趙培松

(河南中原高速股份有限公司，河南 鄭州　450000)

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懸澆施工箱梁底板裂縫成因及處治

趙培松

(河南中原高速股份有限公司，河南 鄭州450000)

針對某單箱雙室大跨混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋懸澆施工過程中底板出現(xiàn)的縱向裂縫病害，預埋傳感器測量箱梁養(yǎng)護期間的溫度和應力，并建立箱梁施工仿真實體有限元模型，計算各個荷載工況下的應力分布，研究底板縱向裂縫成因及處治對策。結(jié)果表明：箱梁現(xiàn)澆混凝土水化熱引起的溫度效應是底板裂縫產(chǎn)生的主要原因，并通過增加底板區(qū)域的橫向配筋及改進底板養(yǎng)護方案等處治措施，在后續(xù)施工過程中節(jié)段的底板區(qū)域均未發(fā)現(xiàn)明顯的縱向開裂，針對裂縫成因采取的處治方案效果良好。

；剛構(gòu)橋；箱梁；底板開裂；縱向裂縫；懸臂施工；水化熱效應；處治方案

1　工程概況

1.1工程背景

某高速公路預應力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋跨徑組合為(78+145+78)m，主梁采用變截面單箱雙室斷面，箱梁頂板寬19.8 m，底板寬12.0 m，兩側(cè)翼緣板長各3.9 m，設單向2%橫坡。墩頂梁高為9.0 m，跨中及邊支點梁高3.5 m，梁高按1.8次拋物線變化。箱梁頂板厚0.26 m，底板厚由墩頂附近的1.05 m按二次拋物線漸變至跨中的0.30 m，腹板厚度由墩頂至跨中分別為0.70～0.55～0.40 m以適應全橋的剪力變化。

箱梁及主墩均采用C55混凝土，主梁結(jié)構(gòu)采用三向預應力體系，其中縱向和橫向均為預應力鋼絞線，豎向采用精軋紋鋼。全橋采用掛籃懸臂施工方式，墩頂0#塊長度為12 m，對稱懸澆1#～17#塊，節(jié)段長度劃分為(3×3.0+7×3.5+8×4)m，合龍段長為2.0 m，懸臂澆注節(jié)段最大荷重為3 150 kN。

1.2底板裂縫概況

在連續(xù)剛構(gòu)橋懸臂澆注7#節(jié)段過程中，現(xiàn)場技術(shù)人員檢查發(fā)現(xiàn)箱梁底板下緣產(chǎn)生了較多的縱向裂縫，裂縫在1#～6#節(jié)段均有所分布，以1#和2#節(jié)段最為嚴重，裂縫的數(shù)量和長度均有減小的趨勢，經(jīng)過現(xiàn)場測量及統(tǒng)計分析發(fā)現(xiàn)，底板的裂縫主要沿縱向分布，但在縱向的節(jié)段間均未貫通，均起自該節(jié)段與上一節(jié)段接縫處并向懸臂端延伸；裂縫長度在0.5～2.5 m區(qū)間變化；裂縫寬度均在0.20 mm以下，除少數(shù)裂縫達0.18 mm，大部分均小于0.15 mm。

以小里程側(cè)主墩T構(gòu)為例，其中2#節(jié)段底板裂縫見圖1a，該節(jié)段共產(chǎn)生3條主要裂縫，其裂縫長度在1.45～1.70 m之間，裂縫寬度則在0.11～0.16 mm，均從節(jié)段分界線處開始；3#節(jié)段縱向預應力張拉完畢并將掛籃行走至該節(jié)段錨固后，該節(jié)段的裂縫分布如圖1b所示，其裂縫長度在1.42～1.88 m之間，最大裂縫寬度達0.15 mm。對于已經(jīng)完成澆注的1#～6#節(jié)段，其底板均出現(xiàn)分布規(guī)律類似的縱向裂縫。

