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大型橋梁鋼-混接頭狀態(tài)監(jiān)測及安全評估方法

文檔作者：劉綱黃宗明楊溥劉遙謝增銀文檔來源：重慶大學a．土木工程學院；b．光電技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點		點擊數(shù)：	更新時間： 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與&amp;amp;環(huán)En境vir工onm程 ental Engineering Vo1．31 No．3
Jun．2009
大型橋梁鋼一混接頭狀態(tài)監(jiān)測及安全評估方法
劉 綱 ，黃宗明 ，楊 溥 ，劉 遙
(重慶大學a．土木工程學院；b．光電技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點
，謝增銀
實驗室，重慶400030)
摘 要：鋼一混凝土結(jié)合段(鋼混接頭)是保證混合結(jié)構(gòu)安全性能最為關(guān)鍵的結(jié)構(gòu)部位，針對大型橋
梁PBI 剪力鍵加局部預應力束的鋼混接頭形式進行了狀態(tài)監(jiān)測及安全評估方法研究。分析該類
構(gòu)件的破壞機理，提出了區(qū)別于傳統(tǒng)的監(jiān)測參量。研究了PBL剪力鍵測點布置方案和監(jiān)測參量的
閩值，并考慮了環(huán)境、荷栽和混凝土收縮徐變給局部預應力損失評估帶來的不利影響。通過與試驗
數(shù)據(jù)的比照和對實橋監(jiān)測數(shù)據(jù)的分析，結(jié)果表明新監(jiān)測參量和評估方法具有可行性，對大型橋梁同
類關(guān)鍵部位的健康監(jiān)測提供了可供借鑒的方法。
關(guān)鍵詞：結(jié)構(gòu)分析；健康監(jiān)測；組合梁；鋼混接頭；局部預應力；PBL剪力鍵；ARX模型
中圖分類號：U446 文獻標志碼：A 文章編號：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
隨著大跨徑橋梁的發(fā)展，混凝土和鋼結(jié)構(gòu)組合
形式不斷涌現(xiàn)，鋼一混接頭隨之被廣泛采用，其主要
承受正、負彎矩和剪力作用，且存在材料和截面特性
的突變，是一個復雜的時變受力系統(tǒng)，是保證全橋安
全性能最為重要的關(guān)鍵部件。在重慶石板坡長江復
線橋中，鋼一混接頭采用PBL剪力鍵加局部預應力
束來傳遞剪力和承擔正、負彎矩產(chǎn)生的拉應力E1 s]，
PBL剪力鍵和預應力束的工作狀態(tài)將決定整個鋼一
混接頭甚至全橋的安全狀態(tài)，為避免突發(fā)重大事故，
對該部位實施了長期健康監(jiān)測。
鋼一混接頭的PBL剪力鍵是一種新型連接構(gòu)
件，大量的研究主要集中在其受力性能方面，文獻
收稿日期：2009—03—09
基金項目：國家863計劃資助項目(2006AA04Z433)
作者簡介：劉綱(1977一)，男，博士研究生，主要從事結(jié)構(gòu)健康監(jiān)測及防災減災工程研究，(E—mail)gliu@cqu．edu．cn。
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第3期 劉 綱，等：大型橋梁鋼一混接頭狀態(tài)監(jiān)測及安全評估方法 91
[6—7]采用數(shù)值方法模擬了單片PBI 剪力鍵的推出
