連續梁橋交接墩嚴重偏移病害原因研究

田世清，王俊新，石慶凡

(重慶橋都橋梁技術有限公司，重慶 400015)

連續梁橋交接墩嚴重偏移病害原因研究

田世清，王俊新，石慶凡

(重慶橋都橋梁技術有限公司，重慶 400015)

以盆式橡膠支座安裝缺陷和墩柱偏移病害調查結果為依據，對施工現場39座橋梁，130個橋墩(臺)，1 268個支座的數據進行分析，并對部分損壞支座進行解剖分析，揭示了連續梁橋交接墩嚴重偏移病害的原因。分析表明：支座支撐面安裝不水平、支座頂板與支座中心位置安裝存在較大偏離和溫差變化時梁體伸縮產生的力的共同作用下，連續梁橋交接墩容易出現偏移破壞。

橋梁工程；連續梁橋；交接墩；嚴重偏移；病害原因

重慶市石忠、彭武、渝鄰等高速公路較多連續梁橋交接墩先后出現向上坡方向嚴重偏移，最嚴重的偏移量達到45 cm，梁體幾乎掉落在蓋梁上。同時地面附近橋墩根部混凝土出現大量環向裂縫，對應橋墩上的支座嚴重超限滑移、剪切破壞。不少學者、工程師們也先后發表了多篇關于此類病害原因分析[1]的著述，但鮮有對病害原因的深度研究。筆者通過深入的病害調查及試驗研究，對交接墩實際偏移量遠遠大于支座支撐面不水平時橋梁上部荷載形成的水平分力對其推動產生的偏移量進行了深入研究，以期弄清病害原因。

1 支座安裝缺陷調查

1.1 支座未按照設計位置安裝

1)橫橋向支座中心未在一條直線上，有的靠前，有的靠后，每個支座間的間距也不均勻，如圖1。

圖1 支座實際安裝位置Fig.1 Actual installation location of support

2)支座頂板中心與支座中心偏離(溫度調整一般在縱向考慮,但調整量會有規律性,同排一般一樣)，在縱向或橫向上，使支座出現偏壓。這兩種情況對支座的影響綜合表現為支座頂板中心與支座中心不重合，改變了支座允許滑移量。經統計，這種缺陷最嚴重的同排支座偏離值達到100 mm。如圖2、圖3。

圖2 支座頂板中心與支座中心偏離Fig.2 Deviation of support roof center and bearing center

圖3 活動盆式橡膠支座實際安裝Fig.3 Actual installation of movable basin rubber support

1.2 支座頂板安裝不水平

支座頂板安裝成與梁體縱坡基本一致(因為梁底預埋鋼板安裝成與梁體縱坡基本一致，未進行調平處理)，支座滑動面也處于不水平狀態。

1.3 支座底板安裝不水平

由于支座墊石表面不水平，支座安裝時又未進行調平處理，直接將支座放置在墊石上，導致支座底板不水平。支座底板不水平，導致聚四氟乙烯板也不水平。

1.4 支座破壞調查

1)支座破壞主要表現為超限滑移、聚四氟乙烯板外露并破壞，現狀如圖4。

圖4 支座超限滑移及聚四氟乙烯板外露現狀照Fig.4 Transfinite slip of support and exposure of teflon plate graph

2)破壞的支座解剖[2]后，發現盆式橡膠支座頂板不銹鋼冷軋鋼板、橡膠板和聚四氟乙烯板被嚴重破壞，尤其聚四氟乙烯板被推擠成無數個約6 mm厚以內的褶皺或壓埂，如圖5。

圖5 破損支座解剖Fig.5 Anatomic images of the damaged support

2 支座滑動及破壞過程研究

支座的滑動及破壞過程可化分為4個階段，分別是正常滑動階段、輕微破壞階段、嚴重破壞階段和不銹鋼冷軋鋼板破壞階段。

2.1 正常滑動階段

從活動盆式橡膠支座的結構可以看出，支座頂板首先沿著滑動面自由滑動，直到不銹鋼冷軋鋼板邊緣剛好滑移至聚四氟乙烯板的邊緣，在允許滑移量范圍滑動時，不會對聚四氟乙烯板產生破壞，屬于正常滑移階段。如圖6,圖7。

圖6 活動盆式橡膠支座安裝初始位置Fig.6 Initial position of the movable basin rubber support installation