對比主梁單箱雙室截面腹板布置可以發(fā)現(xiàn)，在箱梁腹板區(qū)域底板并未出現(xiàn)裂縫，且裂縫均以節(jié)段線為起點向懸臂端發(fā)展，并統(tǒng)一偏向道路設計中心線一側(cè)，呈不對稱分布。在現(xiàn)澆梁段混凝土后及裂縫產(chǎn)生前，僅張拉了節(jié)段縱向預應力束后即實施掛籃前移施工，此時的橫向和豎向預應力均未完成張拉。

圖1　箱梁底板底部裂縫分布示意

2　裂縫成因分析

現(xiàn)有研究表明，大跨度預應力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋底板產(chǎn)生裂縫的原因主要有：預應力布置及張拉順序不合理、掛籃支間點的相對變形、混凝土箱梁存在溫差、大體積混凝土水化熱效應及混凝土收縮效應等[1-7]。針對該橋施工階段出現(xiàn)的裂縫及分布情況，結(jié)合施工監(jiān)控數(shù)據(jù)，初步分析上述各類裂縫成因均有可能是此次病害形成原因，需通過現(xiàn)場監(jiān)測配合仿真計算，進一步研究確定裂縫產(chǎn)生的原因。

2.1現(xiàn)場監(jiān)測

裂縫的產(chǎn)生根本原因是該區(qū)域該方向的混凝土拉應力過大，為探明導致箱梁混凝土拉應力產(chǎn)生機理，以8#節(jié)段為試驗段，在箱梁底板內(nèi)預埋溫度和應力傳感器，對現(xiàn)澆節(jié)段混凝土的澆注及養(yǎng)護過程中的溫度和應力進行監(jiān)測。由于應力測量元件的工作原理是通過應變和彈模換算得到應力，為區(qū)分混凝土溫度變化對應力產(chǎn)生影響，應注意選用帶溫度測量功能的元件，混凝土應力計算時需通過實測溫度對結(jié)果進行修正。

基于箱梁底板裂縫開展情況和懸澆施工結(jié)構(gòu)的受力，應力測量元件布置在現(xiàn)澆節(jié)段的根部附近；為準確了解箱梁混凝土在養(yǎng)護過程中的溫度分布，在距已澆節(jié)段0.8 m處斷面內(nèi)橫向布置3個測點，分別位于兩側(cè)箱室的中部以及腹板下方，具體測點布置如圖2所示。為確保測點位置的準確性，將測量元件固定于普通鋼筋網(wǎng)上，并采取必要的隔熱措施防止鋼筋溫度傳遞造成誤差。

圖2　溫度及應力測點布置示意圖

小里程側(cè)主墩T構(gòu)的8#節(jié)段混凝土澆注完成并初凝后，針對其底板溫度和橫向應力進行監(jiān)測，監(jiān)測時間分別為每天的06：00和14：00，各個測點的溫度及應力監(jiān)測結(jié)果如圖3、圖4所示。

圖3　底板溫度變化曲線

圖4　底板橫向應力變化曲線

圖3中的底板溫度數(shù)據(jù)表明，箱梁內(nèi)預埋的各測點的溫度值具有相同的變化趨勢，均為先增后減，并且溫度值最高點均在混凝土澆注第3天的06：00。至混凝土澆注第6天，箱梁結(jié)構(gòu)底板內(nèi)的溫度值與環(huán)境溫度相近，在箱梁截面內(nèi)的不同測點溫度存在較大差異，溫差可達6.0 ℃。

混凝土澆注完成后，各個測點的橫向溫度應力如圖4所示。應力測量元件為精密元件，在測點布置完成后的鋼筋焊接、模板調(diào)整、混凝土澆注、振搗等工序均有可能對應力傳感器造成影響，圖3中的大里程2#測點的應力值與其他部位的應力值對比可知，該測點的應力值與其他測點相差較大，其量值可能失真。分析其他測點應力變化曲線可知，混凝土澆注完成后第3天下午時刻的橫向應力達到極值，此時的最大拉應力達0.85 MPa，而混凝土初凝完成但其強度仍較低，箱梁底板在橫向拉應力作用下極易產(chǎn)生縱向裂縫。

