■蘇少蘭

（寧德市交通建設(shè)發(fā)展中心，寧德 352101）

當(dāng)高速公路受用地和既有周邊構(gòu)造物影響時，有時不得不在復(fù)雜軟弱地層中布置大縱坡小半徑曲線橋。 但由于此類橋梁運營過程中常發(fā)現(xiàn)存在梁體偏位缺陷等問題，因此需要對橋梁進行偏位檢測和糾偏處理。 目前國內(nèi)對于梁體糾偏的研究屢見不鮮，如：楊澤君[1]在增加托換結(jié)構(gòu)臨時支撐的基礎(chǔ)上，采用橫向頂推的方法達到糾偏目的；呂宏奎等[2]設(shè)計了單點頂升和橫向復(fù)位的糾偏方案，并通過工程實踐證明該方案效果良好；李琦[3]探究了橋梁頂升及糾偏的數(shù)值計算模型的建立方法，并完成了橋梁的頂升、糾偏施工的仿真分析。 但前人研究鮮少采用三維激光掃描、雙速度法等檢測技術(shù)，基于此，本研究以某橋梁糾偏項目為依托，利用三維激光掃描、雙速度法檢測技術(shù)對橋梁梁體、墩臺進行檢測，并通過建模驗證，分析橋梁偏位成因，提出梁體糾偏建議，為類似項目提供參考。

1 工程概況

1.1 工程簡介

本文所述橋梁為某高速公路樞紐互通匝道橋，該橋全長871 m，上部結(jié)構(gòu)采用3×40 m 連續(xù)T 梁＋25.5 m 現(xiàn)澆箱梁＋（4×25＋16×20）m 連續(xù)T 梁＋（27＋30＋27）m 現(xiàn)澆箱梁＋（24＋30＋24）m 現(xiàn)澆箱梁＋（4×20＋3×20）m 連續(xù)T 梁，橋面凈寬13 m。 下部結(jié)構(gòu)為柱式墩、樁基礎(chǔ)；肋板臺、樁基礎(chǔ)。 發(fā)生偏位的橋梁為第10 聯(lián)和第11 聯(lián)，其平面位于R=230 m 曲線及緩和曲線內(nèi)，縱斷面位于4.6%下坡段內(nèi)，偏位段落橋型布置立面如圖1 所示， 橋梁典型橫斷面如圖2所示，橋梁支座結(jié)構(gòu)縱向布置圖如圖3 所示。

圖1 第10 聯(lián)、第11 聯(lián)橋型布置示意圖（單位：cm）

圖2 橋梁典型斷面布置圖（單位：cm）

圖3 橋梁支座結(jié)構(gòu)布置圖 （單位：mm）

1.2 橋位地質(zhì)情況

地勘報告顯示橋址屬沖海積平原地貌，地形平緩，以農(nóng)田、魚塘為主。 主要地層為：淤泥、粉質(zhì)黏土、卵石、全風(fēng)化花崗巖、碎塊狀強風(fēng)化花崗巖、中風(fēng)化花崗巖層，流塑狀淤泥層厚約6.0～19.5 m。 該橋在投入運營2 年后出現(xiàn)臺后沉降問題， 后續(xù)采用PTC 樁復(fù)合地基對臺后路堤進行處置。

1.3 橋梁偏位情況

通過查閱該橋竣工圖結(jié)合現(xiàn)場調(diào)查顯示，該橋38#臺、35#墩、31#墩T 梁采用φ 325×76 mm 四氟滑板橡膠支座，37# 墩、36# 墩、34# 墩、33# 墩、32# 墩T 梁采用φ425×75 mm 板式橡膠支座。 根據(jù)檢測報告內(nèi)容顯示，該橋存在支座串動、剪切變形，梁端頂緊，伸縮縫型鋼密貼缺陷?，F(xiàn)場測量顯示31#墩頂位置伸縮縫縫寬變大，梁端間的距離為20 cm，原設(shè)計梁端距離為11 cm；35#墩位置伸縮縫型鋼密貼，梁端間的最小距離為9 cm，原設(shè)計梁端距離為12 cm；38#臺位置伸縮縫型鋼密貼，梁端與背墻的最小距離為0，原設(shè)計梁端距離為6 cm，伸縮縫寬度情況如圖1 所示，研究認(rèn)為該橋存在縱向偏位。支座病害情況如表1 所示，現(xiàn)場調(diào)查情況及典型病害照片如圖4～6 所示。

