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摘要：由于钢筋砼T型梁预制、安装技术简单，便于施工等特点，目前应用较广，但T梁间混凝土接缝容易出现漏水、钢筋锈蚀等现象，导致桥面铺装损坏、单梁受力等病害，本文结合徒骇河大桥的病害检测，分析T型组合梁桥的病害成因。
关键词：T型梁桥 桥梁病害 成因分析
中图分类号：K928.78 文献标识码：A 文章编号：
1 概述
徒骇河大桥位于京台高速公路德州段，跨径布置12×25m，设计荷载：汽—超20级、挂—120。上部结构为预应力混凝土组合T梁，预制T梁采用50号混凝土，现浇桥面板采用40号混凝土；板式橡胶支座；下部结构为钢筋混凝土桩柱式墩台。
该桥处于国道主干线—京福高速公路上，于1997年建成通车，桥上交通繁忙，车流量大，特别是近年国民经济的高速发展，车流量增加很快，桥上车流量已近饱和。严重超载车辆的总重、轴重大于设计规范规定的相应值，在桥梁、路面结构中产生的内力（应力）达到或超过其疲劳承载力，使桥梁、路面过早损坏。由于该桥桥面板、桥面铺装损坏严重，于2002年对损坏的部分桥面板拆除后重新浇筑混凝土，桥面铺装改造为钢筋混凝土结构。但桥面铺装又已经严重损坏，出现了大面积开裂，多处出现坑洞，养护任务十分繁重，且存在安全隐患。
2 桥梁病害检测分析
2.1 桥梁病害
2003年5月，山东省桥梁检测中心对该桥进行了定期检查，部分支座变形、开裂，左幅7孔4＃T梁马蹄两侧纵向开裂， 2002年加固时横隔板粘贴钢板的结构胶开裂，全桥桥面铺装开裂、磨耗严重，左幅2＃伸缩缝有跳车现象。按《公路桥涵养护技术规范》的方法对该桥进行评价，该桥总体评分为87分，评定该桥为二类桥，说明该桥工作状况良好。
2.2 荷载试验结果分析
由于该桥T梁间混凝土接缝漏水、钢筋锈蚀，桥面板有纵向裂缝，桥面铺装局部损坏等，为确保桥梁安全，2004年7月山东省交通建设工程检测中心对该桥进行了静载试验。试验选取右幅第2、第3跨进行，试验荷载效率为1.13，分3级加载，试验车列布置及各级荷载加载方式见图2.2—1。
2.2.1 挠度
试验荷载作用下第2跨实测最大挠度15.6mm,为计算跨径的1/1517,第3跨实测最大挠度12.8mm，为计算跨径的1/1848，小于规范限值L/600。根据第2跨实测挠度计算的跨中横向分布系数见表2.2.1—1，为便于比较，根据刚性横梁法按试验车列布置计算的横向分布系数也列于表中。
图2.2—1试验车列布置及各级荷载加载方式图
第2跨跨中横向分布系数比较表 表2.2.1—1
由表中实测与计算值比较可以看出，实测跨中横向分布系数比计算值最多大28％，最少小63％，在活载作用处的主梁跨中荷载横向分布系数大于计算值，在远离活载作用处的主梁跨中荷载横向分布系数小于计算值，说明设计计算假定的刚性横梁法存在较大误差。设计时根据刚性横梁法计算结果，最不利内力出现在边梁，其跨中横向分布系数为0.184，而实测3号梁跨中横向分布系数最大，为0.215，因此设计控制内力比实际内力小(0.215-0.184)/0.184=16.8%。
表2.2.1—2、表2.2.1—3分别列出了第2、3跨偏载实测跨中挠度、由实测横向分布计算的跨中挠度及跨中挠度校验系数。由表可见，第2、3跨偏载跨中挠度校验系数分别为0.75、0.59，第2跨满足《公路旧桥承载能力鉴定方法》规定的0.7～1.0的要求，第3跨则低于规定值，说明结构的刚度满足要求。
第2跨偏载跨中挠度校验系数表表2.2.1—2
第3跨偏载跨中挠度校验系数表 表2.2.1—3
第2跨1＃、2＃、5＃梁在各级荷载作用下的累计荷载效应比与累计挠度比见表2.2.1—4。由表可见，在各级荷载作用下，1＃、2＃梁累计挠度比高于累计荷载效应比，5＃梁则相反，说明在偏载作用下，1＃、2＃梁实际承担的荷载偏大，5＃梁实际承担的荷载偏小，进一步说明了主梁荷载分布不均衡，主梁间的横向连接偏弱。