性能，文獻E8一l2]采用試驗手段對PBL剪力鍵的結(jié)
合性能進行了研究，文獻[13]采用模型試驗研究了
鋼混接頭的整體受力效果。但目前對抗剪的監(jiān)測手
段研究不足，未見對PBL剪力鍵進行健康監(jiān)測的相
關(guān)報道。
對于依靠體內(nèi)索施加的局部預應力，如采用現(xiàn)
行通用的力傳感器對索力直接進行監(jiān)測，力傳感器
自身的損壞將引發(fā)新的不安全因素。另一方面，環(huán)
境、荷載和收縮徐變等都對監(jiān)測數(shù)據(jù)產(chǎn)生影響，引發(fā)
對大橋結(jié)構(gòu)真實狀態(tài)的誤判。
文中提出利用應變參量以監(jiān)測局部預應力損失
的新方法，同時提出一種新的評估方法以消除環(huán)境、
荷載和收縮徐變給安全評估帶來的不利影響。根據(jù)
PBL剪力鍵的推出試驗，確定其監(jiān)測參量并提出其
傳力過程的簡化分析模型，實現(xiàn)對由大量PBI 剪力
鍵組成的剪力鍵群的受力性能分析，得出其測點布
置和評估閾值。最后通過試驗和實橋監(jiān)測數(shù)據(jù)對提
出的新監(jiān)測參量和評估方法進行初步檢驗。
1 鋼混接頭監(jiān)測參量選取
重慶石板坡長江復線橋為特大型連續(xù)一剛構(gòu)橋，
主跨330 m，為世界上已建剛構(gòu)橋中主跨之最。為
減輕主跨結(jié)構(gòu)自重，其跨中108 ITI采用了鋼箱梁，其
余上部結(jié)構(gòu)為混凝土箱梁，故在主跨形成兩處鋼一混
凝土接頭ll ，鋼一混接頭布置如圖1、2所示。在鋼
一混凝土接頭中，軸向力和彎矩通過壓力板和PBL
剪力鍵共同傳遞；剪力和扭矩主要通過PBI 剪力鍵
傳遞；局部預應力柬提供了足夠的壓力儲備以抵御
出現(xiàn)的拉應力。因此，PBI 剪力鍵和局部預應力束
在鋼一混接頭的各種應力傳遞中起到至關(guān)重要的作
用。PBI 剪力鍵在截面的分布如圖3所示，局部預
應力束在截面的分布如圖4所示。
應
應
南岸
圖1 石板坡長江大橋復線橋鋼混接頭位置示意圖
1 應變傳感器I 應變傳感器
傳感器 I一
隔妞 Pl{J 卜＼． 垡墊 ●反
鋼 I I ／ I
l
傳感器 ——一， r I
一 笠傳盛 、 一
圖2 鋼混接頭詳圖及應變測點布置圖
腹板
底板
圖3 PBL剪力鍵截面分布示意圖
力健
圖4 局部預應力累截面分布及測點編號
1．1 局部預應力損失監(jiān)測參量選取
在長期使用過程中，預應力損失包括正常損失
和非正常損失，前者主要包括混凝土收縮徐變引發(fā)
的預應力松弛等，該部分預應力的喪失不可避免且
可在設計時得到考慮，不會引發(fā)鋼一混凝土接頭受力
性能的較大改變；后者主要包括預應力束斷絲、銹蝕
和錨頭損壞等，將導致鋼～混凝土接頭性能大幅降
低，故在監(jiān)測中應主要把握非正常損失引起的破
壞。在鋼～混凝土接頭截面某處縱橋向應變e可以
表示為：
e一￡ + ￡ + eF+ ￡ + ￡ (1)
式中，e 、￡ 分別為徐變和收縮引起的應變；s 、e
分別為外荷載和環(huán)境變化引起的應變；e 為預應力
非正常損失引發(fā)的應變。以上各項均是關(guān)于時問的
函數(shù)。
局部預應力在截面上的分布及編號如圖4所
示，其中位于頂板的預應力索從左向右依次編號為
t1、t2? ．、t28；位于底板的預應力索從左向右依次
編號為f1、f2? 、f18；位于腹板的預應力索從左向
右，從上向下依次編號為wl、w2? ．、wl0；截面上
提取的應變?yōu)閳D4中的測點1至測點8。建立該橋