表1 橋梁支座缺陷情況匯總

圖4 支座串動及梁端頂緊典型情況

圖6 支座病害平面布置圖

2 橋梁專項檢測

2.1 橋梁專項檢測方案制定

如上所述，該橋梁為小曲線大縱坡橋梁，且橋位處地質(zhì)較差，臺后軟基處理施工在橋臺施工之后。為了分析橋梁的偏位是T 梁上部結(jié)構(gòu)滑移還是下部結(jié)構(gòu)偏位引起的，本研究制定了專項檢測方案：（1）梁體偏位處橋梁外觀缺陷檢測；（2）橋梁墩臺垂直度檢測；（3）橋梁墩臺位置檢測；（4）橋位處周邊環(huán)境調(diào)查。 其中橋梁墩臺垂直度和位置可以利用三維激光掃描設(shè)備測量每個墩臺的平面位置并進行切片，從而獲取圓心坐標(biāo)值計算得到；墩臺樁基的完整性則利用雙速度法檢測獲得。 具體檢測設(shè)備如表2 所示。

表2 主要檢測儀器設(shè)備

2.2 專項檢測方法及結(jié)論

2.2.1 橋梁上部結(jié)構(gòu)外觀檢測結(jié)論

橋梁上部結(jié)構(gòu)主要存在以下典型病害：（1）梁端與背墻頂緊；（2）支座剪切變形；（3）伸縮縫型鋼密貼。 典型病害如圖7、8 所示。

圖7 梁端與背墻頂緊

圖8 伸縮縫型鋼密貼

2.2.2 三維激光掃描專項檢測方法及結(jié)論

橋梁構(gòu)造物掃描主要利用三維激光掃描儀以非接觸的測量方式獲取構(gòu)造物表面的三維坐標(biāo)。 三維激光掃描流程如圖9 所示。 三維掃描檢測結(jié)果（表3）顯示：（1）墩臺平面位置與設(shè)計相比無大差異，最大偏差為5 mm；（2）墩柱最大縱向傾斜量為14.8 mm，出現(xiàn)在33#墩；墩柱最大橫向傾斜量為14.6 mm，出現(xiàn)在33# 墩；所有墩柱垂直度均滿足規(guī)范要求；（3）相鄰兩根墩柱距離偏差值最大為34.2 mm，出現(xiàn)在35#和36#墩間。

表3 三維掃描檢測結(jié)果

3 橋梁偏位成因分析

3.1 有限元軟件計算

3.1.1 模型建立

為了模擬汽車荷載和臺后軟基處理對橋梁樁基受力變形的影響，通過有限元軟件建立計算模型，計算模型如圖10 所示。 模型順橋向長度為100 m，橫橋向?qū)挾葹?0 m，深度為40 m；樁基及地基處理所用的PTC 樁基均采用梁單元＋樁土接觸界面的形式模擬[5]。 地基土物理力學(xué)參數(shù)如表4 所示。

圖10 有限元數(shù)值計算模型

上部結(jié)構(gòu)按荷載等效加載在墩頂，荷載值為2 700 kN，水平向施加線性彈簧模擬支座側(cè)向約束。根據(jù)《公路橋梁抗震設(shè)計規(guī)范》（JTG/T 2231-01-2020）第6.2.7 條規(guī)定，四氟滑板橡膠支座剪切剛度k 計算公式如下：

式（1）中：Gd為板式橡膠支座的動剪切模量（kN/m2），一般取1 200 kN/m2；Ar為橡膠支座的剪切面積（m2）；∑t為橡膠層的總厚度（m）。

四氟板橡膠支座恢復(fù)力模型如圖11 所示。 四氟滑板橡膠支座的臨界滑動摩擦力計算公式如下：

圖11 四氟板橡膠支座恢復(fù)力模型

式（2）中：μd為滑動摩擦系數(shù)，取0.02；R 為支座所承擔(dān)的上部結(jié)構(gòu)重力（kN）。 經(jīng)計算，F(xiàn)max=μdR=0.02×2 700=54 kN，因此取墩頂水平屈服彈簧剛度為2 816 kN/m，屈服力為54 kN。

