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大型桥梁钢-混接头状态监测及安全评估方法

文档作者：刘纲黄宗明杨溥刘遥谢增银文档来源：重庆大学a．土木工程学院；b．光电技术及系统教育部重点		点击数：	更新时间： 2021年07月07日
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第31卷第3期
2009年6月
Journal of Civil。土Arc木hit建ectu筑ral与&amp;amp;环En境vir工onm程 ental Engineering Vo1．31 No．3
Jun．2009
大型桥梁钢一混接头状态监测及安全评估方法
刘 纲 ，黄宗明 ，杨 溥 ，刘 遥
(重庆大学a．土木工程学院；b．光电技术及系统教育部重点
，谢增银
实验室，重庆400030)
摘 要：钢一混凝土结合段(钢混接头)是保证混合结构安全性能最为关键的结构部位，针对大型桥
梁PBI 剪力键加局部预应力束的钢混接头形式进行了状态监测及安全评估方法研究。分析该类
构件的破坏机理，提出了区别于传统的监测参量。研究了PBL剪力键测点布置方案和监测参量的
闽值，并考虑了环境、荷栽和混凝土收缩徐变给局部预应力损失评估带来的不利影响。通过与试验
数据的比照和对实桥监测数据的分析，结果表明新监测参量和评估方法具有可行性，对大型桥梁同
类关键部位的健康监测提供了可供借鉴的方法。
关键词：结构分析；健康监测；组合梁；钢混接头；局部预应力；PBL剪力键；ARX模型
中图分类号：U446 文献标志码：A 文章编号：1674-4764(2009)03—0090-08
New Monitoring and Assessment Method for the Joints of
Steel and Concrete Connection in Large’。span Bridge
LIU Gang。，HUANG Zong—ming。，YANG Pu。’。，LIU Yao。，XIE Zeng-yin。
(a．College of Civil Engineering：b．The Key Laboratory for Optoelectronic Technology 8L System in Chongqing University
M inistry of Education，Chongqing University，Chongqing 400030，P．R．China)
Abstract：The joints of steel and concrete(JSC)is the key substructure tO composite bridge，the method of
condition monitoring and safety assessment were carried out for J SC with perfobond shear connectors
(PBI )and local prestressed tendon in large—span bridge．According to the damage mechanism of JSC，new
m onitoring parameters were proposed． The sensor location layout and the assessment thresholds of PBI
were addressed with the consideration of the disadvantage influences of environment，load and concrete
creep tO local prestressed lOSS assessment and validated by the static load experiment． Compared the
experimental results with field monitoring data，it was found that the new monitoring param eters and new
