張紅章，何麗娟，范衛(wèi)琴

（1.三明學院 建筑工程學院，福建 三明365004；2.湖北省水利水電科學研究院，湖北 武漢430070）

某預應力連續(xù)箱梁底板崩裂加固及后評價

張紅章1，何麗娟2，范衛(wèi)琴1

（1.三明學院 建筑工程學院，福建 三明365004；2.湖北省水利水電科學研究院，湖北 武漢430070）

通過對某預應力連續(xù)箱梁底板崩裂問題的分析，闡述了設計和施工中防崩鋼筋配置不當和預應力束局部凸起、位移是引起橋梁底板混凝土崩裂破壞的主要原因；針對出現(xiàn)崩裂的部位和原因，對該橋進行了修復與加固；通過橋梁荷載試驗，對修復效果進行了有效的評價。

連續(xù)箱梁；底板崩裂；曲率效應；荷載試驗

預應力連續(xù)箱梁橋由于其具有較大的跨越能力、行車平順舒適、受力合理、材料節(jié)約等優(yōu)點，在我國交通建設中得到了廣泛的應用。然而，在預應力連續(xù)箱梁技術高速發(fā)展的同時，也帶來了諸多問題，預應力箱梁在施工階段底板混凝土向下崩裂就是其中之一。我國已有大量橋梁在施工過程中出現(xiàn)了箱梁底板崩裂事故，本文論述了預應力變截面連續(xù)箱梁底板崩裂的主要原因，采取了有效的修復和加固措施，并根據(jù)橋梁荷載試驗結果評價加固后橋梁的工作狀態(tài)。

1　工程概況

該橋全長318 m，其中主橋采用預應力混凝土變截面連續(xù)箱梁，跨徑分別為（51+90+51）m，主梁為單箱單室箱形截面，橋墩處梁高5.2 m，跨中梁高2.4 m，梁高度從距墩中心1.8 m處到跨中合攏段處按二次拋物線變化，箱梁采用縱向和豎向雙向預應力體系，設計荷載采用公路Ⅱ級。主橋采用掛籃懸臂現(xiàn)澆法施工，在兩邊跨和主跨設置合龍段，合龍順序為先合龍邊跨，后合龍中跨。實際施工時，支架現(xiàn)澆段和合攏段均在支架現(xiàn)澆。主橋布置圖如圖1所示。

圖1　主橋布置圖

該橋在兩邊跨合攏、鋼束灌漿完畢，支架現(xiàn)澆段落架后發(fā)現(xiàn)兩邊跨11號塊底板底面混凝土發(fā)生局部崩裂，根據(jù)現(xiàn)場實際情況和計算分析，發(fā)生底板混凝土局部崩裂的原因主要有：箱梁底板混凝土拉筋、防崩裂鋼筋未按照設計布設；主梁底板預應力管道實際位置與設計存在差異，崩裂處管道存在上拱現(xiàn)象，最大上拱達到5 cm，張拉預應力筋時產(chǎn)生較大徑向力，導致梁體底板混凝土崩裂［1-4］。

2　加固修復方案

根據(jù)橋梁的實際受力狀況，在維持原設計荷載標準的前提下，以增加防崩鋼筋和減少徑向力為基本要求［5-7］，對受損的邊跨箱梁底板進行修復設計，同時對中跨箱梁底板進行預防性加固設計。

2.1邊跨維修方案

按鋸齒狀將崩裂處松散混凝土全部鑿除，對底板原有橫向綁扎連接的鋼筋采用焊接連接，在底板頂部增設Q235B級熱軋鋼板，同時在底板鉆孔，采用直徑為16 mm的U形鋼筋沿鉆孔穿過箱梁底板，勾住橫向鋼筋，并用螺栓錨固在箱梁內(nèi)鋼板上。完成后在11號塊及附近梁段范圍內(nèi)橋面分級施加配重，澆筑修復混凝土并達到強度后，卸掉橋面臨時荷載，使后澆混凝土儲備一定的壓應力。邊跨底板修復詳見圖2所示。

2.2中跨加固方案

為防止中跨后期出現(xiàn)崩裂掉塊現(xiàn)象，主要采取了預防性加固措施。在預應力管道區(qū)域，沿底板上下表面縱向鑿除混凝土表層保護層3.5 cm，間隔黏貼鋼板，采用16 mm螺栓將上下層鋼板連接牢固，后采用環(huán)氧砂漿進行封閉處理。中跨加固方案詳見圖3。

