薄壁墩橋梁臨時支護體系的施工監測及安全性分析
——以高增大橋為例

羅金標， 張桓靖， 鐘長裕

(廣州公路工程集團有限公司， 廣州 510075)

中國是橋梁大國，擁有結構形式多樣的橋梁。按照結構體系可分為梁橋、拱橋、鋼架橋和線纜承重橋4種基本體系[1]。大跨徑連續梁和連續剛構橋因造價成本低、跨越能力強、施工難度小等優點，被廣泛應用于大跨徑橋梁的建設中[2]。目前大跨徑橋梁一般采用分段施工的方式，在成橋前需要經過多個施工階段。隨著橋梁結構越來越復雜，橋梁施工時的安全保障變得更為重要。為保障橋梁在施工過程中的安全性，施工監測被引入到橋梁建設中來[3-4]。施工監測通過監測橋梁施工過程中各個階段的關鍵參數來計算橋梁的狀態參數，并預估實際結構狀態，從而實現最優的成橋狀態[5-6]。在施工過程中通過施工監測保證橋梁的應力分布、撓度變化在安全合理的范圍內[7-9]，特別是在橋梁合龍階段中涉及體系轉換，更需要保證橋梁的穩定和安全，并確保合龍段兩懸臂端實際標高與設計標高偏差在合理范圍內。對于橋梁施工過程中臨時支護體系的作用和效果已有一些相關研究：王一帆等[10]研究了潮州大橋的懸臂施工時臨時支架的變形，通過有限元仿真詳細分析各施工階段下臨時支架和主梁的受力狀況，提出了多次澆筑的方法保證了橋梁施工的安全性；韓國祥[11]通過有限元建模仿真，對某橋梁蓋梁支架施工進行研究，設計了蓋梁施工監控方案，并對各施工階段支架的關鍵參數進行評估，為同類橋蓋梁施工提供了參考和建議；潘曉飛等[12]對臺城河特大橋開展了施工監控，詳細分析和論證了施工方案，提出了合龍段施工及體系轉換的關鍵技術。

在連續梁懸臂施工過程中，為確保梁體結構的安全，克服不平衡荷載的影響，往往在施工過程中對墩和梁實施臨時固結，當梁體達到穩定狀態后進行體系轉換，需恢復墩與梁的鉸接性質。因此，為保障合龍施工時，體系轉換的順利進行，需要考慮并分析臨時支護體系拆除后橋梁的穩定性和安全性。

因此，現依托廣州復建高增大橋，對薄壁墩橋梁施工過程中的臨時支護體系進行監測，并建立薄壁墩橋梁的MIDAS模型，對連續梁懸臂施工過程進行仿真分析，結合理論和仿真對薄壁墩橋梁施工過程進行安全性分析，保證高增大橋的順利合龍和施工過程的安全性。

1 依托工程及監測方案

1.1 工程簡介

高增大橋坐落于廣州市白云區人和鎮的流溪河上，橋梁分左右兩線設計，均位于直線上。南北兩幅橋梁均采用20 m+36 m+63 m+36 m+23 m預應力連續箱梁跨越流溪河，中間三跨與花莞高速主線流溪河大橋36 m+63 m+36 m橋梁墩柱平齊，橋梁全長178 m，南北兩線橋寬均為17 m，其中人行道寬5.0 m。上部結構施工時，中間三跨采用掛籃進行懸臂澆筑，20 m及23 m邊跨采用滿堂支架施工，并在主跨跨中及36 m橋跨內設置合龍段。下部結構主跨橋墩(2～3軸)采用薄壁墩，其厚度為1.8 m，底部寬度為4.5 m，如圖1(c)所示；20 m及23 m跨邊墩(1軸及4軸)采用柱式墩，橋臺采用柱式臺。