assessment method were feasible and can be used as reference to the same type connectors in large—span
bridges．
Keywords：structural analysis；health monitoring；composite beams；joint of steel and concrete；local
prestressed tendon；perfobond shear connection；ARX model
随着大跨径桥梁的发展，混凝土和钢结构组合
形式不断涌现，钢一混接头随之被广泛采用，其主要
承受正、负弯矩和剪力作用，且存在材料和截面特性
的突变，是一个复杂的时变受力系统，是保证全桥安
全性能最为重要的关键部件。在重庆石板坡长江复
线桥中，钢一混接头采用PBL剪力键加局部预应力
束来传递剪力和承担正、负弯矩产生的拉应力E1 s]，
PBL剪力键和预应力束的工作状态将决定整个钢一
混接头甚至全桥的安全状态，为避免突发重大事故，
对该部位实施了长期健康监测。
钢一混接头的PBL剪力键是一种新型连接构
件，大量的研究主要集中在其受力性能方面，文献
收稿日期：2009—03—09
基金项目：国家863计划资助项目(2006AA04Z433)
作者简介：刘纲(1977一)，男，博士研究生，主要从事结构健康监测及防灾减灾工程研究，(E—mail)gliu@cqu．edu．cn。
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第3期 刘 纲，等：大型桥梁钢一混接头状态监测及安全评估方法 91
[6—7]采用数值方法模拟了单片PBI 剪力键的推出
性能，文献E8一l2]采用试验手段对PBL剪力键的结
合性能进行了研究，文献[13]采用模型试验研究了
钢混接头的整体受力效果。但目前对抗剪的监测手
段研究不足，未见对PBL剪力键进行健康监测的相
关报道。
对于依靠体内索施加的局部预应力，如采用现
行通用的力传感器对索力直接进行监测，力传感器
自身的损坏将引发新的不安全因素。另一方面，环
境、荷载和收缩徐变等都对监测数据产生影响，引发
对大桥结构真实状态的误判。
文中提出利用应变参量以监测局部预应力损失
的新方法，同时提出一种新的评估方法以消除环境、
荷载和收缩徐变给安全评估带来的不利影响。根据
PBL剪力键的推出试验，确定其监测参量并提出其
传力过程的简化分析模型，实现对由大量PBI 剪力
键组成的剪力键群的受力性能分析，得出其测点布
置和评估阈值。最后通过试验和实桥监测数据对提
出的新监测参量和评估方法进行初步检验。
1 钢混接头监测参量选取
重庆石板坡长江复线桥为特大型连续一刚构桥，
主跨330 m，为世界上已建刚构桥中主跨之最。为
减轻主跨结构自重，其跨中108 ITI采用了钢箱梁，其
余上部结构为混凝土箱梁，故在主跨形成两处钢一混
凝土接头ll ，钢一混接头布置如图1、2所示。在钢
一混凝土接头中，轴向力和弯矩通过压力板和PBL
剪力键共同传递；剪力和扭矩主要通过PBI 剪力键
传递；局部预应力柬提供了足够的压力储备以抵御
出现的拉应力。因此，PBI 剪力键和局部预应力束
在钢一混接头的各种应力传递中起到至关重要的作
用。PBI 剪力键在截面的分布如图3所示，局部预
应力束在截面的分布如图4所示。
应
应
南岸
图1 石板坡长江大桥复线桥钢混接头位置示意图
1 应变传感器I 应变传感器
传感器 I一
隔妞 Pl{J 卜＼． 垡垫 ●反
钢 I I ／ I
l
传感器 ——一， r I
一 笠传盛 、 一
图2 钢混接头详图及应变测点布置图
腹板
底板
图3 PBL剪力键截面分布示意图
力健
图4 局部预应力累截面分布及测点编号
1．1 局部预应力损失监测参量选取
在长期使用过程中，预应力损失包括正常损失
和非正常损失，前者主要包括混凝土收缩徐变引发
的预应力松弛等，该部分预应力的丧失不可避免且
可在设计时得到考虑，不会引发钢一混凝土接头受力
性能的较大改变；后者主要包括预应力束断丝、锈蚀
和锚头损坏等，将导致钢～混凝土接头性能大幅降
低，故在监测中应主要把握非正常损失引起的破