卸载后主梁相对残余变形介于0～15％，符合《大跨径混凝土桥梁试验方法》规定的小于20％的要求。说明在试验荷载作用下，主梁处于弹性工作状态。
第2跨1＃、2＃、5＃梁累計荷载效应比与累计挠度比表2.2.1—4
2.2.2 应变
由于左右两幅桥间的通讯管线支架固定在内侧T梁桥面板上，将上部结构连接起来，试验时东幅双向通行，车流量很大，对试验跨影响很大，应变读数不断变化。但从采集到的应变值分布看，各梁应变实测值变化规律与挠度基本一致。
2.2.3 裂缝
在偏载作用下，第3跨1＃梁跨中外侧马蹄部位发现2条裂缝，缝宽0.01mm，卸载后裂缝闭合。第2跨1＃梁横隔板下的马蹄有1条裂缝，缝宽0.01mm，卸载后裂缝闭合。
2.2.4 检测结果分析
试验结果表明，在试验荷载效率为1.13的情况下，主梁在试验荷载作用下的变形满足要求，主梁仍处于弹性工作状态，其挠度校验系数小于规定值，说明主梁刚度、强度满足设计要求。
根据静载试验实测挠度和应变计算的荷载横向分布系数与设计假定按刚性横梁法计算的荷载横向分布系数相比差别较大，荷载作用处的主梁实际受力大于设计值。根据刚性横梁法假定，在活载作用时，横梁像一片刚度无穷大的刚性梁一样保持直线形状，即各片T梁在活载作用下其变形呈直线分布。但由实测跨中横向分布系数（或挠度）可以看出，各片梁跨中横向分布系数呈明显曲线分布，在活载作用处的主梁跨中荷载横向分布系数下挠，在远离活载作用处的主梁跨中荷载横向分布系数上翘，说明横梁变形比设计假定大，横向刚度不满足设计假定要求。这使作用在T梁的荷载不能有效向相邻梁传递，实际内力大于设计内力。同时设计假定桥面板为固结于T梁的单向板进行内力计算，由于横梁刚度低，不能有效约束T梁，T梁存在较大横向扭转变形，使桥面板约束条件发生了变化，桥面板变为弹性支撑板，弹性支撑板中内力大于固结板内力，是桥面板纵向开裂、桥面铺装纵向裂缝的主要原因。
横向连接弱对桥梁整体受力不利，容易使结合部变形过大，横向连接失效，出现单梁受力状况。现场观察到横隔板开裂、断裂，现浇桥面板混凝土与主梁结合缝多处漏水、开裂，桥面普遍存在纵向裂缝，部分桥面板破碎后正在不断更换等都说明该桥横向连接存在问题。
3、承载力分析
根据桥梁使用现状，T梁基本没有损坏，桥面板损坏严重，选取桥面板按《公路桥梁承载能力检测评定规程》对其进行承载力分析。
3.1 正常通行承载能力分析
根据《公路桥梁承载能力检测评定规程》规定，对于配筋混凝土桥梁，按《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D26-2004）进行强度验算的方程式变更如下：
Sd（γdG, γqξq∑Q）≤γd Rd（ξc Rc/γc，ξs Rs/γs）Z1(1-ξe)
由于桥面板跨度较小，恒载产生的内力所占比例小，可忽略不计，活荷载效应约比设计值增大到ξq=1.035；混凝土损伤比钢筋损伤严重，抗力按混凝土计算，不考虑安全储备，抗力约比设计值降低到ξc Z1(1-ξe) =0.883。因此考虑实际车辆荷载与设计荷载不同、桥面板损伤等不利因素后，桥面板名义承载能力降低到设计承载力的0.883/1.035=0.853。
3.2 单幅双向通行承载能力分析
单幅双向通行时构件承载力折减系数、大吨位车混入率、轴载分布都相同，仅交通量增加一倍。按桥上交通量统计资料，折合为小客车的双向交通量约30000辆/日，与设计交通量大致相等，单幅双向行驶时，相当于交通量增加一倍，查《公路桥梁承载能力检测评定规程》，对应交通量的活载影响修正系数ξq1＝1.20。由此计算汽车检算荷载的活载影响修正系数：
ξq=(ξq1ξq2ξq3)1/3=1.100。
