环形人行天桥钢支座内力监测与调整

高 辉 施卫星 黄殿凯

(1.同济大学结构工程与防灾研究所,上海 200092; 2.上海路博减振科技股份有限公司,上海 201401)

1 工程背景

上海金沙江路真北路人行天桥平面呈椭圆形布置,全长为 380.2 m。主桥下弦为箱形截面钢管,腹杆和屋面弦杆为圆钢管,根据不同的受力部位,采用Q420qD及Q345qC两种不同型号的钢材。人形天桥设计有四个桥台,被分为四跨,跨度分别为(109.6+80.5+109.6+80.5) m。每个桥台上五个支座,其中外弧弦杆三个支座,内弧弦杆两个支座,中间支座为水平限位支座,不承受竖向力,竖向力全部由角部四个支座承担。

人行天桥主体结构采用现场分段拼接焊接的方式进行施工,整个钢梁共分为12段,各段整体吊装后由钢管立柱和桥墩上临时支点进行临时支撑,调整桥梁线形和标高后进行现场拼焊,同时安装桥梁支座并调整安装标高,确保支座顶板与钢梁密贴,并对拼焊施工过程中桥梁线形进行长期监控,桥梁安装分段如图1所示。桥梁钢结构拼接施工完成后,分别拆除桥台上临时支撑以及地面钢管立柱支撑,使桥梁自重由桥墩上钢支座来全部承担,然后再施工桥面结构以及混凝土铺装,最后进行桥梁的各种装修装饰工作,完成二期恒载的施加。为了防止人行天桥因施工误差、温度影响、支座沉降、桥梁变形等因素引起较大的支座反力不均匀[1],造成连续钢梁桥在桥墩区域比较大的局部应力,引起局部构件的损伤破坏,对该人行天桥在不同施工阶段以及施工完成后的支座反力进行了长期监测。

监测发现各个桥墩上支座反力分配极为不均,均有支座出现了受拉现象,有的拉力甚至超过了支座受拉承载力设计值,使钢箱梁、支座及桥墩实际的受力状态偏离原设计状态,为桥梁后期的运营埋下了安全隐患,需要对受拉脱空的支座进行处理[2-4]。

图1 桥梁模型结构及施工分段示意图Fig.1 The bridge model and construction section diagram

2 测力支座标定与内力监测

2.1 支座标定

支座压力监测可以通过支座橡胶垫内油压来读取竖向压力[5],但应用局限性大,不能测量拉力,也可以通过压电材料的电压变化来读取支座竖向拉压力[6],但制作工艺复杂,成本单价高。振弦式应变计具有良好的稳定性、抗干扰能力强、长期漂移低,比较适用于结构的施工监控和营运期的长期跟踪监测[7],能够适于支座拉压应变监测,通过建立支座监测应变与竖向荷载的对应关系,实现支座反力长期监测的目的。

该人行天桥支座为可调高、可测力球型钢支座,内部安装有振弦式表面应变计,通过标定支座竖向内力与应变计振弦频率变化之间的关系,实现支座竖向受力的可监测性。每个支座在受压(拉)上支座板轴体四周均匀布置四个应变计,其型号为 YBJ-A表面应变计,测量范围:拉800με,压1 200με;规格:100 mm;温度工作范围:-25 ℃～+60 ℃;分辨率:≤0.02%FS,综合误差:≤1.5%FS,应力应变计布置位置如图2所示。

支座在出厂前均进行标定,平均分为5级进行竖向加载,得到竖向压力占支座竖向承载力设计值的百分比vr,与四个应变计的振弦振动频率平均平方增量Δf2的对应关系,限于篇幅,给出东北和东南桥台上各支座的标定曲线如图3、图4所示。

