某大桥支座损坏的原因及更换方案

某大桥支座损坏的原因分析及更换方案1前言高速公路某大桥通车一年后即出现了部分滑动支座损坏严重的现象。应业主要求，我们迅速派人调查支座损坏情况，组织有关人员分析支座损坏原因、制定支座更换方案，对方案进行理论论证及内力验算并立即组织实施。现已将损坏支座更换完毕，目前支座工作状态正常。2现状描述大桥共72跨1344个支座，其中TCYBF4250×64型384个，TCYBF4350×64型384个，TCYB350×64型576个。大桥于2000年5月份桥面砼铺装层施工完毕，10月份沥青混凝土面层施工完毕，2000年12月份正式通车。2001年12月份在对桥梁进行例行检查中发现66#墩左幅护栏有明显沉降，桥面(仅紧急停靠带)有错台现象，伸缩缝两侧高差值约为10mm，桥面没有任何裂缝。遂于2001年12月4日—2001年12月6日对全桥支座进行普查，结果发现66#墩左幅部分滑动支座损坏严重，42#、48#墩部分滑动支座有损坏情况。为进一步了解支座损坏发展情况，为更换支座方案的确定提供真实可靠的数据，2002年4月26日—2002年4月30日对全桥支座又进行了一次普查。从检查情况来看，支座绝大部分工作正常，出现损坏现象的都是TCYBF4250×64型，发生损坏较严重的位置集中位于左幅42#、48#、66#墩伸缩缝处。经连续观测，损坏情况没有大的发展。目前66#墩伸缩缝处支座严重开裂的有6个，中度开裂的有4个，轻微开裂的有4个，严重变形成腰鼓状(未开裂)1个，剩下一个正常工作。66#墩伸缩缝处错台(伸缩缝两侧高差)现状为行车道平均8mm，超车道平均5mm，紧急停靠带最大值(位于紧急停靠带外边缘)17mm，平均16mm，呈线性分布，如图1所示。图142#、48#墩伸缩缝处支座与66#墩相比损坏情况较轻，而且伸缩缝处错台现象不明显，行车无明显感觉，平均值3mm。具体损坏情况如下：42#墩支座严重开裂2个，中度开裂1个，轻微开裂1个，变形(倾斜)2个，正常工作10个。48#墩支座严重开裂3个，中度开裂1个，轻微开裂1个，变形(倾斜)1个，正常工作11个。3原因分析现场调查结束后，我们立即组织有关人员根据现场支座损坏情况、设计图纸对支座进行分析，发现支座损坏是因为支座受到剪切应力超过支座容许应力而造成的。初步确定支座损坏由下列因素引起：3.1施工造成的影响：接到图纸后，在业主、监理的要求与指导下，我们严格按照图纸及标书要求的工艺工法进行施工，每一道工序都得到临理的合格签证，施工工艺及施工质量不存在问题。但仔细分析后，认为下列施工允许误差可能会对支座产生不利影响，具体如下：3.1.1鉴于目前施工工艺及技术，支座垫石上的预埋钢板不可能达到绝对水平，《规范》允许偏差为3mm。我们认为施工误差会造成支座受力不均匀即局部受力，导致应力集中。具体计算如下：取最不利情况，设支座底板靠近梁端的两角比另外两角高3mm。由于施工中伸缩缝处支座采用直接架设，故边梁先期恒载完全由四个支座承担，后期恒载及活载横向分布按照半刚性桥面体系分布，经近似计算，边梁每个支座承受重量约为40t，按照简化受力图式进行计算，支座受力暂不考虑大梁纵向滑移影响，横向剪切力p横=p竖×Sin(arctg(3／400))，则支座额外承受横向剪切应力τ=p横／S=p横／(π×0.1252)，按照p竖=40×9800N=392kN代入，得到τ=59.892kPa。3.1.2支座垫石上预埋钢板的不水平直接导致不锈钢板的不水平，影响到支座的滑移，也会造成支座受力不均，局部应力集中。3.1.3箱梁底板预埋钢板的位置精确度也会导致支座不能按照设计要求受力，进而造成支座局部应力集中。3.1.4箱梁由于张拉起拱、混凝土本身弹性模量的不均匀性，或多或少总会发生轻微扭转变形，影响到底板预埋钢板位置的精确度，进一步导致上一款中所分析的后果。3.1.5箱梁体系转换时可能会发生轻微扭转现象，进一步加剧支座应力集中。3.2支座原材料：我们选择信誉好的厂家进货，进货后随机抽取一组送到同济大学检测合格，后又经业主、监理组随机抽取送检合格后方使用。而且每个支座出厂都附有合格证、质保书，支座的质量是有保障的。但我们分析后认为，从概率上讲，每个支座的质量情况都不可能完全相同，即产品质量具有不均匀性，正是这种不均匀性也会导致支座受力情况不完全一致，造成某个或某些支座受力较大，影响支座正常运营。另外，我们考虑到整体落梁时由于支座弹模K并不完全同，据有关资料，同一批合格产品弹模E最大可相差40％，本桥支座经上海同济大学实际检测两个支座模量最大相差15％，以某片大梁中某个支座比其余几个支座弹模大15％计算如下：图2如图2所示，为简化计算，单独研究一片梁受竖向荷载作用下由于弹模E不同导致的应力集中情况，并假设架梁时支座顶面水平。