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

天津開發區彩虹大橋南起開發區東海路,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,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對地基及溫度力適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。鋼管和腹腔內泵送C50 微膨脹混凝土。

(2)橫向聯結系：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,運營后系桿內力32 698 kN,安全系數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調。為控制結構的不協調變形,保證結構安全并為施工監控提供數據參考,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段的鋼縱梁未安裝,跨中已經灌注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全部拆除,兩側各剩最后一個吊裝節段的鋼縱梁未安裝,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個節間已經拆除了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段的鋼縱梁未安裝,跨中已經灌注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程序對主橋施工過程進行計算分析,計算模型如圖5所示。

圖5 橋梁空間結構離散圖

模型中節點總數2 658個,桿單元總數38個,梁單元總數2 590個,板單元總數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點；現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調會造成活動端拱腳的相對位移,從而使端橫梁產生變形。如果相對位移過大,端橫梁則可能出現裂縫,端橫梁與拱腳的焊接接頭也可能發生破壞。綜合1998年施工時的控制數據,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。恒載狀態下各階段吊桿內力變化見表3。

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

表3 恒載狀態下吊桿內力變化值 kN

注：內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生在橋面自重變化最大的第三階段,而是發生在更換跨中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+活載狀態下,拱肋位移仍在安全范圍內,不再贅述。

表5 恒載狀態下拱肋豎向位移 mm

注：拱肋豎向位移以向上為正,向下為負。

3.4 系桿內力及端橫梁和拱肋應力變化值

恒載及恒載+活載狀態下內力及應力值見表6、表7。

表6 恒載狀態下系桿內力及端橫梁和拱肋應力變化值

表7 恒載+活載狀態下系桿內力及端橫梁和拱肋應力變化值

在恒載狀態下,系桿內力變化最大值為1 635 kN,約為總內力值的5%,作用活載后,系桿內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,均在安全范圍內。

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,吊桿內力、系桿內力及拱腳活動支座位移和端橫梁應力變化最大值均發生在本階段,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力及系桿內力均有所增大,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片拱肋的變形不協調性也最大,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。恒載狀態結構各項數據見表8。

表8 恒載狀態下結構各項數據

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力也有所減小,但與上游側施工時變化數據相比,差距不大。

恒載+活載狀態下結構各項數據見表9。

表9 恒載+活載狀態下結構各項數據

在恒載+活載狀態下,結構各項數據變化較大,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生不利影響,因而采取了增強養護、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。現在彩虹橋施工已經完成,從檢測單位反饋的檢測結果看,各項數據均小于計算結果,與假設情況相同,結構受力安全可靠。

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