的整體有限元模型，選取典型工況計算各測點的應
變變化，工況號如表1所示，表中接頭截面和鄰近截
面分別指圖2中的鋼混接頭和靠近混凝土過渡段截
面的應變傳感器所在截面。各測點的應變變化如圖
5、6所示。其中預應力束損傷為一根預應力束發(fā)生
完全損壞時的情況。
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92 土木建筑與環(huán)境工程 第31卷
]二況號
接頭截面
鄰近截面
■ |一況l
·工況l一1
口1．況2
口1．況2一l
(a¨ ．況1至2—1 (b)丁況3至4一I
圖5 局部預應力損失下各測點應變變化規(guī)律
圖6 環(huán)境作用下各測點應變變化規(guī)律
從圖5可知，局部預應力損失將主要引起鋼一混
接頭截面應變發(fā)生變化，而鄰近截面的應變變化很
小，如當預應力束t1完全松弛時，鋼混接頭的測點1
應變變化超過20 ，而鄰近截面測點1的應變變化
不到5 。從圖6可知，在車輛荷載、收縮徐變和溫
度變化作用下，鋼混接頭處各測點的應變變化和鄰
近截面對應測點處(截面上測點編號相同處)的應變
變化的最大偏差不超過5 ，可以近似認為在這3
種工況下兩個截面對應測點的應變變化基本一致，
即式(1)前四項的變化在兩個截面單元基本相同，本
文將這種關(guān)聯(lián)性稱為“同變效應”。
綜上所述，根據(jù)兩個截面相同測點部位的應變
相對變化規(guī)律可判定局部預應力的損失情況，故可
通過應變參量來實現(xiàn)局部預應力損失的監(jiān)測。其優(yōu)
點在于：無需監(jiān)測鋼一混接頭處的輸入，如溫度和車
輛荷載等，即可實現(xiàn)局部預應力損失的評定；應變監(jiān)
測方式不會給橋梁安全帶來新的不安全因素，且簡
單易行。
1．2 PBL剪力鍵監(jiān)測參量選取
PBL剪力鍵是在20世紀80年代由德國人提出
的一種新型剪力連接件，國外已進行了一些研究，主
要集中在推出試驗和有限元模擬上，如Oguejiofor
根據(jù)試驗和數(shù)值模擬的方式給出了PBI 剪力鍵的
承載能力 ]：
q 一 ．5htf ： 0．91A，{ j廣3．3rid q{’
(2)
式中，h，t分別為板的寬度和厚度，-廠 和廠 分別為
混凝土的抗壓強度和鋼材的抗拉強度，A 為橫向鋼
筋的面積， ，d分別為板上孔洞個數(shù)和直徑。
從式(2)可以看出，PBI 剪力鍵的傳力機理主要
由3部分組成：接觸面的抗剪、孔中鋼筋的抗剪和孔
中混凝土的抗剪作用。試驗表明：PBI 剪力鍵首先
沿剪力方向在鋼板下端混凝土處產(chǎn)生裂縫，并逐步
形成縱向劈裂裂縫，并最終以該處混凝土縱向劈裂
為破壞標志。在其之前，孔洞中的混凝土處于三向
受壓狀態(tài)，試件破壞時鋼板孑L洞中的混凝土均被壓
碎。在整個試驗中，PBL剪力鍵與混凝土要發(fā)生較
大相對變形才最終破壞 。
從以上的分析可知，PBL剪力鍵從開始加載直
至破壞的過程中，受力復雜且以承擔剪力為主，但目
前針對抗剪沒有較為有效的監(jiān)測手段口 ，而根據(jù)
PBL剪力鍵構(gòu)件推出試驗破壞過程來看，在破壞之
前，PBL剪力鍵要產(chǎn)生較大變形，故文中提出利用剪
力鍵和混凝土的相對位移來監(jiān)測PBI 剪力鍵的破
壞情況。
一 一
3 3 4 4 況況況況
r [ r
● ● 口口
9 l l
s 6
、占
況況況況況況
● ■ 口口一■
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第3期 劉 綱，等：大型橋梁鋼一混接頭狀態(tài)監(jiān)測及安全評估方法 93