圖2　邊跨底板修復方案

圖3　中跨底板加固方案

3　試驗驗證及后評價

加固完成后，對該橋進行了靜載和動載試驗，通過測定主橋箱梁結構在試驗荷載作用下控制斷面的應力和撓度，并與理論計算值相比較，對結構實際使用性能和工作狀態(tài)作出評價；通過測定主橋橋跨結構的自振特性、在動荷載作用下應變與沖擊系數(shù)，評價主橋結構的動力性能。

3.1靜載檢測

3.1.1試驗布置及參數(shù)

通過測量橋跨結構在靜力試驗荷載作用下的變形和應力，以確定橋梁結構的實際工作狀態(tài)與設計期望值是否相等，并檢查荷載試驗過程中裂縫是否開展。

根據(jù)設計圖紙，采用Ansys分析軟件建立空間有限元計算模型，采用Solid65單元進行模擬，共劃分17024個單元，采用C50混凝土，彈性模量E=3.45× 104MPa，容重r=25 kN/m3，泊松比v= 0.2，計算模型如下圖4所示。

圖4　結構單元離散圖

實際檢測選取跨中截面（A-A），中跨L/4截面（C-C）、2#墩支點截面（BB），邊跨跨中截面（D-D），對全橋撓度、應變進行了測試。試驗工況如下：（1）檢查中跨跨中截面（A截面），在最不利活載工況作用下具有最大正彎矩效應及豎向撓度的偏心加載試驗；（2）檢查邊跨跨中截面（D截面），在最不利活載工況作用下具有最大正彎矩效應及豎向撓度的偏心加載試驗；（3）檢驗中跨L/4截面（C截面），在最不利活載工況作用下具有最大正彎矩效應及豎向撓度的偏心加載試驗；（4）檢驗2#墩頂截面（B截面），在最不利活載工況作用下具有剪力效應的偏心加載試驗；（5）檢驗2#墩頂截面（B）截面，在最不利活載工況作用下具有剪力效應的偏心加載試驗。

3.1.2荷載效率

根據(jù)現(xiàn)場活載重量及布載方式，荷載效應理論計算值及荷載效率見表1。

表1　各工況靜載試驗控制截面荷載效率表

試驗的靜力荷載效率在0.857～1.018之間，試驗荷載在結構控制截面產(chǎn)生的最大內(nèi)力效應和變位效應，能夠反映設計計算活載作用下同一截面最不利內(nèi)力效應和變位效應，基本滿足評定規(guī)程的有關要求。

3.1.3試驗結果分析及評定

（1）主跨跨中截面最大彎矩及撓度（工況I）

表2　主跨L/4截面各測點應變實測值統(tǒng)計表（工況I）?。é苔牛?/p>

表3　邊跨跨中截面各測點撓度實測值及卸載后殘余變形統(tǒng)計表（工況I）?。╩m）

由表2～3可知，在工況I各級荷載作用下，主跨跨中截面各測點應變實測值均呈增長趨勢，卸載后各測點應變基本恢復，各測點荷載與應變大致呈線性變化，說明主跨跨中截面在工況I試驗荷載作用下基本處于彈性工作狀態(tài)；主跨跨中截面各測點應變校驗系數(shù)介于0.55～0.69之間，相對殘余應變介于0.19%～0.70%之間，滿足《大跨徑混凝土橋梁的試驗方法》的相關要求；測點AN-X、AN-S荷載與撓度大致呈線性變化，說明主跨跨中截面在工況I試驗荷載作用下基本處于彈性工作狀態(tài)；主跨跨中截面撓度測點AN-X、AN-S撓度校驗系數(shù)和相對殘余變形滿足《大跨徑混凝土橋梁的試驗方法》的相關要求。

（2）邊跨跨中截面最大彎矩及撓度（工況II）

在工況II各荷載作用下，邊跨跨中截面各測點應變實測值、卸載后殘余應變值、校驗系數(shù)等見表4，各測點撓度實測值、卸載后殘余變形統(tǒng)計值、校驗系數(shù)等見表5。

