陳仲揚，虞建成，李后川

（1.江蘇交通控股有限公司，江蘇 南京 210002；2.東南大學，江蘇 南京 210096）

1 工程概況

某連續(xù)鋼筋混凝土彎箱梁匝道橋跨越高速公路主線，平面位于R=200 m的圓曲線及A=70 m的緩和曲線上，縱斷面位于R=2 000 m的豎曲線上，如圖1所示。橋梁全長256.24 m，跨徑布置為10×25 m。橋面橫向設置單向4%超高橫坡，橋面全寬15.5 m，橫向布置為0.5 m（護欄）+6.75 m（行車道）+1.0 m（中央分隔帶）+6.75 m（行車道）+0.5 m（護欄）。鋪裝層為9 cm厚瀝青混凝土鋪裝。設計荷載采用汽—超20、掛—120。

箱梁截面中心高度為130 cm，單箱3室截面，直腹板；箱梁底寬10.5 m，箱梁頂寬15.5 m，翼緣板懸臂長度為2.50 m。箱梁腹板厚度由各跨跨中為36 cm折線漸變至橋墩(臺)橫隔梁處為50 cm，箱梁底板厚度由跨中為15 cm折線漸變至橫隔梁處30 cm，頂板厚度為20 cm。在墩頂和梁端設置橫隔梁，梁端橫隔梁厚0.8 m，墩頂橫隔梁厚1.5 m。

橋梁下部結構采用樁柱式墩、臺，橫橋向沿徑向設置，只在橋臺處設臺帽，其余墩均為分離的雙柱式墩身。墩柱采用圓形截面，柱徑1.2 m。各橋墩處，單根墩柱對應單根鉆孔灌注樁，樁徑1.5 m，設計樁長40 m，未設系梁或承臺；0#臺基樁直徑1 m， 10#臺基樁直徑1.5 m，設計樁長25 m。橋梁橫斷面布置如圖2所示。

圖1 橋梁平面、立面（半）布置圖（單位：cm）

圖2 橋梁墩、臺處橫斷面布置圖（單位：cm）

橋臺處單向活動支座采用GPZ2000DX，1#~4#、6#~9#橋墩處雙向活動支座采用GPZ4000SX，5#中墩處柱頂采用固定支座GPZ4000GD。

橋臺處采用D160型毛勒伸縮縫。墩、臺支座平面布置如圖3所示。

圖3 支座平面布置圖

2 橋梁病害分析

在早期橋梁養(yǎng)護檢查中，發(fā)現箱梁的外弧側兩橋臺擋塊發(fā)生了破損、擠碎現象，各中間橋墩活動支座的上、下鋼板之間發(fā)生了一定量值的橫向滑動等病害。并且后來該匝道橋跨越主線的第5跨曾經受到超高車輛的嚴重撞擊，造成該跨跨中附近箱梁內弧側腹板、底板局部破損。

在后期現場檢查發(fā)現，固定支座墩（5#墩）的兩根墩柱相對于相鄰的4#、6#墩墩柱明顯橫橋向傾斜。通過測量，地表以上6.25 m高墩柱的頂、底部相對變形為橫橋向12 cm（向外弧側傾斜）、縱橋向5 cm；且該墩柱底部地表以上2 m范圍內存在數條環(huán)狀裂縫，縫長均小于半圓周長。裂縫豎向間距為30 cm左右。裂縫寬度小于0.1 mm。經開鑿探測，裂縫深度小于1 cm。

根據以上病害情況結合大量文獻調研可知，對于連續(xù)彎箱梁橋在溫度作用、活載離心力等的作用下具有向外弧側爬移的趨勢，當橫向爬移到達一定量值后，可能會趨于穩(wěn)定，但是當約束條件變化，梁體剛度變化以及其它外界因素的干擾下，梁體向外弧側移動可能會繼續(xù)發(fā)展［1-3］。