本橋為橋梁建設(shè)完成后通車，通車運營3 年后發(fā)現(xiàn)臺后路基出現(xiàn)沉降跳車現(xiàn)象，后挖除臺后路基施工PTC 樁。 模型建立多個施工步驟，各施工步驟的順序及持續(xù)時間如表5 所示。

表5 施工步驟

3.1.2 計算結(jié)果

根據(jù)計算顯示臺后軟基未處理時通車狀態(tài)下路基段沉降較大，對橋臺樁基存在影響，橋臺樁基最大縱向位移為11 mm；臺后軟基PTC 樁基施工過程中對橋臺樁基影響小，最大縱向位移為1 mm；軟基處理后，通車過程中橋臺縱向位移為2.6 mm。 由此得出臺后軟基未處理時通車是橋梁梁體偏位的原因之一。 各階段橋臺位移如圖12～14 所示。

圖12 軟基未處理時橋臺縱向位移圖

圖13 臺后軟基PTC 樁基處理后橋臺縱向位移圖

圖14 通車運營后橋臺縱向位移圖

3.2 原因分析

針對專項檢測報告結(jié)果，結(jié)合有限元軟件計算分析如下：（1）根據(jù)專項檢測顯示橋梁墩臺樁基完整性滿足規(guī)范規(guī)定，無明顯外觀缺陷；（2）橋梁墩臺平面位置及相鄰墩臺距離滿足設(shè)計要求；（3）墩柱垂直度滿足規(guī)范要求，未見墩柱明顯傾斜現(xiàn)象；（4）臺后軟基未處理通車對橋臺樁基礎(chǔ)有一定影響，臺后PTC樁基施工過程對橋臺樁基礎(chǔ)但影響很小。 綜上所述，本研究認(rèn)為橋梁墩臺位置未見明顯錯位，墩柱垂直度滿足要求，樁基完整性滿足要求，由此可以推斷橋梁墩臺及基礎(chǔ)未見明顯變形，橋梁梁體錯位主要是因為上部滑移導(dǎo)致的。 現(xiàn)場調(diào)查顯示梁體偏位段橋梁縱坡為4.6%，采用板式支座，位于同樣縱坡段的相鄰跨為現(xiàn)澆箱梁，采用盆式支座，卻未見梁體偏位跡象。 本研究認(rèn)為橋梁梁體支座調(diào)平設(shè)置不到位，由于橋梁縱坡較大，橋梁在自重影響下導(dǎo)致支座變形，支座的變形又進一步增大橋梁上部的下滑力，是導(dǎo)致橋梁梁體偏位真實原因。

4 橋梁上部結(jié)構(gòu)梁體偏位處置建議

4.1 梁體糾偏目的

如前所述，本橋偏位的主要原因是：由于橋梁縱坡較大，橋梁梁體在自重和車輛下坡沖擊力作用下有著縱橋向下滑的趨勢，支座安裝不到位，極易造成支座剪切變形，剪切變形造成支座局部受力過大，支座開裂破損失效，支撐不住橋梁上部結(jié)構(gòu)的下滑力，從而出現(xiàn)縱向滑移現(xiàn)象。 糾偏方案需要考慮解決支座復(fù)位、梁體按照原設(shè)計復(fù)位和增加橋梁縱向偏位的限位措施。

4.2 梁體糾偏建議

參照文獻[1-2]的糾偏方案均為利用單向千斤頂，通過設(shè)置反力架的方式進行，該措施反力架施工不到位會難以達到梁體糾偏效果，且頂推位移依靠人工監(jiān)測易出現(xiàn)偏差。 因此，本研究擬采用三向頂升裝置，結(jié)合PLC 多點同步頂升液壓系統(tǒng)對梁體進行糾偏。 具體方案為將梁體往上坡側(cè)頂推移動6 cm，重新施工密貼的伸縮縫，并在伸縮縫梁端增設(shè)橡膠墊塊，同時在每聯(lián)的連續(xù)墩相鄰梁片的端橫梁位置設(shè)置2 道鋼結(jié)構(gòu)限位措施。 頂升及限位方案如圖15～19 所示。

