瓶窯互通七號橋梁體滑移原因分析與復位技術研究

蔡坤華，胡 鋒，葉 劍，張 琦

(1.浙江杭長高速公路有限公司 湖州市 313300； 2.湖州市公路水運工程監理咨詢股份有限公司 湖州市 313000)

0 引言

隨著我國經濟的增長，越來越多的橋梁相繼建成通車。一些縱坡大、展線復雜的橋梁往往會出現梁體縱向滑移，導致伸縮縫擠死，嚴重影響行車安全。導致梁體發生滑移病害的因素很多，包括汽車荷載作用，溫度及混凝土收縮變形，特定縱坡下自重水平分力，設計和施工不合理以及曲率半徑過大等等[1-2]。溫度變化和收縮在各種活動支座處將引起縱橋向與橫橋向的變形,梁縫填塞嚴重，梁體不能正常伸縮會直接導致匝道橋與主線橋、主線橋各聯間上部結構存在相互推擠從而發生偏位病害[3]。此外，橋梁在長期超負荷工作和偏載以及特定縱坡下自重水平分力作用下，梁體也會逐漸發生偏移[4-5]。

使用Midas Civil軟件對依托工程進行有限元建模分析，將數值模擬結果和實測數據比對，驗證模型正確性，并進行參數分析，研究各類參數對梁體偏位的影響。此外，還提出了一套梁體糾偏復位方案。

1 工程背景

1.1 工程概況

瓶窯互通七號橋位于杭長高速公路瓶窯互通F匝道上，上跨瓶倉線，中心樁號為PK0+454.05。左半幅孔跨布置為：(5×25)m+(21+25+23)m+(4×17)m+(3×16)m；右半幅孔跨布置為：(5×25)m+(23+25+21)m+(4×17)m+(3×16)m，橋梁全長315.7m。第2聯采用等截面預應力混凝土連續箱梁，下部結構采用柱式墩、肋板臺、柱式臺，鉆孔灌注樁基礎，采用盆式支座。

1.2 支座偏位情況

瓶窯互通七號橋第2聯連續箱梁橋共三跨，支座的約束形式見圖1。5#墩和8#墩最外側支座都是雙向可動，內側支座為縱向可動。6#墩支座都是縱向可動，7#墩左幅支座為固定支座，右幅為橫向可動支座。

圖1 瓶窯互通七號橋第2聯連續箱梁橋支座約束形式

經過現場檢測，瓶窯七號橋第二聯梁體在縱向整體呈現向大樁號側滑移的趨勢，多數支座上下部連接鋼條已經拉壞，8#墩頂部伸縮縫嚴重頂死，5#墩頂部伸縮縫嚴重拉開。此外，梁體在橫橋向又呈現一種圍繞固定支座逆時針旋轉的趨勢。若不及時處理，有可能對行車安全產生影響，甚至直接導致落梁事故發生。表1、表2分別為各支座縱橋向和橫橋向上下部中心線間距。

表1 支座縱橋向偏移情況 mm

表2 支座南北偏移量 mm

1.3 橋墩偏位情況

用鉛錘鋼卷尺以及激光測距儀對7#墩左幅進行垂度的測量，測量得到墩高6m，測量段高度3.65m，繩子固定端距離墩表面5.5cm，底部鉛錘中心線距離墩表面距離3.4cm，因此墩向大樁號方向偏移2.1cm，根據比例換算，得到墩往大樁號方向偏移3.45cm，垂直度偏差為5.7‰H。

2 機理研究

2.1 有限元建模

瓶窯七號橋第二聯地下土層依次為淤泥質粉質黏土、粉土、礫砂和中風化凝灰巖，利用土彈簧來模擬樁土相互作用。按照《公路橋涵地基與基礎設計規范》(JTG 3363—2019)，采用m法，按Winkler假定(梁身任一點的土抗力和該點的水平位移成正比)的解法，將樁側土體離散成Winkler線性彈簧。得到的公式如下：