橋梁主體結構如圖1(a)和圖1(b)所示。橋梁標準斷面采用單箱雙室直腹板形式，頂板寬17 m，底板寬11 m，兩側懸臂各長3.0 m。懸臂端部厚0.18 m，根部厚度為0.7 m；頂板厚0.3 m，底板厚0.28～0.68 m；跨中截面腹板厚度為0.5 m，支點截面腹板厚度為0.7 m，變化段長4 m。主梁梁高按二次拋物線從跨中截面的2 m變化到支點截面的3.8 m。箱梁梁體采用C50混凝土，上部結構按全預應力構件設計。

主梁設置縱、橫和豎向三向預應力。縱向預應力設置了頂板束、底板束和腹板束。頂板束T1為19ΦS15.2，T2～T8為15ΦS15.2；腹板束W1～W6為12ΦS15.2；中跨合龍束ZTl～ZT2為15ΦS15.2，Z1～Z5為12ΦS15.2；邊跨合龍束ST1～ST2為15ΦS15.2，ST3為19ΦS15.2；20 m邊跨側邊跨合龍束ST4為15ΦS15.2；23 m邊跨側邊跨合龍束ST4為19ΦS15.2；20 m邊跨側邊跨合龍束Bl為19ΦS15.2，23 m邊跨側邊跨合龍束B1為15ΦS15.2，B2-B5為15ΦS15.2。除邊跨ST3頂板束因通過連接器與T8連接采用單端張拉外，其余鋼束均采用兩端張拉，T8邊跨側張拉端為連接器，中跨側為張拉端錨具：鋼束張拉控制應力σcon=0.72fpk=1 339.2 MPa，其中fpk為鋼束抗拉強度，鋼束伸長量均已扣除10%的初張拉，預應力管道采用金屬波紋管成孔。

橫向預應力鋼束采用ΦS15.2-3鋼絞線，相鄰兩根鋼束采用交錯張拉錨固，鋼束張拉控制應力為σcon=0.75fpk=1 302 MPa，鋼束伸長量均已扣除10%的初張拉，預應力管道采用金屬扁形波紋管。

豎向預應力束采用Φ15.2-3鋼絞線，鋼束張拉控制應力為σcon=0.75fpk=1 302 MPa，管道采用塑料波紋管成孔，豎向預應力采用二次張拉工藝。

圖1 復建高增大橋主體結構Fig.1 Rehabilitated Gaozeng bridge superstructure main size

1.2 監測方案

對薄壁墩橋梁施工過程中臨時支護體系監測的重點在于橋墩和臨時支護上，監測方法是在控制截面埋設傳感器監測應力、應變和溫度。

為了保證測量的精度及實現測量過程中的智能化管理，避免數據受意外因素影響而丟失的情況出現，監測采用的是長沙金碼JMZX-215型埋入式智能弦式數碼應變-溫度型傳感器(精度±1 ℃, ±1 με)對高增大橋臨時支護施工進行監測。此類應變計自身內置計算機芯片，自動保存傳感器的型號、編號和標定系數等參數，而且能自動保存多次測量的參數，傳輸距離長且不失真。

測點布置方案如下：①橋墩頂部布置1個測試斷面，斷面布設4個測點；②6個臨時支撐鋼管樁上各布置1個測點。

每個測點布置1個傳感器，合計10個傳感器。傳感器布置詳細位置如圖2所示。

2 橋梁模型及數值分析

采用MIDAS-civil有限元軟件對該橋梁的施工過程開展分析計算，研究懸臂梁施工過程中支座的荷載及應變。

2.1 橋梁有限元模型

依據結構設計與施工方案，模型中采用的材料參數與實際橋梁相同。混凝土為C50混凝土，其彈性模量為3.45×104MPa，容重25 kN/m3；鋼筋為HPB300鋼筋和HRB400鋼筋；鋼絞線的建模參數與工程中實際使用的1860級ΦS15.2 mm鋼絞線一致。