图2 支座应变计布置示意图Fig.2 Strain gauges arrangement on bearing

图3 东北桥台支座标定曲线Fig.3 Calibration curve of bearings of northeast bridge abutment

图4 东南桥台Fig.4 Calibration curve of bearings of southeast bridge abutment

桥梁各支座上应变计振频随竖向压力的增加逐渐减小,且变化均匀,基本呈线性关系,表明该测力支座设计可靠、读取方便、测算简单,能够为支座反力在各个施工阶段下的变化提供长期监测。在长期使用过程中,支座应处于受压状态,所以并未对支座的拉力区间进行标定,这里假定支座受拉和受压状态,竖向荷载增量与应变计的振频增量具有相同的线性关系。

2.2 支座内力监测

根据人行天桥成桥后的不同施工阶段,对支座内力进行监测,从2015年11月到2016年3月,前后进行多次支座内力检测,其中10个主要施工阶段对应的支座反力变化情况如图5所示,各个测试工况对应的日期和施工阶段如表1所示。

图5 各桥台上支座竖向力变化监测Fig.5 Vertical force monitoring of bearings on bridge abutments

表1各测试工况日期及对应施工阶段

Table 1The date and construction phases of test conditions

在桥台支撑拆除前,桥台上各支座已经开始受力,并有明显的不均匀现象,随着支撑逐步拆除,完成桥梁受力转换后,除西南桥台外,其余各桥台上支座合力均有明显增加,支座受力分布更加不均,西北桥台上TLQZ-5000 kN-SX(3)支座拉力达到了4 569 kN,其余各桥台上均有一支座拉力超过1 000 kN。

在桥梁总自重荷载变化不大的情况下,东北和西北桥台支座合力却剧烈变化,梁体有明显的内力重分布现象,如图6所示。

出现这一现象的主要原因是支座安装高度、梁体拼焊施工精度等均存在误差,各支座对应的初始安装控制标高与成桥变形后的理论标高之间必然存在偏差,球形钢支座竖向刚度较大,这些偏差会造成各个支座支点竖向力与有限元分析值有明显差异。

图6 各个桥台的支座合力变化过程Fig.6 The sum of vertical force of bearings on every bridge abutment

3 支座内力调整

这里利用可调高支座的优点,对梁体下部各支座的高度进行微量调整,从而调整各个支座的竖向反力,使其均匀合理。

3.1 主要施工流程

支座的高度调整,首先需要解除支座的竖向拉杆约束,释放受拉支座拉应力,然后对支座竖向力进行调整。主要的操作流程如下:1桥台上布置液压顶升设备和位移监测设备→2对单个桥台上的梁体整体提升→3根据各支座处顶升力和顶升位移确定支座调整高度→4增减支座上部垫板和调整楔形钢板→5回油落梁,并记录各个支座调整高度→6复测各支座竖向反力→7重复步骤2～6,直到满足支座反力调整要求。

3.2 顶升及监测设备布置

梁体的整体提升,采用一个泵源同时对多个液压千斤顶进行施压顶升[8],顶升过程中,每个千斤顶的液压强度是相同的。顶升千斤顶采用额定吨位150吨、额定液压63 MPa、行程40 mm的单作用液压千斤顶,根据支座型号配置千斤顶数量,TLQZ-8000 kN支座处布置五台,TLQZ-6000 kN和TLQZ-5000 kN支座处布置四台或三台,当支座压力偏大时,布置四台千斤顶,支座压力偏小时布置三台千斤顶,每个顶升点均布置一台拉线式位移传感器。千斤顶上下均布置整块钢垫板,厚30 mm,以分散千斤顶压应力,防止桥台垫石和上部钢梁局部压应力过大而发生损伤。设备的平面布置如图7所示。

图7 设备布置平面图Fig.7 The layout drawing of lifting equipment

3.3 梁体整体提升

对所有千斤顶施加相同的液压,支座反力较小的支点将最先被提升,随着液压水平的逐渐增加,各个支点将分别被提升不同的高度,整体提升速度控制在2 mm/min以内,并实时记录千斤顶的液压,若千斤顶液压出现异常现象时,比如压力过高、压力陡降等,应停止梁体顶升,查明原因,方可继续进行操作。防止支座拉杆约束解除遗漏或者不彻底、千斤顶下部垫块倾斜不稳或垫石破碎、钢梁局部屈曲等意外发生,避免人行天桥和桥台结构发生破坏和损伤。