坏。在钢～混凝土接头截面某处纵桥向应变e可以
表示为：
e一￡ + ￡ + eF+ ￡ + ￡ (1)
式中，e 、￡ 分别为徐变和收缩引起的应变；s 、e
分别为外荷载和环境变化引起的应变；e 为预应力
非正常损失引发的应变。以上各项均是关于时问的
函数。
局部预应力在截面上的分布及编号如图4所
示，其中位于顶板的预应力索从左向右依次编号为
t1、t2⋯ ．、t28；位于底板的预应力索从左向右依次
编号为f1、f2⋯ 、f18；位于腹板的预应力索从左向
右，从上向下依次编号为wl、w2⋯ ．、wl0；截面上
提取的应变为图4中的测点1至测点8。建立该桥
的整体有限元模型，选取典型工况计算各测点的应
变变化，工况号如表1所示，表中接头截面和邻近截
面分别指图2中的钢混接头和靠近混凝土过渡段截
面的应变传感器所在截面。各测点的应变变化如图
5、6所示。其中预应力束损伤为一根预应力束发生
完全损坏时的情况。
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92 土木建筑与环境工程 第31卷
]二况号
接头截面
邻近截面
■ |一况l
·工况l一1
口1．况2
口1．况2一l
(a¨ ．况1至2—1 (b)丁况3至4一I
图5 局部预应力损失下各测点应变变化规律
图6 环境作用下各测点应变变化规律
从图5可知，局部预应力损失将主要引起钢一混
接头截面应变发生变化，而邻近截面的应变变化很
小，如当预应力束t1完全松弛时，钢混接头的测点1
应变变化超过20 ，而邻近截面测点1的应变变化
不到5 。从图6可知，在车辆荷载、收缩徐变和温
度变化作用下，钢混接头处各测点的应变变化和邻
近截面对应测点处(截面上测点编号相同处)的应变
变化的最大偏差不超过5 ，可以近似认为在这3
种工况下两个截面对应测点的应变变化基本一致，
即式(1)前四项的变化在两个截面单元基本相同，本
文将这种关联性称为“同变效应”。
综上所述，根据两个截面相同测点部位的应变
相对变化规律可判定局部预应力的损失情况，故可
通过应变参量来实现局部预应力损失的监测。其优
点在于：无需监测钢一混接头处的输入，如温度和车
辆荷载等，即可实现局部预应力损失的评定；应变监
测方式不会给桥梁安全带来新的不安全因素，且简
单易行。
1．2 PBL剪力键监测参量选取
PBL剪力键是在20世纪80年代由德国人提出
的一种新型剪力连接件，国外已进行了一些研究，主
要集中在推出试验和有限元模拟上，如Oguejiofor
根据试验和数值模拟的方式给出了PBI 剪力键的
承载能力 ]：
q 一 ．5htf ： 0．91A，{ j广3．3rid q{’
(2)
式中，h，t分别为板的宽度和厚度，-厂 和厂 分别为
混凝土的抗压强度和钢材的抗拉强度，A 为横向钢
筋的面积， ，d分别为板上孔洞个数和直径。
从式(2)可以看出，PBI 剪力键的传力机理主要
由3部分组成：接触面的抗剪、孔中钢筋的抗剪和孔
中混凝土的抗剪作用。试验表明：PBI 剪力键首先
沿剪力方向在钢板下端混凝土处产生裂缝，并逐步
形成纵向劈裂裂缝，并最终以该处混凝土纵向劈裂
为破坏标志。在其之前，孔洞中的混凝土处于三向
受压状态，试件破坏时钢板孑L洞中的混凝土均被压
碎。在整个试验中，PBL剪力键与混凝土要发生较
大相对变形才最终破坏 。
从以上的分析可知，PBL剪力键从开始加载直
至破坏的过程中，受力复杂且以承担剪力为主，但目
前针对抗剪没有较为有效的监测手段口 ，而根据
PBL剪力键构件推出试验破坏过程来看，在破坏之
前，PBL剪力键要产生较大变形，故文中提出利用剪
力键和混凝土的相对位移来监测PBI 剪力键的破
坏情况。
一 一
3 3 4 4 况况况况
r [ r
● ● 口口
9 l l
s 6
、占
况况况况况况
● ■ 口口一■
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第3期 刘 纲，等：大型桥梁钢一混接头状态监测及安全评估方法 93
2 钢混接头安全评估研究
2．1 局部预应力损失评估方法研究
假设钢一?昆凝土接头的应变监测时序值为
(1)、 (2)、⋯ 、 (t)，而邻近单元应变的监测时序值