該橋箱梁在受到汽車撞擊力的影響下再次發(fā)生了較大的橫向移位現象。結合對本橋特點的分析，溫度作用、活載離心力、撞擊力應是導致梁體和5#墩墩柱向外弧側發(fā)生橫橋向位移和彎曲變形以及梁體向江陰側發(fā)生縱向位移的主要原因，而梁體位移無法恢復則是由于支座摩阻力反作用、梁體剛度變化以及5#墩墩柱變形后可能存在反作用抵抗導致的。

由數次檢查結果可知，擋塊開裂、箱梁以及固定墩橫橋向變形是在不斷發(fā)展的，在梁體受到車輛撞擊前，梁體就產生了一定的橫橋向移位，這是溫度變化和離心力反復作用的結果。在車輛撞擊后，結合對墩柱、基樁工作狀態(tài)的理論分析，5#墩柱由于設置了固定支座，因橫橋向變形較大而承受橫橋向作用力，導致開裂而存在剛度降低現象，梁體無法恢復到原有位置［4］，但仍具備一定的彈性；但5#墩基樁存在較大變形并可能存在地表下樁身開裂病害，事實上通過開挖，地表下2 m范圍內樁身發(fā)現了更為嚴重的環(huán)向開裂現象，縫長大于半圓周長，裂縫豎向間距為25 cm左右，裂縫寬度最大超過0.5 mm，裂縫深度大于20 cm。土體對基樁的握裹、摩阻長度減小，已經降低了設計需要的部分承載作用，增加了樁身自由段長度，樁土共同作用有較大削弱。

3 處治對策分析

由于該橋橫向移位量值較大，并且5#固定支座墩柱病害較為嚴重，需要針對箱梁橫向移位病害以及墩柱開裂病害進行全面有效的處治。

3.1 墩柱改造

原5#墩的兩根墩柱已經傾斜且存在嚴重裂縫病害，從結構安全性與長期耐久性角度考慮，應對其進行更換改造，更換過程中設置了臨時鋼管支撐，確保在原5#墩兩根墩柱失去支承作用情況下或在后期5#墩改造過程中，臨時支撐能夠有效支撐箱梁且有效限制箱梁的豎向變形。

臨時支撐基礎設計時，考慮能夠提高5#墩橫橋向整體抗推剛度，使得5#墩能夠有效抵抗溫度、離心力、制動力等因素引起的箱梁、墩身橫向變形，增加橋梁橫向變形剛度，且確保基礎自身受力安全。

在5#墩處治的同時，利用施工有利條件，對相鄰墩同步進行改造，采取合理措施減小5#墩墩柱所受的徑向力，確保下部結構的受力安全。

根據上述考慮，對該橋墩柱采取了如下處治方案進行改造：

（1）先增設PHC管樁，并新增承臺將原樁基與新管樁連成整體，加強樁基礎的整體抗推剛度與承載力；

（2）利用臨時鋼管支撐先進行5#墩的反力轉換，把原墩柱支反力頂升置換到臨時鋼管支撐上。

（3）對于5#墩，保留利用原鉆孔灌注樁，拆除原墩柱；

（4）該連續(xù)彎箱梁橋聯(lián)長較大，對于僅在中間墩固定支座和橋臺處通過支座、擋塊限制箱梁橫橋向位移的原支承形式，經實踐論證其存在不足，不利于橋梁抗震，而且對于箱梁橫向位移的預估不足。為了保證結構不再出現同樣的病害，在改造5#墩時考慮采用整體性更好、抗推能力更大的墻式墩身與主梁固結形式［5］。因此，加固改造中在新增承臺上將原臨時鋼管支撐包裹澆筑形成5#墩新的墻式墩身，并與箱梁進行固結連接，局部形成剛架結構，對主梁受力也有一定的改善。臨時支撐和承臺立面如圖6所示。