梁体提升高度能够满足支座调整要求后,立即锁紧液压阀,并监测梁体位移和千斤顶液压变化情况,记录各个支座处的顶升位移值,确保支座上部有一定的调整空间。待顶升系统和位移保持稳定15 min后,开始支座的高度调整施工。

3.4 支座高度调整

顶升工作完成后,记录桥台上四个支座处提升的位移量,分别记为Δi(i=1～4),若各支座处的千斤顶布置吨位与支座设计竖向力比例协调一致,则各个支座的高度调整量为δi=Δi-∑Δi/4,正值表示增加支座垫板高度,负值表示减少支座垫板高度。

理论上通过一次调整,就可以使支座反力趋于均匀合理。但是,一方面千斤顶的布置数量与支座的设计竖向力并不完全等比例,只能是近似成比例,而且限于千斤顶行程,在一些反力很小甚至受拉的支座处,梁体首次提升20 mm,以满足支座高度调整要求为准,主要是降低反力较大支座的提升高度,并把抽出的垫板增加到其他支座上。然后缓慢落梁,重新测量支座竖向反力,并根据测量结果,按照顶升位移差重新确定支座的高度调整量。

另一方面,由于支座高度较大,各个支座上部垫板高度不同、层数不同、间隙不同造成各个支座竖向刚度偏差较大。在顶升过程中,个别支座没有明确的脱空界限,在一定顶升高度范围内,支座均受力极小,仅受到钢板变形反弹力,并不会脱空,造成有些支座需要较大的提升量才能满足高度调整操作要求,此时为了避免梁体的提升量过大,往往通过多次调整其他支座的高度来改变这类支座的受力。

基于以上两个方面的原因,支座的高度调整是分多次完成的,梁体的最大提升高度不超过20 mm,单个支座每次的高度调整量不超过4 mm,通过多次高度调整和支座反力测试,使支座竖向反力分布接近于设计值。

3.5 调整后内力监测

西北桥台上支座受拉现象严重,所以首先对西北桥台上支座进行内力调整,然后按照顺时针方向依次调整其他桥台上的支座内力,西北桥台上支座调整后,设计型号TLQZ-6000(SX)支座竖向力最大,其余支座受力偏小,符合人行天桥设计的支座反力分布规律,调整前后其余各桥台上支座反力基本无变化,桥台上支座内力调整对其余桥台上支座受力影响不大。其余各桥台上支座内力调整后,支座竖向内力与支座设计型号基本协调一致,与理论设计值分布规律相同,第三次桥面铺装后,支座竖向反力均匀增加,受力分布合理,没有出现内力变化异常现象。

4 结 论

(1) 高度可调、内力可测的球型钢支座适用于大型钢结构桥梁、人行天桥等结构中,可以实现成桥过程中、二期恒载施工过程中以及后期服役过程中支座内力监测,为该类结构的施工安全和使用安全提供参考依据。

(2) 由于安装施工误差及大曲率钢桥成桥后扭转变形影响,人行天桥钢梁在成桥后以及后期施工过程中,桥台上支座反力分布可能极不均匀,而且变化剧烈,对该类结构支座内力监测是十分必要的。

(3) 梁体支座处顶升力和位移监测可以为支座高度调整值提供有效参考,减少支座高度调整的次数。但每次调整的高度不宜太大,顶升高度也应在梁体结构安全范围内。

(4) 通过整体提升梁体,逐墩调整各支座高度可以实现桥台上支座内力的重分布,调整后,支座竖向力分布合理,且在二期恒载作用下,竖向力均匀增加。