为“(1)、M(2)、⋯ 、“(t)，其中t为按一定时问间隔采
样的顺序号。由于环境、荷载和混凝土的收缩徐变
等其他效应的存在，即使局部预应力未发生松弛现
象，接头处的应变监测值Y也将随时问而发生改变，
故无法直接从监测的Y中得出预应力松弛信息。但
Y和“之间存在“同变效应”，仅局部预应力松弛将
改变这种内在效应。于是可以采用“为输入，Y为
输出，利用ARX模型来度量该关联性，ARX模型的
数学表达式为：
fA(g )．y(t)一B(q ) (t)+
A (q )一1 4-“1 q_。+ cz 2q + ．．．+ q “
lB(q一 )一1+ b1 q_。+ b2q +．．．+ 6 q一
式中，q 为时间延迟算子；” 、” 为延迟项次；。 、b
分别为各部分第i项的系数；e为残差。文中采用
AIC规则来确定ARX模型最佳的模型阶次，采用
最小二乘法确定各系数的值 。
当局部预应力出现松弛时，预测误差 不再是
具有零均值和一定方差的随机变量，其将发生单方
向的偏移，可通过EWMA控制图检验预测误差是
否出现奇异值来评定局部预应力是否发生松弛破
坏 。EWMA控制图的上、下限在样本较多时可
定义为：
f} UCL— +k √厂 一
j √ 八
< f
r_— —一
：LCL一 一k √ 0 4n
式中，UCL和LCL分别为EWMA控制图的上限值和
下限值。 和k为获得过程受控AR 的参数， 为样
本子集的大小； 和 分别为样本的均值和方差。
ARL。的定义为：对某一个确定的质量特性水
平，控制图从开始进行控制直到发出警报信号为止
所抽取的平均样本数。确定式(4)中各参数的大小
即可确定EWMA 控制图的上限值和下限值。
ARL。的确定没有固定的方法，由于预应力松弛属
于缓慢现象，故可认为最大在1个月内不发生误报
警，该桥钢一混凝土接头处每2个h采集一次数据，
则ARL。可取为370，略大于1个月采集的数据点
数。ARL。确定后，为了选择 和k，需要先确定过
程监测允许的最小偏移量d的大小，其为正常观测
样本标准差 的倍数，往往在0—4之间取值，本文
取为3，则根据文献[17]，查表计算得到EWMA 控
制图的上限值和下限值为：
fUCL 一 + 2．2
{ l LCL 一 一2
． 2a
在健康状态下，利用实测数据建立ARX 和
EWMA模型，确定模型中的各个参数。同时，利用
建立的刚混接头有限元模型计算不同预应力束发生
不同损伤状态下损伤模式库。在未知状态，首先采
用EWMA模型检验ARX模型的预测误差，如预测
误差超过上、下限值，则采用统计模式识别对预测误
差进行识别，以确定损伤程度和具体部位。然后利
用有限元模型计算损伤部位损伤后的预压应力与设
计预压应力大小的比值，本文将其称为残留预压应
力比。将残留预压应力比作为判断预应力松弛的指
标，当该指标为1时，表示刚混接头预应力完好无
损；当该指标为0时，表示预应力完全损失。预应力
松弛评估方法流程如图7所示。
-：⋯健 七冬⋯ ⋯ ⋯ ⋯ ⋯ ⋯ 一1I
L ⋯ ⋯ ⋯ ⋯ ⋯ ⋯ ⋯ 一J
图7 各测点局部预应力损失评估方法流程
2．2 PBL剪力键安全评估研究
因直接依靠相对位移监测PBL剪力键的破坏
情况，可采用阈值对比法确定其安全状态，故测点布
置和阈值的选取成为PBI 剪力键安全评估的关键
问题。
为考虑箱梁截面所有PBL剪力键在个各种工
况下的相对位移分布规律，取钢混接头段的完整模
型进行理论分析计算，剪力键在横桥向的布置及编
号情况如图8所示，其中，腹板LMA～LMD处剪力
键沿纵桥向分布4片，将最靠近混凝土箱梁端的剪
力键编号为1，最靠近钢箱梁处的剪力键编号为4。
采用ANSYS建立钢一混接头细化三维模型：混凝土
部分采用solid45实体单元，钢箱梁、PBI 剪力键采
用shell63单元，预应力筋采用link8单元 。引。由
于接触面的抗剪、孑L中钢筋的抗剪和孔中混凝土的
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土木建筑与环境X-程 第31卷
抗剪作用目前仍无法利用有限元模型准确模拟，故
利用PBL剪力键推出试验结果，采用弹簧单元
combin39模拟其抗剪效果。
—
一LMD
幽
＼L I U
，
LMA～