设E2=E3=E4=E，则E1=1.15E，按照静力平衡及物理变形约束条件，且p1+p2=p/2可得：p1/p2=1.15，p1=26.7％p。3.3设计原因3.3.1经我们与箱梁通用图原设计单位联系，30m跨径箱梁原配板式支座，但此工程套用了箱梁通用图原图，却将板式支座改变成球冠式支座。而本桥纵坡的实现是通过球冠支座顶面高差来完成的，这样会造成支座产生额外的剪切应力，支座局部应力过大，造成了支座损坏。本桥最大纵坡1.5％，可简化计算图式如下图3：图3对单个支座进行分析，计算图式采用图4：支座与大梁接触面将产生方向相反的一对力，大小为p×cosθ×sinθ，方向水平。由于调坡而在支座上额外产生的剪切应力τ=p×cosθ×sinθ／(0.058x0.25)=7.078kpa3.3.2《某大桥施工图纸》规定伸缩缝处滑动支座采用TCYBF4250×64型，而TCYBF4250×64型滑动支座允许压应力σ容=12.5MPa，仅在恒载作用下，只考虑到支座物理几何因素的差异，支座的最大压力P=483.728kN。再考虑到活载，荷载横向分布采用简便的杠杆分配法，近似计算得到活载可能产生的最大压力P=49.038kN，则支座承受的压应力在支座完全受压时。σ=10.853MPa。由于支座形式为球冠形，球冠高6mm，具体形式见右图5：图5在支座正常工作时，球冠部分被压平与大梁底预埋钢板紧密接触，则支座中心部分承受较高压应力，按照虎克定律，则支座顶中心部分承受压应力。σ=σ/64×E，而四周2cm左右承受压应力基本为0。这样一方面造成支座内部应力分布比较集中，造成支座早期损坏；另一方面，造成支座底板(四氟板)中心承受压力大，四周承受压力小，而四氟板的摩阻系数与所承受的压力近似呈反比关系。在大梁因受气温等因素影响伸缩时，支座四周的四氟板因与钢板的摩阻系数较大阻碍支座滑移，使大梁的变形全部由支座剪切变形来完成，支座的剪切变形容许值只有3.36cm，而大梁在温度变化25℃时变形量达到6cm多，这进一步加剧了支座损坏。综上所述，支座一方面因为内部应力集中，造成支座早期损坏；另一方面当大梁因受气温等因素影响伸缩时，支座因为滑移受阻额外产生很大的应力，这也是导致支座损坏的主要原因。4更换方案鉴于支座损坏状况，应将开裂的支座全部更换。初步设计更换方案为：采用小型板式千斤顶放在支座边起顶：拟采用的千斤顶规格尺寸具体为：吨位：50吨平面尺寸：75mm×l78mm高度：50mm行程：12mm支座平面布置图为：图6千斤顶布置立面图为：图7在如图位置千斤顶，八个千斤顶同时运作，将4片梁同时顶。待弹性压缩完成后，即千斤顶受力均匀后，进行下一步操作。安装测量梁体升高系统：采用在箱梁上固定坐标纸(米格纸)、在盖梁上用膨胀螺丝固定指示杆，利用指示杆上固定的指针相对于米格纸的移动来指示箱梁的起升高度。如下图所示。图8根据目前箱梁倾斜状况，先将箱梁纠正水平。以66#墩北侧为例：目前支座处箱梁底板与原来相差数值为：现在：6.26.16.36.15.65.54.64.5原来：6.66.66.66.66.66.66.66.6相差：0.40.50.30.51.01.12.02.1按照线性分布，计算各部分每次顶升高度分布如下：由于外侧高差比较大，最大为2.1cm，而千斤顶行程仅为12mm，中途需用垫块临时支撑，千斤顶回油后垫上垫块继续起顶。考虑到起顶时弹性压缩及垫块的空隙、弹性压缩，有效行程按照6mm考虑。则最外侧箱梁需要分4次顶升，每次顶升高度为：千斤顶编号：12345678第一次：11112255第二次：11113355第三次：11012355第四次：12123356单位(mm)箱梁纠正水平后，采用楔式临时支座临时固定，千斤顶缓慢回油。再用钢板或钢片垫高千斤顶，统一顶升8mm(考虑到支座高64mm，球冠高6mm)，立即用临时支座加固支撑，取出已经损坏的支座。根据箱梁底板预埋钢板位置确定支座正确位置并用明显颜色标记出来，放上新支座(应在四氟板上涂上硅脂油)。检查无误后，拆除临时支座，千斤顶缓慢回油，落梁到新支座上。5操作注意事项：5.1要采取专人指挥千斤顶顶升，保证每个千斤顶受力均匀，严禁出现千斤顶脱空现象。5.2千斤顶回油要缓慢，让应力转移有一个过程。5.3千斤顶两次起顶要间隔20分钟左右，让箱梁中应力缓慢释放。结束语：某地该类型的桥在我们随后的调查中，都不同程度地存在支座损坏的情况，特别是这种球冠支座。这种支座对在调节和适应箱梁底板浇注时造成的局限性(底板不平)上有一定的方便，但在受力上不尽合理。从我们更换下来的支座来看，支座中心受力大，边缘受力很小。在支座滑动时，边缘有一个阻力圈，这也是造成支座产生裂缝和损坏的主要原因。在支座的更换期间，我