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分析獨柱預應力彎梁橋事故
2011-01-14 00:00

  綜合近幾年來,深圳及周邊地區彎橋所發生的問題。事故多發生在獨柱預應力彎梁橋。橋梁中心線曲線半徑R=60~300米,橋梁寬度B=8~16.5米,事故發生的時間在施工中或運營1~5年中。

事故發生的原因是多方面的,即有施工方面的原因,也有設計方面的原因。現將有關情況(不含泥崗立交)匯報如下:

(a)中間墩A6~A10均為多向活動盆式橡膠支座,其抵抗水平力、水平位移的能力較弱。當摩阻系數μ≤0.015時,在溫度力作用下A6~A10墩水平力均超過支座摩阻力而發生滑動。

(b)梁體位移發生過程,應包括二個階段:

1)在溫度力和日照溫差荷載在長期反復作用下,梁體中間支承出現較大的平面累計位移。即“彎、斜橋的爬行現象”

2)當平面累計位移發展到一定階段,支承體系偏心達到一定數值時(見前述—臨界狀態各墩支承偏心值表),結構支承體系中的邊支座A5、A11出現內側橡膠支座的脫空現象,同時扭轉變形造成的梁體自重水平力分力,以及溫度力、日照溫差荷載產生的水平力造成梁體的突然變位

按上述分析,主梁發生嚴重側向位移和轉動的過程應是:

  梁體中間支承發生的累計水平變位→主梁在較大偏心支承作用下發生翻轉→由于翻轉產生的主梁自重水平分力加劇了水平變位的發生→全聯支承系統(包括抗震錨栓)失去抵抗水平力能力發生突然側移和翻轉。由此可以看出,橫橋向的累計位移是造成梁體側移和翻轉的重要因素。

(d)設計規范中,對盆式橡膠支座有關聚四氟乙稀板的摩擦系數有關規定(常溫下μ=0.05),與實際廠家產品出廠時的檢驗標準出入較大(出廠時μ≤0.01)。對上部結構的整體抗滑動穩定性是明顯的不安全因素。

(e)支座預偏心設置不合理(原設計中間四個墩預偏心設置為45、0、0、30厘米)。由于中間三個大跨未設置預偏心,其扭轉跨徑依然較大,主梁扭矩未得到明顯改善。

事故處理:

(a)在兩側臨近邊墩的中墩加設蓋梁,加大墩柱截面,由φ160厘米增大為280X200厘米橢圓形截面。將原設計單點支承改為兩點抗扭支承,增加全橋的扭轉約束、減小扭轉跨徑。

(b)改變中墩各墩的支座型號,其中中間墩改為盆式固定支座,其余兩墩改為單向活動支座(切向活動,徑向固定)。

(c)邊墩支座改為滑板橡膠支座。

(d)對全聯主梁頂升,進行縱向、橫向位移調整,恢復主梁縱、橫坡及平面位置。

目前事故處理正在進行中。

(5)深圳市北環路紅嶺立交、環彩立交(建成年代不詳)兩座立交近期才發現問題,具體情況尚在了解中。

綜合上述:深圳市近年來獨柱支承預應力彎梁橋所發生的事故可歸結為:

(1)對預應力鋼束產生的扭矩認識不足,計算分析中未計入預應力對扭矩的影響。

(2)支座預偏心設置不合理,致使全梁扭矩分布得不到改善,從而引起端部(抗扭支承)曲線內側支座脫空。

(3)支承體系設計不合理。或全部采用雙向活動支座,或全部采用球型支座,致使支承體系在平面外約束較弱,導致平面外的位移。

(4)設計中對長期荷載,特別是對溫度力、制動力、收縮、徐變引起的平面外水平變位認識不足,水平限位措施不利,導致上部結構主梁在長期荷載作用下的“水平爬行現象”。

(5)設計中對獨柱預應力彎橋,特別是分段澆筑預應力彎橋臨時支承,未做明確、詳細的設計說明,致使施工時支架垮塌造成事故。

(6)現行橋梁設計規范急待修訂,特別是對于彎、坡、斜橋缺乏明確規定,致使其無“規”可尋,必須加強有關技術規定。

(7)設計規范中,對盆式橡膠支座有關聚四氟乙稀板的摩擦系數有關規定(常溫下μ=0.05),與實際廠家產品出廠時的檢驗標準出入較大(國標出廠時μ≤0.01)。設計中對上部結構的整體抗滑動穩定性未予考慮。

(8)未注意《橋規》中對于支座最小壓力的控制。


(1)深圳市春風路高架橋(1994年建成)

  該橋為獨柱三跨預應力連續彎梁,橋梁中心線曲線半徑60米,采用單箱單室箱型截面,全寬10.5米,兩側懸臂3.0米(詳細情況不詳)。在施工預應力張拉后發生梁體的轉動,導致梁體曲線內側支座脫空。

該橋發生問題的主要原因:

(a) 由于箱梁兩側外懸臂較大,箱梁底寬較小,使得由兩塊板式橡膠支座組成的抗扭約束抵抗力矩不足,造成梁體扭轉變形。

(b) 對梁體內預應力產生的扭矩缺乏足夠的認識。

事故處理:

(a)通過頂升兩側端支點處內側,對支座施加預加力,調整橫坡,減小支座負反力,消除支座脫空現象。

(b)在主梁內側施加壓重荷載,調整全梁扭矩分布,增大邊墩內側支座反力。

(2)深圳市濱河路車公廟立交(1998年建成)

  該橋采用單箱雙室箱型截面,橋梁中心線曲線半徑R=266.3米,6跨一聯,長度、跨度較大,其中中間兩孔跨度為62.8米、59.2米,中間三個支承采用獨柱支承,其余為雙柱支承。該橋全寬10米,兩側懸臂2.0米,梁高2.8米。施工采用分段澆注、分段張拉預應力方法。首先澆注中間兩跨(62.8+59.2米),經過張拉設備張拉預應力后,澆注兩側邊孔。預應力通過連接器連接。該橋施工第一澆筑段,預應力張拉后,按照施工程序拆除跨中支架時,引起梁端及中間支承附近梁體外側支架承載能力不足,產生支架垮塌,主梁產生翻轉。

該橋發生問題的主要原因:

(a)在第一段砼澆筑、預應力張拉完成后,梁體跨中部位支架脫空,支點附近支架不足以承受梁體自重及預應力產生的扭矩,而造成支架的垮塌。

(b)設計中特別是第一澆筑段單點支承支點附近的支架沒有提出具體、明確的技術要求,造成支架在預應力張拉后,支點附近支架承載能力不足。

(c)對梁體內預應力產生的扭矩缺乏足夠的認識。

事故處理:

(a)針對事故發生的原因,對第一段澆筑主梁進行多點頂升,恢復梁體的扭轉變形。

(b)加強第一段澆筑梁體的臨時支承,在梁體扭轉變形得到恢復后,進行下一澆筑段的施工,使全橋形成穩固的結構體系。

(3)深圳市濱海大道南油立交及僑城東路、僑城西路立交(1999年建成)

  三座立交采用同樣的設計手法,發生同樣的問題。出問題三座匝道橋均采用獨柱三跨連續梁結構,邊墩采用隱蓋梁。其中中跨為35~45米,邊跨為30~35米,梁體中心線圓曲線半徑為68.5米或83.5米。橋梁寬度8米,箱梁底寬3.8米,外懸臂2.1米,主梁梁高2.0米(中跨45米)、1.65米(中跨35米)。中間獨柱支承采用雙向活動盆式橡膠支座。

  其中南油立交匝道在進行荷載實驗時發生梁體的較大偏轉,最大偏轉為1.53%,外側最大下沉為60厘米,內側最大上翹為63厘米,主梁向曲線外側最大滑移為45厘米。
同時其余兩座立交匝道也發生了不同程度的偏轉和側移,但由于未進行荷載實驗,發生偏轉和側移程度較小。

該橋發生問題的主要原因:

(a)全聯支承體系抗扭能力及水平方向抗滑動能力弱。

(b)預應力鋼束配置不盡合力。對預應力產生的扭矩缺乏足夠的認識。

(c)中墩支座預偏心設置偏小,結構分析表明未起明顯作用。

(d)雙向活動支座滑動系數設計中采用值與產品出廠指標差別巨大(國標μ≤0.01)。其滑動摩阻系數取值偏大對下部結構安全,但對預應力彎梁上部結構的滑動穩定性不利。

事故處理:

(a)對主梁進行多點頂升,以兩邊墩外側支座中心連線為軸,按剛體位移頂升主梁各控制點的相對位移值,梁體頂升的控制以頂力和各點相對位移比值雙控,恢復梁體變位。

(b)改變支承體系,加大墩柱截面。將原設計圓形墩柱改為橢圓形墩柱。將中墩墩頂單點雙向活動支座改為兩支點板式橡膠支座,使中墩形成抗扭約束,減小扭轉跨徑。

(c)中墩加樁、加大承臺,以抵抗中墩墩柱由于增加抗扭約束而產生的橫向彎矩。

(d) 為保證在運營階段,邊墩曲線內側支座不出現脫空現象。在恢復梁體位移、改變支承體系完成后,對邊墩內側支座施加頂力調整支座位置,拆除頂力后對邊墩內側支座形成預壓。

(4)深圳市華強北立交(1998年建成)

  該橋由多座橋梁組成其中A、B匝道橋均為6孔預應力砼連續梁,橋梁中線曲線半徑分別為255米和275米。橋梁全長239.504米,跨徑組合為26.083+37+54+34.421+54+34米,箱梁截面為單箱單室,梁高2.2米,箱梁頂寬9.0米,底寬5.0米,支座布置邊墩采用板式橡膠支座,其余均為雙向活動支座。

  該橋2000年6月在無任何先兆情況下,A匝道橋突然發生嚴重的梁體側向位移、平面外撓曲并伴隨嚴重的扭轉變形。各墩處徑向平移位移量分別為18、21、33、47、46、22、19厘米(A匝道),梁端端部扭轉角達2.42°和2.35°。兩側邊墩曲線內側支座已脫空。    

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