圖15 頂升糾偏立面圖

圖17 頂升糾偏橫斷面布置圖

圖18 頂升糾偏梁端處置大樣及頂升裝置圖

圖19 梁端限位設(shè)置示意圖

4.3 梁體糾偏實施要點

4.3.1 千斤頂選用

荷載計算。一孔T 梁自重：89.05×26=2 315.3 kN；橋面鋪裝自重：51.84×20=1 036.8 kN；防撞護欄自重：7.8×20×2=312 kN；活載：（10.5×20＋300）×2=1 020 kN；一孔荷載組合為：1.2×（2 315.3＋1 036.8＋312）＋1.4×1020=5 824.9 kN，即582.5 t。

三維調(diào)整液壓千斤頂承載能力大，可根據(jù)實際需要調(diào)整承載能力，單臺承載能力為50～1 000 t，如上計算顯示上部荷載總重為582.5 t，考慮1.5 的安全儲備， 故每個墩頂按照梁片數(shù)選用4 個KETSWD-250 規(guī)格千斤頂，其規(guī)格尺寸為600 mm（縱向）×600 mm（橫向）×200 mm（高度）。

4.3.2 糾偏實施要點

安放上述選定千斤頂進行油泵系統(tǒng)的連接，形成頂升梁體系統(tǒng)。 經(jīng)過油泵系統(tǒng)排空、調(diào)試，各方面工作就緒后進行頂梁預(yù)演，確保無誤后，著手進行下一步頂梁施工， 設(shè)計考慮對全聯(lián)T 梁進行頂升，待梁體橫移完畢，再統(tǒng)一將頂升的T 梁回落。 糾偏流程圖如圖20 所示。

圖20 梁體糾偏流程圖

糾偏實施要點如下：（1）前期準(zhǔn)備工作內(nèi)容主要包括頂升平臺搭設(shè)、千斤頂安置及調(diào)試，為滿足同步頂升需求，宜采用統(tǒng)一型號伸縮縫。 千斤頂安放必須平穩(wěn)。 所有千斤頂及油泵進場前均應(yīng)進行標(biāo)定。（2）如上計算墩頂單個支座支反力為116.5 t，預(yù)頂升主要工作內(nèi)容為在設(shè)備調(diào)試正常后頂?shù)街ё嬎惴戳Φ?0%左右即58.3 t，持荷5～10 min 檢查頂升設(shè)備的安全性，無任何異常后千斤頂回落到原位；待停放20 min 后，以頂升位移控制為主，將梁體頂升至脫離原支座1～2 mm，檢查所有支座與梁體脫開情況，同時測定梁體總重及各支座反力。 預(yù)頂升主要是為了檢查頂升監(jiān)控系統(tǒng)是否正常工作。（3）正式頂升主要工作內(nèi)容為利用千斤頂垂直方向逐級頂升梁體至支座脫開為限，一般控制在5 mm左右。 梁體頂升高度滿足要求后，根據(jù)每片梁片的偏位情況利用三維千斤頂逐級縱向頂推。 每級頂升的觀測時間規(guī)定為：每級頂升完畢后，每15 min 觀測一次；累計1 h 后，每隔30 min 觀測1 次。 （4）落梁，待梁體縱向按設(shè)計歸位后利用三向千斤頂分組、分級循環(huán)落梁，梁頂高程回落到設(shè)計高程。 （5）施工監(jiān)測措施，糾偏前在橋面上設(shè)觀測標(biāo)志（每孔設(shè)4個）糾偏施工時由專業(yè)技術(shù)人員采用全站儀對監(jiān)測點進行測量監(jiān)測頻率為每次頂升前、頂升時、頂升后，以便準(zhǔn)確反映梁體頂升過程各個方向的變位。 監(jiān)測點布置示意如圖21 所示。

圖21 監(jiān)測點布置示意圖

5 結(jié)語

本文針對可能發(fā)生橋梁偏位的原因，制定專項橋梁檢測方案，并利用三維激光掃描儀和雙速度法分別對橋梁梁體、墩臺平面位置、墩柱垂直度進行檢測，并配合有限元計算分析橋梁偏位原因，制定利用三向頂升裝置的梁體糾偏建議。