2.2仿真計算

基于大型通用有限元ANSYS軟件平臺，建模仿真分析箱梁2#、3#節(jié)段的受力。其中混凝土采用實體單元，預應力束采用線單元，采用線單元降溫法施加結(jié)構(gòu)預應力?；炷敛牧铣跄蟮氖湛s效應按規(guī)范[8]計算，并通過混凝土降溫進行模擬仿真。

基于現(xiàn)有研究及實測分析，針對以下荷載工況進行計算分析：結(jié)構(gòu)自重+掛籃不對稱變形(工況1)，結(jié)構(gòu)自重+非對稱張拉預應力(工況2)，結(jié)構(gòu)自重+結(jié)構(gòu)梯度溫度(工況3)。

2.2.1掛籃變形工況

通過實測監(jiān)控數(shù)據(jù)對比分析，確定掛籃前支點處的不對稱變形值為5 mm，并采用桿單元模擬掛籃結(jié)構(gòu)，計算結(jié)構(gòu)在掛籃變形條件下的受力情況。掛籃變形工況下的2#、3#節(jié)段主應力分布如圖5所示。

圖5　掛籃變形工況下節(jié)段第1主應力圖(單位；Pa)

圖5中節(jié)段應力分布表明，2#、3#節(jié)段的受力較好。特別是底板區(qū)域，除非常有限的區(qū)域受拉以外，底板基本均為受壓狀態(tài)。據(jù)此可以確定，排除掛籃變形是導致底板下緣裂縫成因的可能。

2.2.2非對稱張拉預應力工況

通過調(diào)整預應力束降溫值及步驟以實現(xiàn)對預應力的非對稱張拉的模擬，非對稱張拉預應力工況條件下的結(jié)構(gòu)主應力分布如圖6所示。

圖6　非對稱張拉預應力工況下節(jié)段第1主應力圖　(單位；Pa)

由圖6中的節(jié)段主應力分布可以看出，左側(cè)先行張拉完成預應力而右側(cè)尚未張拉的條件下，會引起右側(cè)未張拉區(qū)域底板出現(xiàn)拉應力，但拉應力水平較低，最大僅為57 kPa，遠低于可能導致混凝土開裂的拉應力水平。此時，底板上下緣受力相差較大，底板上緣均受壓，僅底板下緣局部區(qū)域存在拉應力。故非對稱張拉預應力不是底板縱向裂縫的主要成因。

2.2.3結(jié)構(gòu)梯度溫度工況

結(jié)合現(xiàn)場實測溫度曲線確定最不利工況條件下的箱梁結(jié)構(gòu)梯度溫度值，混凝土初凝后底板下緣的溫度值在水化熱等作用下達到55 ℃，而底板上緣的環(huán)境溫度為20 ℃，假設底板內(nèi)部溫度沿厚度方向線性變化，計算整體達到20 ℃時的結(jié)構(gòu)受力情況。實際仿真建模計算時，僅需輸入相對應度即可，即將環(huán)境溫度設定為0 ℃，再輸入結(jié)構(gòu)的相對溫度。結(jié)構(gòu)溫差工況下節(jié)段的主應力分布如圖7所示。

圖7　結(jié)構(gòu)溫差工況下節(jié)段第1主應力圖(單位；Pa)

由圖7中應力分布可以看出，箱梁節(jié)段的第1主應力擴散方向與現(xiàn)場實測的裂縫方向相吻合，均由節(jié)段施工縫處向懸臂端方向延伸。該工況條件下，新舊節(jié)段結(jié)合處的拉應力水平達4.8 MPa，遠高于混凝土開裂拉應力水平，結(jié)構(gòu)溫差完全能引起箱梁底板開裂。針對現(xiàn)場實測裂縫隨節(jié)段推進有遞減的規(guī)律，箱梁底板厚度沿縱向呈拋物線分布，越靠近跨中底板厚度越小，而混凝土水化熱引起的溫度值越低，從而減小了溫度梯度，底板的裂縫也隨之減少?；诂F(xiàn)場的裂縫、溫度、應力實測規(guī)律與有限元仿真計算結(jié)果的對比可以確定，結(jié)構(gòu)溫差是引起箱梁底板下緣縱向裂縫的主要成因。

