梁扭轉、偏位的不利狀況,經過多方案對比、論證,最終采用通過在原墩柱上新增預應力混凝土蓋梁后,對箱梁進行同步頂升更換損壞支座以恢復支座的轉動能力。在此基礎上,對箱梁進行豎向頂升糾扭使彎橋基本恢復原設計狀態,并增設支座以加大箱梁的抗扭轉能力。改造維修后橋梁總體狀態應基本和原設計一致,橋梁可開放雙車道運營恢復原通行能力。根據以上改造目標與橋梁實際情況,工程相關控制點包括:頂升系統應能達到多點力與位移的同步,頂升力應有一定的富余;改造中對外側支座頂升力、支座轉角及橋面高程進行監測;頂升過程應對箱梁相關危險點進行應變檢測,防止箱梁產生不可恢復變形。4全球同步同步失真經過多方論證,該橋采用“先同步頂升更換支座,再頂升糾扭新增支座,最后頂升測定支座反力”的頂升施工思路,工程的總體改造工序安排見圖3。4.1頂升方式頂升該工程采用國內較為先進的PLC多點同步液壓頂升控制系統,其頂升(降落)精度可達±0.50mm。同步頂升時每墩設置1個頂升控制點,同步頂升為七點同步控制,采用2臺頂升車聯機同步。同步頂升前通過同步試頂確定頂升參數。試頂階段采用墩柱兩側對稱布頂方式頂升,在千斤頂達到估算頂升重量時,位移傳感器的變化不大,但徑向外側百分表數值明顯小于徑向內側的百分表數值,表明對稱布頂的各墩千斤頂未能同步,彎箱梁扭轉有加劇的趨勢。這主要是由于匝道箱梁扭轉、偏位導致箱梁中心線與墩柱中心線存在一定的偏差,箱梁外側的重量大于內側,為此提出采用不對稱布頂的方式(見圖4)進行同步頂升。采用不對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,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回落千斤頂,當箱梁距支座頂板約5mm時,采用灌注器將環氧砂漿注入間隙內,待其固化并達到強度后回落箱梁至支座上。4.2第1階段頂升糾扭工藝監控與安裝同步頂升糾扭分2個階段完成:第1階段頂升糾扭以彎橋整體姿態控制頂升方案,使箱梁的整體姿態基本恢復原設計狀態,即以控制中墩支座轉角與橋面高程為主,頂升力監控為輔;第1階段頂升糾扭達到預期效果后,開始安裝新增外側盆式支座。外側支座主要為代替頂升力,使附加扭力恒定,平衡和抵消彎橋產生的扭矩,使中墩起到抗扭作用。根據有限元分析,第1階段頂升糾扭可分為2個步驟進行:①在頂升力達到400kN時,支座脫空現象可得到改善;②在頂升力達到800kN時支座受力基本均勻,糾扭基本可達到預期效果?？紤]到實際受力狀況與理想分析模型之間的差異,千斤頂頂升力應有足夠余量,故采用2臺200t千斤頂同時頂升,典型千斤頂布置見圖5。4.3外側支柱安裝在箱梁基本恢復原設計狀態后,為保證改造后效果,在中墩內、外側各新增1個盆式支座。外側支座在實測頂升力達到設計要求反力后進行安裝,主要作用為代替頂升力,使附加扭力恒定,平衡和抵消彎橋產生的扭矩及使中墩起到抗扭作用。內側支座在同步頂升更換支座完畢、千斤頂卸荷落梁后進行安裝,主要為增強橋梁傳遞上部活載的能力,不參與分擔恒載。在外側支座完全受力后,在24h內每隔6h觀測并讀取位移傳感器、百分表數據,確定新增支座與橋梁的狀態。在此基礎上重新同步頂升箱梁,對支座反力進行測量。5改造效果評估5.1高程差、徑向位移變化量橋面坐標測量主要有2個目的: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量時,可通過坐標測量方法來解決。S1匝道橋調整前、后橋面各測點高程差、徑向位移變化量見圖6。分析可知:內側測點高程平均降低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;外側測點高程平均降低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,梁體的扭轉偏位情況得到一定程度的改善。其中,徑向位移為正時表示背離箱梁圓心方向,為負時表示指向圓心方向。5.2梁底橫坡平均變化S1匝道橋改造前、后橋墩處的橫坡實測數據見圖7。由圖7可知,S1匝道橋梁體糾偏前9號～13號(2號～6號測點)墩處梁底橫坡為負,經過糾偏其橫坡均變為正,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%,箱梁扭轉得到一定程度的改善。5.3外側無起落架時的理論反力目前對已安裝支座的實際反力還沒有直接有效的測試方法。該工程采用PLC頂升系統測量支座反力,即在安裝完外側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,此時千斤頂頂升力即為外側支座反力。該工程采用如下2個方法近似判斷支座脫空狀態。(1)在千斤頂頂升過程中,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;當支座脫空后,頂升力與頂升位移關系為AB段,其斜率為梁體的抗扭剛度。由此可知,圖8中曲線的拐角點對應的頂升力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段理論上應比較平緩。(2)支座反力測量過程中,通過監測箱梁兩側的百分表讀數確定最終的反力值,即當外側百分表行走約10.0mm時,即認為外側支座已處于脫空狀態,此時頂升力與支座反力相等。通過頂升力與箱梁位移的關系及位移回調值可推定外側支座的理論反力見表1。由表1可知,雖然支座反力推定值較設計值大,但無論外側支座還是邊墩支座均已開始受力,可見改造達到了預期效果。6彎箱梁頂升改造(1)由于曲率半徑的存在,預應力連續彎箱梁橋容易出現支座脫空和梁體扭轉的問題。而超載、超速、預加力荷載和日照溫差等原因是引起彎箱梁橋出現支座脫空和扭轉變形過大的主要因素,因此在設計與橋梁運營管理上應引起重視。(2)合適的支座布置可以控制彎箱梁的扭轉和平面變形。設計時可將中墩布設為雙支座或三支座的形式,同時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。