2 鋼混接頭安全評估研究
2．1 局部預應力損失評估方法研究
假設鋼一?昆凝土接頭的應變監(jiān)測時序值為
(1)、 (2)、? 、 (t)，而鄰近單元應變的監(jiān)測時序值
為“(1)、M(2)、? 、“(t)，其中t為按一定時問間隔采
樣的順序號。由于環(huán)境、荷載和混凝土的收縮徐變
等其他效應的存在，即使局部預應力未發(fā)生松弛現(xiàn)
象，接頭處的應變監(jiān)測值Y也將隨時問而發(fā)生改變，
故無法直接從監(jiān)測的Y中得出預應力松弛信息。但
Y和“之間存在“同變效應”，僅局部預應力松弛將
改變這種內(nèi)在效應。于是可以采用“為輸入，Y為
輸出，利用ARX模型來度量該關(guān)聯(lián)性，ARX模型的
數(shù)學表達式為：
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 為時間延遲算子；” 、” 為延遲項次；。 、b
分別為各部分第i項的系數(shù)；e為殘差。文中采用
AIC規(guī)則來確定ARX模型最佳的模型階次，采用
最小二乘法確定各系數(shù)的值 。
當局部預應力出現(xiàn)松弛時，預測誤差 不再是
具有零均值和一定方差的隨機變量，其將發(fā)生單方
向的偏移，可通過EWMA控制圖檢驗預測誤差是
否出現(xiàn)奇異值來評定局部預應力是否發(fā)生松弛破
壞 。EWMA控制圖的上、下限在樣本較多時可
定義為：
f} UCL— +k √廠 一
j √ 八
< f
r_— —一
：LCL一 一k √ 0 4n
式中，UCL和LCL分別為EWMA控制圖的上限值和
下限值。 和k為獲得過程受控AR 的參數(shù)， 為樣
本子集的大小； 和 分別為樣本的均值和方差。
ARL。的定義為：對某一個確定的質(zhì)量特性水
平，控制圖從開始進行控制直到發(fā)出警報信號為止
所抽取的平均樣本數(shù)。確定式(4)中各參數(shù)的大小
即可確定EWMA 控制圖的上限值和下限值。
ARL。的確定沒有固定的方法，由于預應力松弛屬
于緩慢現(xiàn)象，故可認為最大在1個月內(nèi)不發(fā)生誤報
警，該橋鋼一混凝土接頭處每2個h采集一次數(shù)據(jù)，
則ARL?？扇?70，略大于1個月采集的數(shù)據(jù)點
數(shù)。ARL。確定后，為了選擇 和k，需要先確定過
程監(jiān)測允許的最小偏移量d的大小，其為正常觀測
樣本標準差 的倍數(shù)，往往在0—4之間取值，本文
取為3，則根據(jù)文獻[17]，查表計算得到EWMA 控
制圖的上限值和下限值為：
fUCL 一 + 2．2
{ l LCL 一 一2
． 2a
在健康狀態(tài)下，利用實測數(shù)據(jù)建立ARX 和
EWMA模型，確定模型中的各個參數(shù)。同時，利用
建立的剛混接頭有限元模型計算不同預應力束發(fā)生
不同損傷狀態(tài)下?lián)p傷模式庫。在未知狀態(tài)，首先采
用EWMA模型檢驗ARX模型的預測誤差，如預測
誤差超過上、下限值，則采用統(tǒng)計模式識別對預測誤
差進行識別，以確定損傷程度和具體部位。然后利
用有限元模型計算損傷部位損傷后的預壓應力與設
計預壓應力大小的比值，本文將其稱為殘留預壓應
力比。將殘留預壓應力比作為判斷預應力松弛的指
標，當該指標為1時，表示剛混接頭預應力完好無
損；當該指標為0時，表示預應力完全損失。預應力
松弛評估方法流程如圖7所示。
-：?健 七冬? ? ? ? ? ? 一1I
L ? ? ? ? ? ? ? 一J