Cz=mz

(1)

式中：Cz為地基水平抗力系數，m為地基水平抗力系數的比例系數，z為地基土深度。因為本橋變形較小，仍在彈性范圍內。所以，用m法，其中m的值根據《公路橋涵地基與基礎設計規范》(JTG 3363—2019)中附錄表格P.0.2-1中的數值取值。

各墩采用的支座型號及個數見表3。Midas Civil中模擬盆式支座時，約束方向支座剛度設為1.0E+07，自由方向剛度設為0。

綜上所述，支座采用彈性連接模擬，支座頂與梁體采用剛性連接模擬，墩和樁固結，樁底固結。整個模型共564個單元，517個節點，模型見圖2。

表3 各墩采用的支座型號及個數

圖2 瓶窯七號橋第二聯有限元模型

2.2 荷載及工況設置

合龍溫度按20℃算，整體升降溫按照+20℃與-30℃來考慮，參考《公路橋涵設計通用規范》(JTG D60—2015)4.3.12規定混凝土線膨脹系數為0.00001/℃。

試驗橋設計標準為公路I級，《公路橋涵設計通用規范》(JTG D60—2015)4.3規定公路I級車道荷載均布荷載標準為10.5kN/m；Pk集中荷載標準值根據表4取360kN。汽車制動力根據車道荷載標準值在全橋長度計算的總重力的10%以及公路I級汽車荷載制動力不小于165kN兩項前提下取值為165kN。

表4 集中荷載Pk取值

汽車制動力分項系數取1.4，溫度取1.05，恒荷載分項系數1.2。工況及荷載組合情況見表5。

表5 工況及荷載組合

2.3 結果分析

從圖3和圖4可以看出，梁體在升溫時會向小樁號側偏移；5#側梁體向右偏移，8#側梁體向左偏移，梁體有個繞固定支座逆時針旋轉的趨勢。

圖3 主梁升溫時縱向位移

圖4 主梁升溫時橫向位移

從圖5和圖6可以看出，主梁在溫度下降的時候 ，縱向收縮變形，5#墩支座向大樁號方向變形，7#、8#支座向小樁號方向變形；此外，梁體還有逆時針方向轉動的趨勢。

圖5 主梁降溫時縱向位移

圖6 主梁降溫時橫向位移

圖7～圖9分別是工況四到工況六的縱橫向位移變形圖。可以看出，在右幅車道上，車輛制動產生的剎車力，會使梁體產生向大樁號方向的縱向位移，小樁號側的位移相對來說比較大；同時，由于偏心荷載的左右，使得梁體產生逆時針方向的旋轉。汽車制動力產生的總體影響比溫度要小。

圖7 工況四位移圖

圖8 工況五位移圖

圖9 工況六位移圖

圖8顯示，溫度升高和汽車制動力同時作用時，5#、6#、7#墩梁體往小樁號方向偏移，8#往大樁號方向偏移；5#、6#墩上梁體往右偏，7#、8#墩上梁體往左偏，呈現逆時針旋轉的趨勢。在溫降和制動力作用下，小樁號側梁體往大樁號方向偏移，偏移程度較高，靠近8#側梁體往小樁號側略微偏移；5#、6#墩上梁體往右偏，7#、8#墩上梁體往左偏，呈現逆時針旋轉的趨勢。

汽車制動力作用下，梁體有向大樁號側偏移的趨勢，此外，溫度升高時大樁號側梁體往大樁號側變形，小樁號側梁體往小樁號側變形，溫度降低時，變形趨勢相反。由于梁體存在一定坡度，當其遭受反復的溫升溫降作用和汽車制動力作用時，支座產生了不可恢復的變形，久而久之，梁體下移，致使伸縮縫破壞。

3 梁體糾偏復位

3.1 承臺施工

基礎承臺按照設計圖紙采用圓形截面，直徑2.7m，高度1.5m，采用C40混凝土，對樁、柱混凝土表面局部開槽并鑿毛后，將基礎承臺主筋與原墩柱主筋進行焊接連接，然后澆筑承臺。開挖全部采用人工開挖，開挖過程中注意避開地面預埋管線。基礎承臺與樁柱連接大樣見圖10。