即单幅双向通行时，汽车荷载的效应比正常通行时增大(1.100－1.035)/1.035＝6.3％。根据《公路桥梁承载能力检测评定规程》规定，不考虑安全储备，考虑实际车辆荷载与设计荷载不同、桥面板损伤等不利因素后，单幅双向通行时桥面板名义承载能力降低到设计承载力的0.883/1.100=0.803。与正常通行相比，其名义承载力降低0.853－0.803＝5％，说明单幅双向通行与正常通行时的承载力差别不大。
但桥面板已经损伤，其现状名义承载力仅为设计承载力的80.3％，单幅双向通行风险较大。且单幅双向通行时车列占据桥面两个车道，当出现桥面板损坏时，需封闭车道维修，车辆无处分流，势必造成严重拥堵。
4、结论
通过检测和分析，T梁混凝土质量较好，虽然预应力钢束管道存在未压浆及分布钢筋尺寸偏差大，但并没有明显病害。桥面板混凝土质量较差，钢筋存在锈蚀现象，钢筋偏位严重，部分检测部位保护层厚度偏大，在T梁与桥面板结合处普遍漏水，降低了其承载能力，初步估计桥面板在正常通行时其名义承载力降低14.7％，在单幅双向通行时其名义承载力降低19.7％，需要尽快进行加固处理。
（1）实测荷载横向分布系数与设计假荷载横向分布系数相比差别较大，荷载作用处的主梁实际受力大于设计值，说明了主梁荷载分布不均衡，主梁间的横向连接偏弱。横向连接弱对桥梁整体受力不利，容易使结合部变形过大，横向连接失效，出现单梁受力状况。
（2）考虑实际车辆荷载与设计荷载不同、桥面板损伤等不利因素后，双幅正常通行时，桥面板名义承载能力降低到设计承载力的85.3％；单幅雙向通行时桥面板名义承载能力降低到设计承载力的80.3%，单幅双向通行与正常通行时的承载力差别不大。
参考文献
1、李承昌，京福高速公路徒骇河大桥上部结构安全评价报告，2006年9月
2、张劲泉、王文涛，桥梁检测与加固手册，人民交通出版社，2007年2月
3、王建华、孙胜江，桥涵工程试验检测技术，人民交通出版社，2004年12月
3、张劲泉、徐岳，公路旧桥检算分析指南及工程实例，人民交通出版社，2007年7月
关键词：T型梁桥 桥梁病害 成因分析
中图分类号：K928.78 文献标识码：A 文章编号：
1 概述
徒骇河大桥位于京台高速公路德州段，跨径布置12×25m，设计荷载：汽—超20级、挂—120。上部结构为预应力混凝土组合T梁，预制T梁采用50号混凝土，现浇桥面板采用40号混凝土；板式橡胶支座；下部结构为钢筋混凝土桩柱式墩台。
该桥处于国道主干线—京福高速公路上，于1997年建成通车，桥上交通繁忙，车流量大，特别是近年国民经济的高速发展，车流量增加很快，桥上车流量已近饱和。严重超载车辆的总重、轴重大于设计规范规定的相应值，在桥梁、路面结构中产生的内力（应力）达到或超过其疲劳承载力，使桥梁、路面过早损坏。由于该桥桥面板、桥面铺装损坏严重，于2002年对损坏的部分桥面板拆除后重新浇筑混凝土，桥面铺装改造为钢筋混凝土结构。但桥面铺装又已经严重损坏，出现了大面积开裂，多处出现坑洞，养护任务十分繁重，且存在安全隐患。
2 桥梁病害检测分析
2.1 桥梁病害
2003年5月，山东省桥梁检测中心对该桥进行了定期检查，部分支座变形、开裂，左幅7孔4＃T梁马蹄两侧纵向开裂， 2002年加固时横隔板粘贴钢板的结构胶开裂，全桥桥面铺装开裂、磨耗严重，左幅2＃伸缩缝有跳车现象。按《公路桥涵养护技术规范》的方法对该桥进行评价，该桥总体评分为87分，评定该桥为二类桥，说明该桥工作状况良好。
2.2 荷载试验结果分析
由于该桥T梁间混凝土接缝漏水、钢筋锈蚀，桥面板有纵向裂缝，桥面铺装局部损坏等，为确保桥梁安全，2004年7月山东省交通建设工程检测中心对该桥进行了静载试验。试验选取右幅第2、第3跨进行，试验荷载效率为1.13，分3级加载，试验车列布置及各级荷载加载方式见图2.2—1。