圖7 各測點局部預應力損失評估方法流程
2．2 PBL剪力鍵安全評估研究
因直接依靠相對位移監(jiān)測PBL剪力鍵的破壞
情況，可采用閾值對比法確定其安全狀態(tài)，故測點布
置和閾值的選取成為PBI 剪力鍵安全評估的關(guān)鍵
問題。
為考慮箱梁截面所有PBL剪力鍵在個各種工
況下的相對位移分布規(guī)律，取鋼混接頭段的完整模
型進行理論分析計算，剪力鍵在橫橋向的布置及編
號情況如圖8所示，其中，腹板LMA～LMD處剪力
鍵沿縱橋向分布4片，將最靠近混凝土箱梁端的剪
力鍵編號為1，最靠近鋼箱梁處的剪力鍵編號為4。
采用ANSYS建立鋼一混接頭細化三維模型：混凝土
部分采用solid45實體單元，鋼箱梁、PBI 剪力鍵采
用shell63單元，預應力筋采用link8單元 。引。由
于接觸面的抗剪、孑L中鋼筋的抗剪和孔中混凝土的
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土木建筑與環(huán)境X-程 第31卷
抗剪作用目前仍無法利用有限元模型準確模擬，故
利用PBL剪力鍵推出試驗結(jié)果，采用彈簧單元
combin39模擬其抗剪效果。
—
一LMD
幽
＼L I U
，
LMA～
ll ．。．’． 。 ．。
測點1
LC1 LC6 IMC—
LMB一 ：
、
圖8 PBL剪力鍵布置情況及編號
對combin39單元，其力一位移曲線(F—D曲線)
的選擇關(guān)系到最終計算結(jié)果的準確性。根據(jù)文獻
[11]的研究成果，PBI 剪力鍵力和位移的曲線關(guān)系
如圖8所示，圖中P一2F_lI20一A(B)為試驗構(gòu)件的實
測值，Prk—P一2F—l2O—A(B)為歐洲規(guī)范計算值
(ENV1 994)。從圖9可知，從開始加載到完全喪失
承載能力，PBI 剪力鍵經(jīng)歷線性階段、屈服階段和破
壞階段。因此，參照該試驗結(jié)果，將combin39單元
的FD 曲線設為三折線，如圖1O所示，圖中，F(xiàn) 、D
分別表示剪力鍵性能發(fā)生屈服時的力和位移大?。?
F 、D 分別表示剪力鍵發(fā)生破壞時的力和位移大
小。發(fā)生破壞前的兩直線段的斜率參照文獻[11]試
驗結(jié)果確定。F 取公式(2)的計算值，F(xiàn) 的取值參
照文獻[11]的結(jié)果且考慮到安全性，取為F ／2。
圖9 文獻[9]試驗得出的F-D曲線
fa)丁況I
，
F < D
D D
圖10 combin39單元的F-D 曲線
根據(jù)文獻[4，14]，主要考慮以下幾種工況：1)工
況I：正常使用極限狀態(tài)正彎矩；2)工況II：正常使用
極限狀態(tài)負彎矩；3)工況III：承載能力極限狀態(tài)正
彎矩；4)工況IV：承載能力極限狀態(tài)負彎矩。采用
整體模型計算出各工況下鋼～混接頭的內(nèi)力，然后將
其施加于細化的鋼混接頭模型上。
將各荷載工況計算的力施加于細化的有限元模
型，計算結(jié)果如圖l1所示。在4種工況中上、下游
截面各點計算的相對位移規(guī)律一致，文中僅給出下
游各PBL剪力鍵的相對位移值。且頂、底板中的
PBL剪力鍵主要考察縱橋向的相對位移，而腹板中
的剪力鍵主要考察豎橋向的相對位移。
從圖11可知：1)在使用極限狀態(tài)下，鋼混接頭
處所有PB[ 剪力鍵的相對位移值均沒超過0．01
mm，因此仍可以認為在使用極限狀態(tài)下鋼混接頭處
于線性階段，沒有發(fā)生滑移；2)在承載能力極限狀態(tài)
的工況III下，各測點的相對位移較使用極限狀態(tài)下