圖10 基礎承臺與樁柱連接大樣圖

3.2 鋼抱箍安裝

抱箍到達現場切割限位鋼板打磨焊點，抱箍上端有焊點需要全部打磨平，檢查抱箍與橋墩接觸面是否有焊渣，有焊渣清理干凈，吊墜孔開3個點留上端20mm孔徑50～60mm為宜。鋼抱箍加工見圖11。

圖11 鋼抱箍加工

鋼抱箍安裝時事先在墩頂用工字鋼制作吊架，然后在地面上將抱箍拼裝好將緊固件螺栓略松，采用手拉葫蘆將抱箍提拉至安裝位置。

3.3 鋼管支撐安裝

每片鋼抱箍設置一根支撐鋼管，截面尺寸為350mm×20mm圓管，一個橋墩3根，均勻布置在對應的抱箍底部。基礎承臺混凝土澆注前先對鋼管支撐底部連接處預埋鋼板進行固定安裝，安裝完成用水平尺檢查預埋鋼板的水平度，對不平整處進行調平，保證預埋鋼板水平。

3.4 糾偏裝置安裝

按照設計圖紙在箱梁底部對糾偏反力架錨栓孔位置放線，開孔前使用鋼筋探測儀對梁板鋼筋進行探測，并在混凝土表面標記清楚，鉆孔時對于原橋預應力鋼絞線及縱向主筋必須全部避讓；橫向鋼筋及箍筋在無法避免的情況下可部分截斷。鉆孔完成后利用高壓吹風機清理孔內灰塵，然后用工業酒精將孔內清洗干凈，待孔內酒精完全風干后種植錨栓。限位裝置如圖12所示。按照設計圖紙安裝事先加工好的反力架，反力架安裝見圖13。

圖12 限位裝置

圖13 反力架安裝

3.5 箱梁豎向整體頂升、糾偏

3.5.1豎向頂升

箱梁整體頂升和糾偏采用同步頂升系統，千斤頂采用液壓扁形千斤頂連動整體頂升，千斤頂放置鋼抱箍上，通過高壓電動油泵向千斤頂供油，采用平衡分流閥、自動監測系統和百分表來控制梁體的起頂高度。

3.5.2水平糾偏

水平向頂升采用液壓扁形千斤頂，通過高壓電動油泵向千斤頂供油，采用平衡分流閥和自動監測系統來控制梁體的糾偏量，當梁體達到原設計位置后，在伸縮縫處打入楔形塊設置臨時支撐，保證梁體位置。糾偏時，應進行分級糾偏，每分級頂升量為2mm。

4 總結

汽車制動力作用下，梁體有向大樁號側偏移的趨勢，此外，溫度升高時大樁號側梁體往大樁號側變形，小樁號側梁體往小樁號側變形，溫度降低時，變形趨勢相反。三者都會使梁體產生逆時針轉動的趨勢。

在長期的制動力荷載和循環的溫升溫降作用下，以及梁體往大樁號方向的傾斜，瓶窯七號橋第二聯梁體產生縱向的偏移，方向為大樁號一側，8#墩一側靠近固定支座和縱向固定支座，溫度變形相對5#墩要小很多，并且制動力荷載對縱向位移的影響比溫度變形的影響小很多，因此8#墩處支座上下中心線間距比5#墩處小很多，符合實測值規律。

汽車制動力，溫升溫降都會使梁體產生逆時針的旋轉，即8#墩側梁體往左偏移，5#墩側梁體往右偏移。但是汽車制動力，即偏心水平力作用對梁體逆時針旋轉趨勢的貢獻更大，溫度影響相對較小，在長期的制動力荷載和循環的溫升溫降作用下，使得梁體總體產生逆時針旋轉的趨勢。