ll ．。．’． 。 ．。
测点1
LC1 LC6 IMC—
LMB一 ：
、
图8 PBL剪力键布置情况及编号
对combin39单元，其力一位移曲线(F—D曲线)
的选择关系到最终计算结果的准确性。根据文献
[11]的研究成果，PBI 剪力键力和位移的曲线关系
如图8所示，图中P一2F_lI20一A(B)为试验构件的实
测值，Prk—P一2F—l2O—A(B)为欧洲规范计算值
(ENV1 994)。从图9可知，从开始加载到完全丧失
承载能力，PBI 剪力键经历线性阶段、屈服阶段和破
坏阶段。因此，参照该试验结果，将combin39单元
的FD 曲线设为三折线，如图1O所示，图中，F 、D
分别表示剪力键性能发生屈服时的力和位移大小；
F 、D 分别表示剪力键发生破坏时的力和位移大
小。发生破坏前的两直线段的斜率参照文献[11]试
验结果确定。F 取公式(2)的计算值，F 的取值参
照文献[11]的结果且考虑到安全性，取为F ／2。
图9 文献[9]试验得出的F-D曲线
fa)丁况I
，
F < D
D D
图10 combin39单元的F-D 曲线
根据文献[4，14]，主要考虑以下几种工况：1)工
况I：正常使用极限状态正弯矩；2)工况II：正常使用
极限状态负弯矩；3)工况III：承载能力极限状态正
弯矩；4)工况IV：承载能力极限状态负弯矩。采用
整体模型计算出各工况下钢～混接头的内力，然后将
其施加于细化的钢混接头模型上。
将各荷载工况计算的力施加于细化的有限元模
型，计算结果如图l1所示。在4种工况中上、下游
截面各点计算的相对位移规律一致，文中仅给出下
游各PBL剪力键的相对位移值。且顶、底板中的
PBL剪力键主要考察纵桥向的相对位移，而腹板中
的剪力键主要考察竖桥向的相对位移。
从图11可知：1)在使用极限状态下，钢混接头
处所有PB[ 剪力键的相对位移值均没超过0．01
mm，因此仍可以认为在使用极限状态下钢混接头处
于线性阶段，没有发生滑移；2)在承载能力极限状态
的工况III下，各测点的相对位移较使用极限状态下
有较大增加，但并未出现发散现象，说明此时PBL
剪力键还处于屈服阶段，且各测点的相对位移相差
不大，表明此时钢混接头未发生破坏，仍处于整体联
合受力状态；3)在工况I、III作用下，位于翼缘的
I AL和位于底板下的LD部分的相对位移值由外侧
向中间递减；位于顶板的I B部分的相对位移值基
本保持不变；LA和I c部分的相对位移值由外侧向
中间递增；对位于腹板的LMA 和I MB部分而言，
靠近钢箱梁一侧的剪力键与混凝土的相对位移值较
大，且最大值基本相同。
图l1 各种工况下PBL剪力键相对滑移值
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第3期 刘 纲，等：大型桥梁钢一混接头状态监测及安全评估方法 95
由于在不同工况下各处PB[ 剪力键计算所得
相对位移基本相同，考虑到传感器安装的简便性，故
在LMA、I MB、LMC和I MD最接近混凝土端的
PBL剪力键处各布置一个传感器，如图8所示。全
桥两处钢}昆接头共布置8个传感器。
通过有限元分析，钢混接头在正常使用极限状
态下没有发生滑移，而在承载极限状态下钢混接头
的PBI 剪力键处于屈服阶段。由于桥梁在正常运
营状态下承担的荷载基本达不到承载极限状态下荷
载，可取使用极限状态下理论值为一般预警值，且考
虑到长期监测中可用的传感器的最小精度，取剪力
键相对位移的报警阈值为0．01 mm。
采用工字型钢一混接头模型进行实验室测试，在
使用极限状态正、负弯矩作用下，各测点剪力键与混
凝土的相对位移最大值为0．01 film，承载能力极限
状态正弯矩作用下相对位移的最大值为0．06
m m _1
，与本文的计算结果基本吻合，故本文采用力
一位移曲线骨架曲线来近似代替PBI 剪力键的复杂
传力过程具有一定的可靠性。
2．3 综合评价
文中将刚混接头的安全等级分为3级，即安全、
一般预警和严重预警。状态等级为安全表示刚混接
头的受力性能未发生损伤，可以正常使用；状态等级
为一般预警表示刚混接头的受力性能有一定程度的
下降，大桥需限载限速通行且应及时对大桥进行修
复；状态等级为严重预警表示刚混接头存在安全隐