圖7 活動盆式橡膠支座正常滑移的臨界位置Fig.7 Critical position of the movable basin type rubber support on normal slip

2.2 輕微破壞階段

當不銹鋼冷軋鋼板邊緣逐漸滑入聚四氟乙烯板內時，導致兩者之間的接觸面變小，接觸部分聚四氟乙烯板受到的壓強不斷增大。在壓強大到超過聚四氟乙烯板的抗壓強度時，其厚度被壓縮變形，不銹鋼冷軋鋼板的邊緣就會嵌入其內，使其外露面形成一道埂(簡稱“壓埂”，下同)，如圖8。

圖8 聚四氟乙烯板形成第一道壓埂Fig.8 The first pressure ridge of teflon plate

以某連續梁橋跨中伸縮縫對應相鄰2跨的簡支梁和交接墩支座為例：1號梁的右端和2號梁的左端分別有A支座與B支座。分析此時壓埂的受力情況。

溫度升高時，梁體伸長，由于B支座壓埂的約束，處于下坡一側的2號梁對B支座形成膨脹推力M[3]，如圖9。

圖9 溫度升高時，2號梁通過B支座壓埂對橋墩形成膨脹推力MFig.9 Expansion thrust M of No. 2 beam on the pier through B bearing pressure ridge with the increase of temperature

溫度降低時，梁體縮短，由于A支座壓埂的約束，處于上坡一側的1號梁對A支座形成收縮拉力L，如圖10。

圖10 溫度降低時，1號梁通過A支座壓埂對橋墩形成收縮拉力LFig.10 Contraction force L of No. 1 beam on the pier through A bearing pressure ridge with the decrease of temperature

推力M和拉力L都是梁體在溫度變化時產生的力，在一端受固定墩約束和一端受壓埂的約束條件下，此力非常大，完全能夠推動墩柱向上坡方向偏移[3]。

支座A和B可以看成和墩柱是一個整體，墩柱偏移變形后會產生彈力，當這個彈力大于不銹鋼冷軋鋼板切削壓埂所需要的力(壓梗的抗剪強度)時，壓埂就被切削掉了。壓埂被切削的過程，也是溫度力推動墩柱繼續偏移的過程[4]。由于上部荷載壓力的作用，雖然壓埂被切削掉了，但墩柱偏移變形也不能完全恢復。

當第2個溫差形成時，繼續分析圖9、圖10，不難得出聚四氟乙烯板產生第2個壓埂和又被切削的過程，如圖11。

圖11 聚四氟乙烯板形成第二道壓埂Fig.11 The second pressure ridge of teflon plate

當溫度反復升降時，遂形成第3道壓埂、第4道壓埂、…、第N道壓埂，這些壓埂又先后被切削，這也是聚四氟乙烯板上坡一側邊緣被切削變成刀口狀的原因。

當梁體溫差變形量小于需要被切削壓埂的厚度時，壓埂便不再被完全切削掉，而是形成一個褶皺。

2.3 嚴重破壞階段

每個氣溫升降周期，墩柱都會不斷向上坡方向偏移，A支座和B支座上的聚四氟乙烯板都會不斷交替破壞，形成更深的壓埂，越來越嚴重。隨著之后不斷產生的溫差，聚四氟乙烯板上便留下一個一個的褶皺，直到被推擠隆起，進入嚴重破壞階段。如圖12。

圖12 聚四氟乙烯板被推擠形成褶皺和隆起Fig.12 The wrinkles and uplift of teflon plate formed by push

由于此階段不銹鋼冷軋鋼板已不能切削壓埂，故壓埂對梁體溫度變形的約束越來越明顯、越來越強，在溫度力作用下對墩柱形成的推力(或拉力)也越來越大，墩柱向上坡方向偏移的速度越來越快，偏移值越來越大。

2.4 不銹鋼冷軋鋼板破壞階段

當不銹鋼冷軋鋼板完全滑出聚四氟乙烯板后，與支座中間鋼板接觸，形成鋼板與鋼板之間的推擠。由于中間鋼板嵌入支座底板內，底板又與墊石錨固，而不銹鋼冷軋鋼板僅點焊在支座頂板上，所以不銹鋼冷軋鋼板焊縫被剝開，繼續推擠形成隆起破壞，如圖13。