3　處治方案

通過實測及有限元仿真計算結(jié)果可知，箱梁懸澆過程中底板下緣出現(xiàn)縱向裂縫的主要成因為底板混凝土水化熱引起的結(jié)構(gòu)溫度梯度作用，而掛籃變形及混凝土收縮只是次要因素。因此，防止箱梁底板下緣的開裂的有效方法應該能控制底板內(nèi)的溫度分布，特別是底板上下緣及底板內(nèi)的溫差，防止結(jié)構(gòu)內(nèi)出現(xiàn)大的梯度溫度，故結(jié)構(gòu)在澆注混凝土后應重點關(guān)注養(yǎng)護條件。針對箱梁底板出現(xiàn)的縱向裂縫，采取了以下處治方案。

1) 在明確裂縫成因后及時采取措施對裂縫進行封堵，并在后續(xù)的懸澆過程中注意養(yǎng)護工作，及時澆水保濕并適當延長養(yǎng)護時間，并由專人負責。在冬季施工時應在箱室內(nèi)進行熱蒸汽養(yǎng)護，在箱室外側(cè)設置相應的保溫放熱措施，避免結(jié)構(gòu)內(nèi)外側(cè)出現(xiàn)較大的溫差。

2) 基于結(jié)構(gòu)設計驗算，加強箱梁結(jié)構(gòu)底板下緣的普通鋼筋布置，在保證鋼筋最小間距的前提下，將原設計的單層底板橫向鋼筋設置為雙筋布置，并在底板下緣設置直徑6 mm的10 cm×10 cm防裂鋼筋網(wǎng)。

3) 當考慮箱梁橫向預應力效應時，結(jié)構(gòu)在各個施工階段及運營階段都是安全可靠的，而在現(xiàn)場施工時，縱向、橫向及豎向預應力張拉存在先后順序，而箱梁底板的縱向裂縫便是在張拉縱向預應力后、張拉橫向預應力前產(chǎn)生的，故需對結(jié)構(gòu)計算模型中的問題進行改進，考慮橫向預應力張拉前的底板橫向受力。若拉應力水平超限，則應通過加強橫向配筋等方法與混凝土協(xié)同受力，避免施工過程中出現(xiàn)開裂。

在后續(xù)節(jié)段及該處的另一幅橋施工是采用了上述的處治措施，在其節(jié)段懸澆施工過程中，對全橋的裂縫分布進行監(jiān)測表明無明顯縱向裂縫產(chǎn)生，處治措施效果良好。

4　結(jié)語

本文以某高速公路(78+145+78)m連續(xù)剛構(gòu)橋為工程背景，基于現(xiàn)場實測及有限元仿真計算，分析該橋懸澆施工過程中箱梁底板出現(xiàn)縱向裂縫的成因，探討其處治措施，并得到以下結(jié)論：

引起箱梁底板拉應力的因素中，掛籃不均勻變形、非對稱張拉箱梁縱向預應力及混凝土收縮效應等均可能導致底板開裂，但其應力特點與本橋裂縫分布規(guī)律不相符，即上述3種原因均非底板縱向裂縫的主要成因。箱梁底板混凝土水化熱及養(yǎng)護條件等導致的結(jié)構(gòu)梯度溫度效應與本橋裂縫分布規(guī)律一致，故底板溫差是縱向裂縫的主要成因。

針對裂縫成因及特點，提出加強箱梁結(jié)構(gòu)的養(yǎng)護工作，嚴格控制箱梁混凝土內(nèi)的溫度梯度，并加強底板的橫向配筋等處治措施。在后續(xù)節(jié)段及另一幅橋的施工過程中采用了上述處治措施，有效控制了箱梁底板的縱向開裂，為類似工程提供參考。

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[8]JTG D62-2004，公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范[S].

2016-01-07

趙培松(1966-)，男，高級工程師，主要從事交通工程工作。

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