圖4 臨時支撐和承臺立面圖（單位：cm）

在設置墩梁固結過程中，對其與原橋的雙圓柱式墩身的支撐形式進行了對比，相對于柱式墩身、墩梁鉸接方式，實體墩身自身的縱橋向與橫橋向抗彎剛度更強，與承臺、基樁的整體性要更優(yōu)；而且當采用墩梁固結方式時，更大的側向抗推剛度能夠更好地限制箱梁的平面位移、扭轉變形，墩身、承臺以及箱梁（中橫梁）形成整體后反而具備更好的橫橋向抗推性能，而且箱梁與墩身之間通過固結點傳遞彎矩對箱梁承受豎向荷載作用是有利的［6-7］。5#墩改造后的構造示

對5#墩采用墩梁固結的方式進行改造后，也使主梁在活載作用下的墩頂負彎矩和相鄰跨跨中正彎矩內力均有所減小，對橋梁結構受力有一定的改善，通過理論計算分析，加固前后上部結構主梁活載彎矩內力變化如表1所示：

意圖如圖7所示。

圖5 5#墩墩梁固結示意圖（單位：cm）

表1 加固前后上部結構主梁活載彎矩內力變化

（5）在4#墩、6#墩處，在原兩墩柱之間新增柱頂橫系梁，提高了橋墩的整體抗推剛度。

3.2 箱梁整體頂升

支座上下鋼板橫移錯位，對長期使用造成不利影響，應進行更換修復。理論分析結果表明，即使在當前箱梁所處的橫向彎曲狀態(tài)，理論上支承中心位置雖然發(fā)生了最大12 cm的橫向變化，但對箱梁內力的影響很小，支反力的偏心作用也不會對1#~4#墩、6#~9#墩墩柱的受力安全造成大的影響，而且實際上橫向彎曲未造成箱梁外弧側的開裂破壞，因此除5#固定墩柱外，總體上橋梁上、下部結構仍處于安全受力狀態(tài)。鑒于此，僅對箱梁進行整體豎向同步頂升，釋放固定約束以及支座摩阻作用以使得箱梁橫向彎曲變形能夠得到一定恢復，即使受限于溫度等因素的不可抗拒影響，部分位移可能仍然無法恢復，箱梁以及下部結構的受力安全也能夠得到保證，而且避免了側向頂推的風險、控制難度大和不可預測性?？紤]以上因素，采取更換支座、下部結構改造的總體方案，未對梁體進行橫向頂推復位。

3.3 支座形式改造

原設計中間墩除固定墩外均為雙向活動支座，為加強對上部結構的橫向限位，將原4#、6#墩處的外弧側雙向活動支座改為單向活動支座，即GPZ4000SX改為GPZ4000DX。

3.4 加強橋臺處擋塊

對橋臺處內、外弧側的擋塊一并處理，并且設計上增加了擋塊尺寸［8］，加強擋塊的抗推限位能力。原設計擋塊尺寸為30 cm（橫橋向）×40 cm（高度）×145 cm（縱橋向），而且擋塊與箱梁側面的凈距僅為1 cm。改造過程中將原擋塊鑿除，新?lián)鯄K尺寸調整為160 cm（橫橋向）×65 cm（高度）×145 cm（縱橋向），擋塊與箱梁側面凈距調整為5.4 cm，并在擋塊與箱梁之間安裝GJZ400 mm×400 mm×54 mm板式橡膠支座，使梁體在橫向力的作用下壓縮彈性支承產生一定的橫向位移，并起到緩沖作用，當外荷載的作用消失時，在彈性力作用下，部分橫向位移將會得到恢復。

4 結論

該橋根據以上處治方案改造加固完成后，考慮到橋梁的重要性、特殊性及施工差異性，同時也為驗證設計的合理性，對該橋進行了兩個月一次的長期跟蹤觀測，觀測的重點為5#墩墩身觀測、基礎沉降觀測以及箱梁變位觀測、梁體裂縫觀測等。通過兩年來的觀測，5#墩墩身無外觀病害，改造后沉降很??；箱梁未再次產生橫橋向位移，梁體未見新生裂縫。實踐證明，設計所采取的措施是合理可行的，改造施工是成功的，處治對策可供同類工程借簽。

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