圖13 不銹鋼冷軋鋼板被支座中間鋼板推擠形成隆起破壞Fig.13 The bulge fracture of cold rolled stainless steel plate formed by push

3 支座滑動和破壞過程實例驗證

以渝鄰高速楠花2號橋為例，計算驗證支座滑動和破壞過程[4-5]。

楠花2號橋位于重慶渝鄰高速公路一直線段上，橋面全寬24.5 m，分左右兩幅，橋長284.04 m。右幅上部結構均按4×30.0 m+5×30.0 m布置，每跨由5片長30.0 m預應力混凝土簡支T梁組成，下部結構為鋼筋混凝土雙柱式墩，橋面設計縱坡1.14%。4 # 墩為交接墩，設置單向滑動盆式支座，設計允許滑移量為10 cm。橋梁設計荷載為“汽車-超20、掛車-120”。右幅4#橋墩墩柱及蓋梁均采用C30混凝土，墩柱直徑均為1.5 m，墩高均為22 m。

橋梁缺陷及病害情況：右幅4 # 墩支座頂板與支座中心安裝偏離值最大達到4 cm，實測4#墩支座支撐面坡度平均為3.84 %，右幅4#墩柱墩頂向鄰水方向(上坡一側)偏移28.0 cm，地面以上4 m范圍內有19條裂縫。

根據墩柱實際尺寸及相關圖紙采用Midas Civil 2012有限元計算軟件對其進行建模計算分析[6]。

3.1 水平分力作用下墩頂偏移量計算

橋梁上部荷載對橋墩壓力的水平分力[6]為

F=G×cosθ×sinθ=214.62 kN

在此工況下，計算得出右幅4 # 橋墩最大水平位移(即墩頂偏移量)為6.32 cm，如圖14。

圖14 右幅4號墩位移結果Fig.14 No. 4 pier right range displacement results map

3.2 支座滑移程度分析

右幅4#墩支座設計滑移量為10 cm，由于頂板與支座中心安裝偏離值最大達到4 cm，相當于支座實際允許滑移量只有6 cm[7]。墩柱頂部在上部荷載的水平分力作用下偏移值為6.32 cm，已經超過支座的實際允許滑移量，此時不銹鋼冷軋鋼板已經伸入聚四氟乙烯板內，溫度變化時，梁體伸縮產生的力對其形成壓縮和剪切。

3.3 墩柱頂部實際偏移狀況下需要的推力計算

墩頂實際向上坡方向偏移28.0 cm，計算得出需要的推力為950.85 kN，如圖15。梁體變形產生的力要遠遠大于950.85 kN，能夠推動墩柱持續偏移[8]。

圖15 4號墩偏移28.0 cm時的位移結果Fig.15 No. 4 pier displacement results map with offset 28.0 cm

4 結 語

由于支座支撐面安裝不水平，當溫度變化時，連續梁橋交接墩會在上部荷載的水平分力作用下產生偏移，支座頂板與支座產生相對滑移。由于支座頂板與支座中心位置安裝偏離，減小了支座實際允許滑移量。當水平分力作用下橋墩的偏移值大于支座實際允許滑移量時，不銹鋼冷軋鋼板邊緣便伸入到聚四氟乙烯板內并形成壓埂。在溫度變化時，梁體伸縮產生的溫度力通過壓埂不斷作用在橋墩上，推動墩柱持續向上坡方向偏移。這個過程中，聚四氟乙烯板上的壓埂越來越多，逐漸形成褶皺和隆起，甚至不銹鋼冷軋鋼板也被推擠隆起。隨著橋梁使用時間的延長，由溫度變化產生的力對橋墩的推動成百上千次地發生，最終導致橋墩嚴重偏移，直至落梁。這就是為什么交接墩實際偏移量遠遠大于支座支撐面不水平時橋梁上部荷載形成的水平分力對其推動產生的偏移量的原因。

通過本次研究，弄清了連續梁橋交接墩向上坡方向嚴重偏移的誘導原因和直接原因，也揭示了支座嚴重剪切破壞的發展過程和原因，為橋梁建設和養護施工中對支座安裝質量的控制加深了認識，給同類病害的處治提供了寶貴的理論支持。

[1] 田世清,石慶凡,唐賜明，等.李家灣大橋墩柱糾偏技術介紹[J].公路交通技術，2013(1)：56-58. TIAN Shiqing，SHI Qingfan,TANG Ciming, et al. Introduction of corrective techniques for pier studs of Lijiawan Bridge[J].TechnologyofHighwayandTransport, 2013(1)：56-58.