患，需封闭大桥交通并立即对大桥进行检查、修复。
制
基
测
菅
fa)北岸t~!J2N点
大桥南北刚混接头相距108 m，故将两处的刚混接
头作为独立的子结构，分别进行综合评价。
当刚t昆接头处所有相对位移、应变测点均未超
过阈值或上、下限值时，则可认为刚混接头处于安全
状态；
当出现下列情况之一即认为刚混接头处于一般
预警状态：仅有一个相对位移测点超过阈值；残留预
压应力比小于0．8时；
当出现下列情况之一即认为刚?昆接头处于一般
预警状态：当两个或以上相对位移测点超过阈值；残
留预压应力比小于0．5时。
3 实测数据分析
2008年5月12日四川I汶JII发生里氏8级特大
地震，重庆地区的震感较为强烈，地震烈度约为里氏
5级，可以视为一次突发事件，采用该月的监测数据
可以对文中提出的监测参量和评估方法作一个初步
的检验。
3．1 局部预应力松弛评估
采用提出的方法，对钢一混凝土接头处的应变预
测残差进行计算并进行EWMA控制图检验，由于
各测点得出的结论基本相同，限于篇幅，文中仅给出
南北接头各一个测点的计算结果，如图12所示。
从图l2可以看出，钢一混接头的局部预应力未
出现松弛现象，这与从其他传感器得出全桥未出现
损伤的结论相吻合，表明文中提出的局部预应力损
失评估方法具有一定的可行性。
制
莲
锬
图12 应变预测值EWMA控制图检验
3．2 PBL的安全状态评估
“5．12”汶川地震当天采集的PBL剪力键处相
对位移如图13所示。为从更长时段观察此次地震
(h)南岸N3N点
对钢混接头性能的影响，截取2008年5月全月的数
据进行分析，得出的统计数据如表2所示。
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土木建筑与环境工程 第31誊
，
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图13 地震当天钢混接头处相对位移监测值
从图l3可知，位于南岸下游2测点的监测值在
地震发生前后出现丫一定量的改变。相对位移为每
间隔1 h采集一次，故地震发生时刻并未采集数据，
但地震前该传感器测量值为一0．005 mm，地震后即
15时的值为一0．009 7 Inm，且从地震后15时至2O
7 8 9 1o 11 12 L3 l4 l5 l6 l7 18 l9 20 2l 22 23
时j1；f1／h
(b)南岸侧测点
时该测点相对位移的变化趋势来看，在地震发生时
刻该传感器处的绝对相对位移应超过0．01 mill，即
使用极限状态的最大值。但其监测值在地震后逐步
回归到了地震前的水平，因此，该PBL剪力键仍处
于线性受力阶段。
表2 2008年5月钢混接头相对位移统计数据
由表2可知，各测点该月监测数据的标准差很
小且相同，表明测试数据稳定。而该月最大相对位
移和最d,N对位移均未超过阈值，因此可以认为钢
混接头在发生地震后仍处于正常运营状态。
相对位移监测参量在突发事件中能有效监测到
异常现象，且评估结论和从其他传感器上得出的结
论基本一致，表明文中提出的PBI 剪力键的监测手
段具有可行性。
4 结 语
通过以上分析和研究，可以得到以下结论：
1)钢混接头及其邻近单元的应变在温度、荷载
和混凝土收缩徐变作用下具有相同的变化规律，但
钢～混接头局部预应力松弛仅引起接头截面应变的
较大改变，故可通过应变参量代替传统的索力监测
参量进行局部预应力松弛监测。
2)根据PBI 剪力键推出试验的骨架曲线，提出
I’BI 剪力键复杂传力过程的三折线简化模型，并利
用该模型分析了重庆石板坡长江复线桥钢一混接头处
混凝土与剪力键之间的相对位移变化规律，实现了测
点的优化布置并确定了PBI 剪力键的报警阈值。
3)根据对汶川大地震实测数据的分析表明本文
提出的基于ARX预测模型和EWMA控制图实现
局部预应力松弛的评估方法是可行的。
参考文献：
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[J]．Bridge Construction，2007，(2)：35—38．
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