2.2.1 挠度
试验荷载作用下第2跨实测最大挠度15.6mm,为计算跨径的1/1517,第3跨实测最大挠度12.8mm，为计算跨径的1/1848，小于规范限值L/600。根据第2跨实测挠度计算的跨中横向分布系数见表2.2.1—1，为便于比较，根据刚性横梁法按试验车列布置计算的横向分布系数也列于表中。
图2.2—1试验车列布置及各级荷载加载方式图
第2跨跨中横向分布系数比较表 表2.2.1—1
由表中实测与计算值比较可以看出，实测跨中横向分布系数比计算值最多大28％，最少小63％，在活载作用处的主梁跨中荷载横向分布系数大于计算值，在远离活载作用处的主梁跨中荷载横向分布系数小于计算值，说明设计计算假定的刚性横梁法存在较大误差。设计时根据刚性横梁法计算结果，最不利内力出现在边梁，其跨中横向分布系数为0.184，而实测3号梁跨中横向分布系数最大，为0.215，因此设计控制内力比实际内力小(0.215-0.184)/0.184=16.8%。
表2.2.1—2、表2.2.1—3分别列出了第2、3跨偏载实测跨中挠度、由实测横向分布计算的跨中挠度及跨中挠度校验系数。由表可见，第2、3跨偏载跨中挠度校验系数分别为0.75、0.59，第2跨满足《公路旧桥承载能力鉴定方法》规定的0.7～1.0的要求，第3跨则低于规定值，说明结构的刚度满足要求。
第2跨偏载跨中挠度校验系数表表2.2.1—2
第3跨偏载跨中挠度校验系数表 表2.2.1—3
第2跨1＃、2＃、5＃梁在各级荷载作用下的累计荷载效应比与累计挠度比见表2.2.1—4。由表可见，在各级荷载作用下，1＃、2＃梁累计挠度比高于累计荷载效应比，5＃梁则相反，说明在偏载作用下，1＃、2＃梁实际承担的荷载偏大，5＃梁实际承担的荷载偏小，进一步说明了主梁荷载分布不均衡，主梁间的横向连接偏弱。
卸载后主梁相对残余变形介于0～15％，符合《大跨径混凝土桥梁试验方法》规定的小于20％的要求。说明在试验荷载作用下，主梁处于弹性工作状态。
第2跨1＃、2＃、5＃梁累計荷载效应比与累计挠度比表2.2.1—4
2.2.2 应变
由于左右两幅桥间的通讯管线支架固定在内侧T梁桥面板上，将上部结构连接起来，试验时东幅双向通行，车流量很大，对试验跨影响很大，应变读数不断变化。但从采集到的应变值分布看，各梁应变实测值变化规律与挠度基本一致。
2.2.3 裂缝
在偏载作用下，第3跨1＃梁跨中外侧马蹄部位发现2条裂缝，缝宽0.01mm，卸载后裂缝闭合。第2跨1＃梁横隔板下的马蹄有1条裂缝，缝宽0.01mm，卸载后裂缝闭合。
2.2.4 检测结果分析
试验结果表明，在试验荷载效率为1.13的情况下，主梁在试验荷载作用下的变形满足要求，主梁仍处于弹性工作状态，其挠度校验系数小于规定值，说明主梁刚度、强度满足设计要求。
根据静载试验实测挠度和应变计算的荷载横向分布系数与设计假定按刚性横梁法计算的荷载横向分布系数相比差别较大，荷载作用处的主梁实际受力大于设计值。根据刚性横梁法假定，在活载作用时，横梁像一片刚度无穷大的刚性梁一样保持直线形状，即各片T梁在活载作用下其变形呈直线分布。但由实测跨中横向分布系数（或挠度）可以看出，各片梁跨中横向分布系数呈明显曲线分布，在活载作用处的主梁跨中荷载横向分布系数下挠，在远离活载作用处的主梁跨中荷载横向分布系数上翘，说明横梁变形比设计假定大，横向刚度不满足设计假定要求。这使作用在T梁的荷载不能有效向相邻梁传递，实际内力大于设计内力。同时设计假定桥面板为固结于T梁的单向板进行内力计算，由于横梁刚度低，不能有效约束T梁，T梁存在较大横向扭转变形，使桥面板约束条件发生了变化，桥面板变为弹性支撑板，弹性支撑板中内力大于固结板内力，是桥面板纵向开裂、桥面铺装纵向裂缝的主要原因。