[2] 張延年,單春紅,鄭怡,等. 凍融條件下公路橋梁四氟滑板氯丁橡膠支座力學性能試驗[J]. 沈陽建筑大學學報(自然科學版), 2013, 29(2) :282-289. ZHANG Yannian，SHAN Chunhong,ZHENG Yi, et al. Mechanical tests of tetra fluoride skateboard plain chloroprene rubber bearings of highway bridge under freeze-thaw cycle condition[J].JournalofShenyangJianzhuUniversity(NaturalScience), 2013, 29(2): 282-289.

[3] 劉文光,楊巧榮,周福霖. 建筑用鉛芯橡膠隔震支座溫度性能研究[J]. 世界地震工程,2003,19(2):39-44. LIU Wenguang，YANG Qiaorong,ZHOU Fulin. Temperature properties of lead rubber bearings for building[J].WorldEarthquakeEngineering,2003,19(2):39-44.

[4] 曾勇.田世清,唐賜明. 連續梁橋橋墩糾偏頂推受力分析[J].中外公路，2013,33(3)：86-88. ZENG Yong, TIAN Shiqing, TANG Ciming. Stress analysis of bridge pier of continuous girder bridge[J].JournalofChina&ForeignHighway，2013,33(3)：86-88.

[5] 聶利英,李建中,范立礎. 滑動支座豎向動反力對橋梁結構動力性能的影響[J]. 同濟大學學報(自然科學版),2002,30(11):1290-1294. NIE Liying，LI Jianzhong,FAN Lichu. Effects of dynamic vertical resistance force of sliding bearing of bridges[J].JournalofTongjiUniversity(NaturalScience) ,2002,30(11):1290-1294.

[6] 張浩,石名磊,胡伍生,等. 互通區跨線橋鄰近路基墩柱偏移事故分析[J]. 東南大學學報(自然科學版),2013,43(3):617-623. ZHANG Hao, SHI Minglei, HU Wusheng, et al. Analysis of sloping pier nearby embankment of overpass bridge in interchange[J].JournalofSoutheastUniversity(NaturalScienceEdition) ,2013,43(3):617-623.

[7] 周效軍,佘知真,李杏平,等. 新型復合滑移隔震裝置的試驗研究[J]. 江蘇建筑,2011(5):55-59. ZHOU Xiaojun, SHE Zhizhen,LI Xingping, et al. Experiments on a new type of seismic isolation bearing[J].JiangsuConstruction,2011(5):55-59.

[8] 祝小龍,趙春花,周成濤. 某高架橋橋墩傾斜成因分析及安全評估[J]. 中外公路,2013,3(4):208-211. ZHU Xiaolong, ZHAO Chunhua,ZHOU Chengtao. Cause analysis and safety assessment of viaduct bridge pier[J].JournalofChina&ForeignHighway,2013,3(4):208-211.

Disease Cause of Severe Deviation of Transfer Piers of Continuous Beam Bridge

TIAN Shiqing, WANG Junxin, SHI Qingfan

(Chongqing Qiaodu Bridge Technology Co., Ltd., Chongqing 400015, P.R.China)

According to the investigation results of the installation defects of basin rubber support and deviation disease of transfer piers, the causes of severe deviation disease of transfer piers of continuous beam bridge were revealed by the analysis on the data of 39 bridges, 130 bridge piers and 1 268 supports at the construction site and the anatomy analysis on some damaged supports. The analysis indicates that the deviation damage is easy to occur at transfer piers of the continuous beam bridge in such cases, the un-horizontal installation of bearing support surface, the large deviation of the installation of the support roof and support center and under the combined action of the force of the beam expansion under the temperature difference.

bridge engineering; continuous beam bridge; transfer piers; severe deviation; causes of disease

10.3969/j.issn.1674-0696.2016.03.04

2015-02-12；

2015-07-29

田世清(1971—)，男，四川達州人，高級工程師，主要從事橋隧維修加固、橋梁健康監測方面的研究。E-mail: 13308390607@189.cn。

王俊新(1986—)，男，河北秦皇島人，工程師，主要從事橋隧檢測及加固維修方面的研究。E-mail: 18896017358@189.com。

U445.7

A

1674-0696(2016)03-017-05