表4　主跨L/4截面各測點應變實測值統(tǒng)計表（工況II）?。é苔牛?/p>

表5　邊跨跨中截面各測點撓度實測值及卸載后殘余變形統(tǒng)計表（工況II）　（mm）

由表4～5可以看出，在工況II各級試驗荷載作用下，邊跨跨中截面各測點應變實測值均呈增長趨勢，卸載后各測點應變基本恢復，荷載與應變基本呈線性變化，說明邊跨跨中截面在該工況試驗荷載作用下基本處于彈性工作狀態(tài)；邊跨跨中截面各測點應變檢驗系數(shù)介于0.55～0.92之間，相對殘余應變介于6.13%～9.38%，滿足《大跨徑混凝土橋梁的試驗方法》的相關要求；測點DN-S、DN-X荷載與撓度大致呈線性變化，說明邊跨跨中截面在工況II試驗荷載作用下基本處于彈性工作狀態(tài)；邊跨跨中截面撓度測點DN-X，DN-S撓度校驗系數(shù)分別為0.7、0.69，相對殘余變形分別為1.67%、3.39%，滿足《大跨徑混凝土橋梁的試驗方法》的相關要求。

（3）主跨L/4截面最大彎矩及撓度（工況III）

在工況III各級荷載作用下，主跨L/4截面各測點應變實測值、卸載后殘余應變值、校驗系數(shù)等見表6，各測點撓度實測值、卸載后殘余變形值、校驗系數(shù)等見表7。

表6　主跨L/4截面各測點應變實測值統(tǒng)計表（工況III）?。é苔牛?/p>

表7　邊跨跨中截面各測點撓度實測值及卸載后殘余變形統(tǒng)計表（工況III）

由表6～7可知，在工況III各級試驗荷載作用下，主跨L/4截面各測點應變實測值均呈增長趨勢，卸載后各測點應變基本恢復，荷載與應變之間大致呈線性變化，各測點應變校驗系數(shù)介于0.66～0.84之間，相對殘余應變介于0.47%～1.37%之間，滿足《大跨徑混凝土-梁的試驗方法》的相關要求；測點CN-X、CN-S荷載與撓度大致呈線性變化，說明在試驗荷載作用下結構處于彈性工作狀態(tài)，校驗系數(shù)分別為0.79、0.71，相對殘余變形分別為3.34%、5.61%，均滿足《大跨徑混凝土橋梁的試驗方法》的相關要求。

（4）墩頂負彎矩應變分析與評定（工況IV）

2015年12月，水利部組織編制了《東北黑土區(qū)侵蝕溝治理專項規(guī)劃(2016～2030年)》，并于2017年啟動了東北黑土區(qū)侵蝕溝綜合治理專項工程。為推動侵蝕溝綜合治理工程的順利實施，在深入調(diào)研的基礎上，筆者總結出適用于東北黑土區(qū)的侵蝕溝治理模式，便于各水土保持管理部門與工程技術人員應用，為東北黑土區(qū)侵蝕溝的綜合治理專項工程提供參考。

在工況IV各級荷載作用下，墩頂截面各測點應變實測值、卸載后殘余應變值、校驗系數(shù)見表8。

表8　主跨L/4截面各測點應變實測值統(tǒng)計表（工況IV）

由表8可知，在工況IV各級試驗荷載作用下，墩頂截面各測點應變實測值均呈增長趨勢，卸載后各測點應變基本恢復，墩頂截面荷載與應變大致呈線性變化，校驗系數(shù)、相對殘余應變滿足《大跨徑混凝土橋梁的試驗方法》的相關要求。

（5）墩頂剪力分析與評定（工況V）

在工況V各級荷載作用下，墩頂截面應變理論計算值為46.92 MPa，測定實測值為37.99 MPa，應變校驗系數(shù)0.81滿足《大跨徑混凝土橋梁的試驗方法》的相關要求，表明結構目前處于彈性工作狀態(tài)。

3.2動載檢測

在封閉交通的情況下，采用超低頻振動傳感器測量橋跨結構天然脈動作用下的微小振動響應，并通過數(shù)據(jù)采集和信號處理系統(tǒng)對信號進行采集和分析獲得結構自振頻率、振型和阻尼比等橋梁自振參數(shù)，主橋隨機布置每跨3個測點，共9個測點，主橋隨機振動試驗測試結果統(tǒng)計見表9；在橋面無任何障礙情況下，采用一輛總重約300kN的三軸載重汽車，對稱于橋面中線分別以10km/h至60km/h的速度勻速駛過橋跨結構，測定中跨跨中在運行車輛作用下的動力反應見表10。

