单箱三室波形钢腹板PC连续箱梁桥监测技术

CONSTRUCTIONTECHNOLOGY

11

单箱三室波形钢腹板PC连续箱梁桥监测技术马磊，万水（东南大学交通学院，江苏

南京

210096）

［摘要］为了解多室箱波形钢腹板箱梁的力学性能，在施工及运营阶段对某单箱三室波形钢腹板PC连续箱梁桥控制截面的应变及标高进行监测。结果表明，预应力钢筋张拉后控制截面应力及标高与拆架后吻合。计算波形钢腹板PC连续箱梁桥活载效应时，应选用合理的内力增大系数值来计入偏心荷载对截面内力的影响。波形钢腹板PC连续箱梁桥中的温度应力超过了活载应力，成为设计控制因素。去除温度梯度、沉降、混凝土收缩徐变、预应力损运营阶段应力与竣工时应力相当。失等因素影响产生的应力，

［关键词］桥梁工程；连续箱梁桥；波形钢腹板；监测；试验［中图分类号］TU756.42；U448.216

［文献标识码］A

［文章编号］1002-8498（2012）23-0011-04

MonitoringTechnologyofPCContinuousBox-girderBridgewithOne-box

andThree-roomCorrugatedSteelWebs

MaLei，WanShui

（SchoolofTransportation，SoutheastUniversity，Nanjing，Jiangsu

210096，China）

Abstract：Inordertoinvestigatethemechanicalpropertiesofgirderswithmultiple-roomcorrugatedsteelwebs，thestressandelevationsinthecontrolsectionsofaPCcontinuousbox-girderbridgewithcorrugatedsteelwebsweremonitoredduringtheconstructionandservicephases．Theresultsshowthat，thestressandelevationsinthecontrolsectionsafterthepre-stressingofthereinforcementsarethesamewiththoseafterthescaffoldremoving．Reasonableamplificationfactorsshouldbeintroducedtoaccountfortheeffectofloadingeccentricityinthecalculationoftheliveloadeffect．ThermalstressesinPCcontinuousbox-girderbridgewithcorrugatedsteelwebsaremoresignificantcomparedtoliveloadstressesandbecomethecontrolloadindesign．Whenexcludingthestressescausedbytemperaturegradient，settlement，concreteshrinkageandcreep，thestressduringserviceisveryclosetothatafterconstruction．Keywords：bridges；continuousboxgirderbridges；corrugatedsteelwebs；monitoring；testing

［1-7］

波形钢腹板PC组合箱梁桥的研究目前主

对多室波形钢腹板PC组合要集中于单箱单室桥，

箱梁桥的研究还不多见。为了解多室波形钢腹板PC组合箱梁的力学性能，对某单箱三室波形钢腹板PC组合连续箱梁桥施工及运营阶段监测控制截面的应变及标高。1

工程概况

某满堂支架现浇等截面单箱三室波形钢腹板PC组合连续箱梁桥，主桥桥跨为（47+52+47）m，桥梁的纵向布置以及箱梁截面尺寸如图1所示。波形钢腹板与混凝土顶板连接采用T-PBL连接件，底板采用焊钉连接件。每跨设置3道横隔板，每个墩

［收稿日期］2012-03-06

［基金项目］国家自然科学基金项目（50078014）；河南省交通运输厅科技项目（2010P247）；江苏省交通科学研究计划项目（2011Y07）［作者简介］马磊，E-mail：20010520@163．com博士研究生，

图1Fig．1

桥梁布置（单位：cm）Bridgelayout（unit：cm）

上设置1道横隔板，横隔板兼具体外预应力钢筋转向及锚固作用。采用C50混凝土，钢腹板采用Q345D钢材，厚12mm。钢绞线公称直径15.24mm，

2

公称面积140mm，主桥箱梁体内束张拉控制应力为

1375MPa，体外束张拉控制应力为1116MPa。

12施工技术第41卷

2测点布置

施工过程中及运营期间监测的高程测点沿桩

测点间隔约10m，文中所给各高程实测值为号布置，

分隔带内侧1.1m处高程值，与施工图纸设计标高值位置相对应。竣工后荷载试验挠度测点布置如图2a所示。施工过程中、竣工荷载试验以及运营期间监测时所取的控制截面均为小桩号边跨跨应变测量采用埋入式应变计，中及中跨跨中截面，