建立的MIDAS橋梁模型與節點(單元)劃分如圖3所示。箱梁截面尺寸依據結構設計方案確定。邊界條件橋梁左右側對稱設置，分別為：①懸臂澆筑施工期間中跨主墩采用固定支座，將0號墩節點固接；②滿堂支架施工部分采用彈性支撐，同時相應橋墩按雙向或單向滑動支座支撐；③懸臂澆筑施工完成后進行體系轉換，將0#塊臨時固定支撐修改為滑動支座。

2.2 荷載設置

橋梁荷載分為恒載和施工階段荷載，具體設置如下。

(1)恒載包括結構自重和橫隔板重。結構自重由程序自動生成，并將自重系數設置為1.04，以考慮部分未被建模的構件自重。根據箱梁結構設計，在箱梁各支撐截面均設置有橫隔板，考慮到將其直接建立在模型會導致局部剛度差異過大，會出現計算結果奇異的問題，因此本文研究中將各橫隔板重量額外計算施加于結構支撐處，各橫隔板重量如表1所示。

(2)施工階段載荷包括掛籃載荷、混凝土濕重以及水箱壓重。根據施工方案要求，掛籃自重(包括施工荷載)不得大于80 t，取掛籃荷載為800 kN，作用于掛籃荷載施工塊段的端部，且不再考慮其他施工荷載。混凝土濕重由每個懸臂施工段的重量和掛籃施工中的偏心距決定，其中混凝土濕重度取為25 kN/m3，偏心距取為塊段長度的1/2，混凝土濕重作用于施工塊段的端部。根據施工方案，邊跨水箱壓重大小為合攏段重量的一半，中跨水箱壓重大小為合攏段+合攏吊架重量的一半。根據合攏段的重量與合攏吊架的重量，邊跨水箱壓重為-301.7 kN，中跨水箱壓重為-451.7 kN。

表1 橫隔板重量Table 1 Weight of cross partition

圖3 橋梁模型圖Fig.3 Bridge model

圖2 傳感器布置方案Fig.2 Scheme of sensor location

2.3 施工階段設置

計算中對橋梁施工分為13個階段。各階段設置如表2所示。

表2 施工階段設置Table 2 Construction phase setting

其中，在階段2時，1#塊施工懸臂梁長度最短；在階段9時，8#塊施工懸臂梁長度最長。

2.4 仿真結果分析

根據《公路橋涵設計通用規范 JTG D60—2015》[13]的相關規定與復建高增大橋施工中考慮的荷載，施工階段荷載組合考慮箱梁節段重力、混凝土濕重、掛籃荷載、預應力荷載與徐變效應等作用的組合。施工階段按基本組合進荷載效應組合，各荷載效應的組合系數取為1。

將橋梁所有臨時或永久橋墩編號如圖4所示，其中1～4號墩表示滿堂支架部分邊跨橋墩對應的4個支座，5～10號墩表示中跨橋墩6個臨時固結支座，11～12號表示中墩兩個永久支座。左右幅對稱布置。

施工過程中支座的反力變化情況如圖5與表3所示。懸臂施工過程中，中跨橋墩的支座反力逐漸增加，其中臨時支撐最大反力為2 350 kN，固結主墩的最大反力為8 531.25 kN；邊跨與中跨合攏后，邊跨側臨時支撐反力繼續增加至5 330.5 kN，中跨側臨時支墩反力則間減小至-611.9 kN。體系轉換后，中跨橋墩兩支座的反力進一步增加至14 412.6 kN。在運營階段，在基本荷載組合作用下，中跨支座橋墩反力最大值為15 335.5 kN。對于邊跨橋墩支座，施工階段中最大支座反力為3 334.6 kN；中跨橋墩體系轉換前后對邊墩支座反力影響較小，邊跨橋墩反力的最大值變為3 274.3 kN。除此之外，在施工階段11，可能由于預應力筋張拉與跨中支座固結的影響，邊墩2支座2反力出現負值(拉力)，為-91 kN。體系轉換后，該負反力變為壓力259.9 kN。