横向连接弱对桥梁整体受力不利，容易使结合部变形过大，横向连接失效，出现单梁受力状况。现场观察到横隔板开裂、断裂，现浇桥面板混凝土与主梁结合缝多处漏水、开裂，桥面普遍存在纵向裂缝，部分桥面板破碎后正在不断更换等都说明该桥横向连接存在问题。
3、承载力分析
根据桥梁使用现状，T梁基本没有损坏，桥面板损坏严重，选取桥面板按《公路桥梁承载能力检测评定规程》对其进行承载力分析。
3.1 正常通行承载能力分析
根据《公路桥梁承载能力检测评定规程》规定，对于配筋混凝土桥梁，按《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D26-2004）进行强度验算的方程式变更如下：
Sd（γdG, γqξq∑Q）≤γd Rd（ξc Rc/γc，ξs Rs/γs）Z1(1-ξe)
由于桥面板跨度较小，恒载产生的内力所占比例小，可忽略不计，活荷载效应约比设计值增大到ξq=1.035；混凝土损伤比钢筋损伤严重，抗力按混凝土计算，不考虑安全储备，抗力约比设计值降低到ξc Z1(1-ξe) =0.883。因此考虑实际车辆荷载与设计荷载不同、桥面板损伤等不利因素后，桥面板名义承载能力降低到设计承载力的0.883/1.035=0.853。
3.2 单幅双向通行承载能力分析
单幅双向通行时构件承载力折减系数、大吨位车混入率、轴载分布都相同，仅交通量增加一倍。按桥上交通量统计资料，折合为小客车的双向交通量约30000辆/日，与设计交通量大致相等，单幅双向行驶时，相当于交通量增加一倍，查《公路桥梁承载能力检测评定规程》，对应交通量的活载影响修正系数ξq1＝1.20。由此计算汽车检算荷载的活载影响修正系数：
ξq=(ξq1ξq2ξq3)1/3=1.100。
即单幅双向通行时，汽车荷载的效应比正常通行时增大(1.100－1.035)/1.035＝6.3％。根据《公路桥梁承载能力检测评定规程》规定，不考虑安全储备，考虑实际车辆荷载与设计荷载不同、桥面板损伤等不利因素后，单幅双向通行时桥面板名义承载能力降低到设计承载力的0.883/1.100=0.803。与正常通行相比，其名义承载力降低0.853－0.803＝5％，说明单幅双向通行与正常通行时的承载力差别不大。
但桥面板已经损伤，其现状名义承载力仅为设计承载力的80.3％，单幅双向通行风险较大。且单幅双向通行时车列占据桥面两个车道，当出现桥面板损坏时，需封闭车道维修，车辆无处分流，势必造成严重拥堵。
4、结论
通过检测和分析，T梁混凝土质量较好，虽然预应力钢束管道存在未压浆及分布钢筋尺寸偏差大，但并没有明显病害。桥面板混凝土质量较差，钢筋存在锈蚀现象，钢筋偏位严重，部分检测部位保护层厚度偏大，在T梁与桥面板结合处普遍漏水，降低了其承载能力，初步估计桥面板在正常通行时其名义承载力降低14.7％，在单幅双向通行时其名义承载力降低19.7％，需要尽快进行加固处理。
（1）实测荷载横向分布系数与设计假荷载横向分布系数相比差别较大，荷载作用处的主梁实际受力大于设计值，说明了主梁荷载分布不均衡，主梁间的横向连接偏弱。横向连接弱对桥梁整体受力不利，容易使结合部变形过大，横向连接失效，出现单梁受力状况。
（2）考虑实际车辆荷载与设计荷载不同、桥面板损伤等不利因素后，双幅正常通行时，桥面板名义承载能力降低到设计承载力的85.3％；单幅雙向通行时桥面板名义承载能力降低到设计承载力的80.3%，单幅双向通行与正常通行时的承载力差别不大。
参考文献
1、李承昌，京福高速公路徒骇河大桥上部结构安全评价报告，2006年9月
2、张劲泉、王文涛，桥梁检测与加固手册，人民交通出版社，2007年2月
3、王建华、孙胜江，桥涵工程试验检测技术，人民交通出版社，2004年12月
3、张劲泉、徐岳，公路旧桥检算分析指南及工程实例，人民交通出版社，2007年7月