沿桥纵向布置，测点布置如图2b所示。

图2

Fig．2

挠度和应变测点布置（单位：cm）

Arrangementofdeflectionandstraintest（unit：cm）

3施工过程监测

满堂支架现浇单箱三室波形钢腹板PC连续箱

梁桥施工工序为：①箱梁支架的基础处理及支架搭设；②箱梁底板模板铺设及支架预压；③底板钢筋绑扎及体内预应力管道埋设；④波形钢腹板安装就端横梁钢筋模板及位；⑤箱梁底板浇筑；⑥横隔板、

转向器安装；⑦箱梁顶模及顶板钢筋安装；⑧横隔板、端横梁及箱梁顶板浇筑；⑨预应力钢筋张拉、锚固及封端；⑩支架模板拆除，施工桥面系。

施工工序①～⑧，单箱三室波形钢腹板PC连续箱梁均在支架上完成，上部结构自重及施工荷载均由支架承受，此过程中主要进行支架的安全性监测，在此不再详述。表1给出施工阶段工序⑨，⑩高程测点的标高值，图3给出工序⑨，⑩控制截面各测点的应力实测值与采用有限元软件ANSYS建立计算模型得到的拆架后相应应力计算值的对比图。

由表1、图3知，工序⑨和⑩各高程测点标高值

表1

Table1

桩号工序⑨工序⑩⑩～⑨桩号工序⑨工序⑩⑩～⑨

K2+04058.10758.099－0.008K2+12057.86857.8710.003

K2+05058.09758.093－0.005K2+13057.83757.834－0.003

K2+06058.06758.0700.003K2+13657.82857.8280.000

图3

Fig．3

施工阶段控制截面应力值

Stressdistributionduringconstruction

接近，差值均在1cm以内，各测试截面应力实测值变化较小。与有限元计算应力值相比，底板实测值顶板实测值与计算值总体变化与计算值吻合较好，

趋势吻合。预应力钢筋张拉后控制截面应力及标高与拆架后吻合较好。4

竣工后荷载试验

竣工后，保证荷载试验效率≥85%的条件下，用载重300kN的东风康明斯货车6辆按最不利位置布载，分4个工况进行荷载试验：①边跨偏载；②边跨对称；③中跨偏载；④中跨对称。各工况的纵向及横向加载位置如图4所示。

施工阶段实测标高值

m

K2+10057.92357.9270.004K2+17557.70757.697－0.010

K2+11057.457.80.004————

K2+07058.03758.032－0.005K2+14557.78257.775－0.007

K2+08058.00758.006－0.002K2+15557.76157.7610.000

K2+09057.957.9740.010K2+157.74757.741－0.006

Measuredelevationsduringconstruction

2012No．378马磊等：单箱三室波形钢腹板PC连续箱梁桥监测技术13

图4Fig．4

纵向和横向加载位置示意（单位：cm）Verticalandlateralloadposition（unit：cm）

表2给出了荷载试验的挠度观测结果，其中偏载下的挠度取偏载侧的测点挠度，对称荷载下的挠度取桥梁中心线上测点的挠度。

由表2知：①在偏心荷载作用下，边跨实测挠度最大值为6.1mm，挠跨比为L/7679，中跨实测挠度最大值为6.3mm，挠跨比为L/8293，均远＜L/600，

［8］

满足《公路桥涵设计通用规范》要求。②边跨偏

载下的挠度最大值是对称荷载下相应测点挠度值的1.32倍，中跨偏载作用下的挠度最大值是对称荷载下挠度值的1.36倍。偏载作用下挠度比对称荷载下挠度大30%以上。

荷载试验实测应力值与计算应力值对比如图5所示。由图5知：①实测值波动较大，底板各室中心线上测点应力实测值与计算值吻合较好，腹板下测点应力实测值比计算值大很多，顶板实测值与计算在对称荷值差别较大。②若只计入试验车辆荷载，边跨顶板实测应力平均值－0.MPa，边载工况下，