有較大增加，但并未出現(xiàn)發(fā)散現(xiàn)象，說明此時PBL
剪力鍵還處于屈服階段，且各測點的相對位移相差
不大，表明此時鋼混接頭未發(fā)生破壞，仍處于整體聯(lián)
合受力狀態(tài)；3)在工況I、III作用下，位于翼緣的
I AL和位于底板下的LD部分的相對位移值由外側(cè)
向中間遞減；位于頂板的I B部分的相對位移值基
本保持不變；LA和I c部分的相對位移值由外側(cè)向
中間遞增；對位于腹板的LMA 和I MB部分而言，
靠近鋼箱梁一側(cè)的剪力鍵與混凝土的相對位移值較
大，且最大值基本相同。
圖l1 各種工況下PBL剪力鍵相對滑移值
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第3期 劉 綱，等：大型橋梁鋼一混接頭狀態(tài)監(jiān)測及安全評估方法 95
由于在不同工況下各處PB[ 剪力鍵計算所得
相對位移基本相同，考慮到傳感器安裝的簡便性，故
在LMA、I MB、LMC和I MD最接近混凝土端的
PBL剪力鍵處各布置一個傳感器，如圖8所示。全
橋兩處鋼}昆接頭共布置8個傳感器。
通過有限元分析，鋼混接頭在正常使用極限狀
態(tài)下沒有發(fā)生滑移，而在承載極限狀態(tài)下鋼混接頭
的PBI 剪力鍵處于屈服階段。由于橋梁在正常運
營狀態(tài)下承擔的荷載基本達不到承載極限狀態(tài)下荷
載，可取使用極限狀態(tài)下理論值為一般預警值，且考
慮到長期監(jiān)測中可用的傳感器的最小精度，取剪力
鍵相對位移的報警閾值為0．01 mm。
采用工字型鋼一混接頭模型進行實驗室測試，在
使用極限狀態(tài)正、負彎矩作用下，各測點剪力鍵與混
凝土的相對位移最大值為0．01 film，承載能力極限
狀態(tài)正彎矩作用下相對位移的最大值為0．06
m m _1
，與本文的計算結(jié)果基本吻合，故本文采用力
一位移曲線骨架曲線來近似代替PBI 剪力鍵的復雜
傳力過程具有一定的可靠性。
2．3 綜合評價
文中將剛混接頭的安全等級分為3級，即安全、
一般預警和嚴重預警。狀態(tài)等級為安全表示剛混接
頭的受力性能未發(fā)生損傷，可以正常使用；狀態(tài)等級
為一般預警表示剛混接頭的受力性能有一定程度的
下降，大橋需限載限速通行且應及時對大橋進行修
復；狀態(tài)等級為嚴重預警表示剛混接頭存在安全隱
患，需封閉大橋交通并立即對大橋進行檢查、修復。
制
基
測
菅
fa)北岸t~!J2N點
大橋南北剛混接頭相距108 m，故將兩處的剛混接
頭作為獨立的子結(jié)構(gòu)，分別進行綜合評價。
當剛t昆接頭處所有相對位移、應變測點均未超
過閾值或上、下限值時，則可認為剛混接頭處于安全
狀態(tài)；
當出現(xiàn)下列情況之一即認為剛混接頭處于一般
預警狀態(tài)：僅有一個相對位移測點超過閾值；殘留預
壓應力比小于0．8時；
當出現(xiàn)下列情況之一即認為剛?昆接頭處于一般
預警狀態(tài)：當兩個或以上相對位移測點超過閾值；殘
留預壓應力比小于0．5時。
3 實測數(shù)據(jù)分析
2008年5月12日四川I汶JII發(fā)生里氏8級特大
地震，重慶地區(qū)的震感較為強烈，地震烈度約為里氏
5級，可以視為一次突發(fā)事件，采用該月的監(jiān)測數(shù)據(jù)
可以對文中提出的監(jiān)測參量和評估方法作一個初步
的檢驗。
3．1 局部預應力松弛評估
采用提出的方法，對鋼一混凝土接頭處的應變預
測殘差進行計算并進行EWMA控制圖檢驗，由于