施工階段各梁段支座截面的應變增量如表4所示。

圖4 橋墩編號示意圖Fig.4 Pier numbering diagram

圖5 橋墩支座反力變化Fig.5 Reaction force change of pier support

表3 各施工階段支座反力Table 3 Support reaction force at each construction stage

表4 各施工階段支座應變增量Table 4 Support strain increment at each construction stage

3 監測結果及數據分析

根據監測方案，在每個節段施工前后進行數據采集，獲得該節段施工前后應變增量，每個節段施工前后應變增量的理論值與監測值對比如表5所示。圖6是臨時支撐監測應變增量數據與理論應變增量數據的對比，從圖6中可見，監測值的變化趨勢與理論值一致，但部分節段的應變增量誤差較大，達到了3.5 με，這可能是由于傳感器安裝在墩和立柱表面，其測得的溫度與內部溫度有誤差導致的。

表5 各個梁段施工監測數據與仿真數據對比Table 5 Comparison of construction monitoring data and simulation data for each beam section

圖6 臨時支撐監測數據與理論數據對比Fig.6 Temporary support monitoring data versus theoretical data

監測系統采集的數據往往包含了異常數據、水泥水化和收縮徐變以及傳感器溫差產生的誤差[14-15]，因此首先對監測數據進行預處理。本文監測方案中使用的是智能弦式數碼應變計，而鋼材和混凝土的熱膨脹系數的差異將使采集到的應變值存在一定的誤差[16]，對應變增量進行如下修正：

Δε′修=ε′t-(T-T0)(F-F0)

(1)

因此，監測點處混凝土的應力σ為

σ=EΔε′修

(2)

式(2)中：E=34.5 GPa，為C50混凝土的彈性模量。

4 最危險工況分析

橋梁在施工過程中會保持兩個懸臂的施工荷載基本對稱，如圖7所示。假設一側掛籃拆除后堆放在相鄰節段，則產生的不平衡力矩為3 200 kN·m。

薄壁墩矩形截面的慣性矩為

(3)

式(3)中：b為墩的寬度；h為墩的厚度。

圖7 懸臂梁Fig.7 Cantilever beam

彎矩產生的最大拉應力為

(4)

式(4)中：M為彎矩；I為截面的慣性矩；ymax為截面上離中性軸最遠的距離；Wmax為抗彎截面系數。

(5)

最危險工況的不平衡彎矩在橋墩上產生的最大應力為σmax=±1.3 MPa。根據仿真結果，最小懸臂梁1#塊澆筑和最大懸臂8#塊澆筑時總的反力分別為12 391 kN和30 888 kN，若不設置臨時支撐則所有的荷載都由薄壁墩承載，則橋墩的壓應力為1.5 MPa和3.8 MPa，這兩個節段考慮最不利荷載工況，橋墩截面受壓應力范圍為-2.8～-0.2 MPa和-5.1～-2.5 MPa，兩種工況下橋墩均承受壓應力，此應力范圍遠小于混凝土的抗壓強度，此種危險工況的應力均滿足強度要求。

5 結論

建立了高增大橋薄壁墩橋梁的MIDAS模型，對橋梁懸臂施工過程進行了仿真分析，對施工過程的臨時支撐和薄壁墩的受力進行了監測，通過理論和仿真進行了薄壁墩施工過程的安全評估。得到以下結論。

(1)依托高增大橋項目，建立薄壁墩橋梁的MIDAS模型，對該橋不同施工階段各支座的反力和應變增量進行分析，并將分析結果與實際監測結果進行對比，結果表明，仿真數據與監測數據具有較高的一致性。本文的結構有限元分析可作為高增大橋施工控制的依據。

(2)在施工過程中，最危險工況所產生的不平衡力矩，在拆除臨時支撐后，所有荷載均由薄壁墩承載，橋墩所承受的應力滿足薄壁墩的強度要求，該懸臂梁施工方案切實可行。