跨底板实测应力平均值1.37MPa；中跨顶板应力平中跨底板应力平均值1.27MPa。均值－0.61MPa，

③车辆荷载作用下，偏载时加载侧的顶板应力远大于无荷载侧的应力，最大压应力均出现在边室中心线位置。对称加载时顶板最大压应力均出现在边

表2

Table2

测点

编号14710122581113

边跨

加载前实测高程/m58.112558.078358.036057.995857.963557.994057.959857.917557.877357.8450

加载后实测高程/m58.112358.075958.032457.993457.963657.993757.955857.911457.873057.8451

挠度/mm－0.2－2.4－3.6－2.30.1－0.3－3.9－6.1－4.30.1

加载前实测高程/m57.963557.932557.3557.856557.815557.845057.814057.775057.738057.6970

图5

Fig．5

荷载试验应力值

Stressdistributionofliveloadtest

腹板与顶板交界处。底板应力变化幅度较小，边腹其他测点应力值基本相同。板处应力较大，5

运营阶段监测

竣工后桥面标高与运营阶段桥面标高的对比竣工后控制截面应力实测值与运结果如图6所示，

营阶段应力实测值的对比结果如图7所示。

由图6知，竣工后的标高平均比设计标高高2.93cm，运营阶段实测标高最大沉降1.8cm，最小沉降0.1cm，平均沉降2.20cm。运营阶段标高平均高竣工后与桥梁运营于设计标高8mm。由图7可知，

荷载试验挠度观测结果

中跨加载后实测

高程/m57.963657.930457.8857.8157.815657.845057.811357.768757.735357.6970

挠度/mm0.0－2.1－4.6－2.40.10.0－2.7－6.3－2.70.0

Measureddeflectionofliveloadtest

14施工技术

第41卷

图6竣工后及运营阶段桥面标高对比Fig．6

Measuredelevationscomparisoninthe

completionandtheoperationstage

图7竣工后与运营阶段应力值对比Fig．7

Stressdistributioncomparisoninthe

completionandtheoperationstage

阶段应力值变化一致，且控制截面各测点应力均为压应力，未超过混凝土设计压应力值，且有足够的强度储备。桥梁竣工后与运营阶段相比，边跨顶板各测点应力平均差值为－2.08MPa，

中跨顶板各测点应力平均差值为－2.41MPa，边跨底板各测点应力平均差值为0.99MPa，

中跨底板各测点应力平均差值为1.84MPa。这是因为桥梁运营期间，温度梯度、预应力损失、年温差、混凝土收缩徐变及支座沉降等因素均会导致应力变化。

年温差主要引起结构轴线方向的长度变化，只有当这种纵向变形受到约束时，才会引起附加的温度应力，而且由于变化缓慢，会受到混凝土徐变影响而削弱，由此引起的温度应力一般比较小，在本文中不予考虑。应力测试时，竣工后顶板温度13.1℃，底板温度12.9℃；运营期间顶板温度31.8℃，底板温度26.3℃。运营期间温度应力按文献［8］中温度梯度模式计算，竣工后温度梯度可忽略不计，预应力损失、混凝土收缩徐变按文献［8］计算，

支座沉降应力按图6所示各测点沉降计算，计算结果如表3所示。

由表3知，对于箱梁顶板，由于温度梯度所引起的应力为－3.71MPa（边跨）和－3.98MPa（中

表3

各项应力计算

Table3

Variousstresscalculation

MPa

截面位置温度梯度沉降预应力损失、混凝土收缩徐变

合计边跨顶板－3.71+0.67+0.47－2.57底板+0.59－1.10+1.49+0.98中跨

顶板－3.98+0.36+0.82－2.80底板

+1.09

－0.60

+1.08

+1.57

注：表中“－”表示应力为压应力，“+”表示应力为拉应力

跨），远大于支座沉降和混凝土收缩徐变所产生的应力。在中跨跨中底板，由温度梯度所引起的拉应力达1.09MPa。故在设计中需重视温度梯度的影响。去除上述变化因素后，桥梁结构的应力与竣工时的应力相当。6

结语

1）竣工后，边跨实测挠度与中跨实测挠度均远＜L/600，满足《公路桥涵设计通用规范》要求；在计算波形钢腹板PC连续箱梁桥活载效应时，应选用合理的内力增大系数值来计入偏心荷载对截面内力的影响。

2）波形钢腹板PC连续箱梁桥中的温度应力超

过了活载应力，成为设计控制因素。

3）去除温度梯度、沉降、混凝土收缩徐变、预应力损失等因素影响产生的应力，运营阶段应力与竣工时应力相当。

参考文献：

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