各測點得出的結(jié)論基本相同，限于篇幅，文中僅給出
南北接頭各一個測點的計算結(jié)果，如圖12所示。
從圖l2可以看出，鋼一混接頭的局部預應力未
出現(xiàn)松弛現(xiàn)象，這與從其他傳感器得出全橋未出現(xiàn)
損傷的結(jié)論相吻合，表明文中提出的局部預應力損
失評估方法具有一定的可行性。
制
蓮
錟
圖12 應變預測值EWMA控制圖檢驗
3．2 PBL的安全狀態(tài)評估
“5．12”汶川地震當天采集的PBL剪力鍵處相
對位移如圖13所示。為從更長時段觀察此次地震
(h)南岸N3N點
對鋼混接頭性能的影響，截取2008年5月全月的數(shù)
據(jù)進行分析，得出的統(tǒng)計數(shù)據(jù)如表2所示。
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土木建筑與環(huán)境工程 第31謄
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圖13 地震當天鋼混接頭處相對位移監(jiān)測值
從圖l3可知，位于南岸下游2測點的監(jiān)測值在
地震發(fā)生前后出現(xiàn)丫一定量的改變。相對位移為每
間隔1 h采集一次，故地震發(fā)生時刻并未采集數(shù)據(jù)，
但地震前該傳感器測量值為一0．005 mm，地震后即
15時的值為一0．009 7 Inm，且從地震后15時至2O
7 8 9 1o 11 12 L3 l4 l5 l6 l7 18 l9 20 2l 22 23
時j1；f1／h
(b)南岸側(cè)測點
時該測點相對位移的變化趨勢來看，在地震發(fā)生時
刻該傳感器處的絕對相對位移應超過0．01 mill，即
使用極限狀態(tài)的最大值。但其監(jiān)測值在地震后逐步
回歸到了地震前的水平，因此，該PBL剪力鍵仍處
于線性受力階段。
表2 2008年5月鋼混接頭相對位移統(tǒng)計數(shù)據(jù)
由表2可知，各測點該月監(jiān)測數(shù)據(jù)的標準差很
小且相同，表明測試數(shù)據(jù)穩(wěn)定。而該月最大相對位
移和最d,N對位移均未超過閾值，因此可以認為鋼
混接頭在發(fā)生地震后仍處于正常運營狀態(tài)。
相對位移監(jiān)測參量在突發(fā)事件中能有效監(jiān)測到
異常現(xiàn)象，且評估結(jié)論和從其他傳感器上得出的結(jié)
論基本一致，表明文中提出的PBI 剪力鍵的監(jiān)測手
段具有可行性。
4 結(jié) 語
通過以上分析和研究，可以得到以下結(jié)論：
1)鋼混接頭及其鄰近單元的應變在溫度、荷載
和混凝土收縮徐變作用下具有相同的變化規(guī)律，但
鋼～混接頭局部預應力松弛僅引起接頭截面應變的
較大改變，故可通過應變參量代替?zhèn)鹘y(tǒng)的索力監(jiān)測
參量進行局部預應力松弛監(jiān)測。
2)根據(jù)PBI 剪力鍵推出試驗的骨架曲線，提出
I’BI 剪力鍵復雜傳力過程的三折線簡化模型，并利
用該模型分析了重慶石板坡長江復線橋鋼一混接頭處
混凝土與剪力鍵之間的相對位移變化規(guī)律，實現(xiàn)了測
點的優(yōu)化布置并確定了PBI 剪力鍵的報警閾值。
3)根據(jù)對汶川大地震實測數(shù)據(jù)的分析表明本文
提出的基于ARX預測模型和EWMA控制圖實現(xiàn)
局部預應力松弛的評估方法是可行的。
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