表9　主橋隨機振動試驗測試結果統(tǒng)計表

表10　跑車試驗沖擊系數(shù)實測結果統(tǒng)計表

由表9～10可知，該橋主跨結構在一～三階面內(nèi)頻率實測值與計算值的比值為1.02～1.24，自振頻率測試結果均大于理論計算值，說明橋跨結構整體動力性能良好；根據(jù)《公路橋涵設計通用規(guī)范》（JTG D60-2004），該橋實測一階豎向基頻f=1.414，汽車沖擊系數(shù)μ=0.05，跑車試驗實測沖擊系數(shù)介于0.006～0.027之間，小于按現(xiàn)行04規(guī)范計算得到的理論值0.05。

3.2荷載試驗評價

（1）本次試驗靜力荷載試驗效率在0.857～1.018之間，試驗荷載在結構控制截面產(chǎn)生的最大內(nèi)力效應和變位效應，能夠反映設計計算荷載作用下同一截面最不利內(nèi)力效應和變位效應，基本滿足評定規(guī)程的有關要求；（2）各工況試驗荷載下，箱梁各個測試斷面的應變（應力）的校驗系數(shù)介于0.55～0.95之間，相對殘余應變（應力）介于0.19%～9.38%之間，滿足《大跨徑混凝土橋梁的試驗方法》的要求；（3）主橋各階實測振型與理論計算振型基本一致，各階實測自振頻率均大于理論計算值，阻尼比介于0.010%～0.975%之間，主橋動力性能良好；（4）跑車試驗實測沖擊系數(shù)介于0.006～0.027之間，均小于按現(xiàn)行04規(guī)范計算的到的理論值0.05。

4　結論

（1）預應力束曲率效應產(chǎn)生的下崩力以及施工誤差造成的預應力曲率效應的增大是導致底板混凝土崩裂破壞的主要原因，在設計與施工中需要注意這個問題。

（2）采用加強鋼板與防崩鋼筋、定位鋼筋組合的加固形式，能有效降低預應力鋼絞線下崩力，防止底板混凝土崩裂破壞，使結構恢復到正常的使用狀態(tài)。

（3）橋梁結構加固后的工作狀態(tài)，應采取有效的荷載試驗進行驗證。

［1］朱漢華.預應力混凝土連續(xù)箱梁橋裂縫分析與防治［M］.北京：人民交通出版社，2006.

［2］王蒂.預應力箱梁底板混凝土崩裂成因分析［J］.混凝土，2008（11）：43-46.

［3］田世清.PC連續(xù)剛構橋構造參數(shù)對底板崩裂的影響研究［J］.公路交通科技，2012（2）：44-47.

［4］包立新.對連續(xù)剛構橋底板開裂問題的探討［J］.公路，2004（8）：39-41.

［5］舒長征.連續(xù)剛構橋跨中底板崩裂原因分析與加固措施［J］.交通科技，2008（2）：19-21.

［6］嚴允中.連續(xù)剛構橋箱梁底板崩裂原因及預防措施［J］.公路交通技術，2006（6）：101-104.

［7］魏樂永.預應力混凝土連續(xù)箱梁底板崩裂破壞的機理及其對策［J］.結構工程師，2007（4）：53-57.

（責任編輯：朱聯(lián)九）

Reinforcement and Evaluation for Bursting Cracks in Box Girder Bottom Slabs of Continuous Pre-stress Bridge

ZHANG Hong-zhang1，HE Li-juan2，F(xiàn)AN Wei-qin1

（1.College of Civil Engineering Architecture，Sanming University，Sanmming 365004，China；2.HuBei Water Resources Research Institute，Wuhan 430070，China）

Through the analysis of bursting cracks in box girder bottom slabs of continuous pre-stressed bridges，the main causes of bursting crack destroy that were the unreasonable configuration of the anti-collapse steel bar，the gibbosity and displacement of the pre-stressed beam in design and construction were explored.The bridge was repaired and reinforced. After the load test，the effects of repair was effectively evaluated.

continuous box girder；bursting crack in bottom slab；curvature effect；load test

U445.7

A

1673-4343（2016）02-0088-07

10.14098/j.cn35-1288/z.2016.02.014

2015-12-08

三明學院科研基金項目（B201310/Q）；福建省中青年教師教育科研項目（JA14294，JA14296）

張紅章，男，湖北武漢人，講師，工程師。主要研究方向：道路與橋梁工程。