李建文，唐庚，唐咸遠(yuǎn)

(1.中交第二公路勘察設(shè)計研究院有限公司，湖北 武漢 431400；2.廣西交通設(shè)計集團(tuán)有限公司；3.桂林電子科技大學(xué) 建筑與交通工程學(xué)院)

1 引言

連續(xù)剛構(gòu)橋因墩梁固結(jié)，受力較合理，施工便利且具有較好的技術(shù)經(jīng)濟性，近20年來在中國發(fā)展極為快速，但在運營及施工中發(fā)現(xiàn)許多橋梁在箱梁腹板、底板產(chǎn)生裂縫。韋鋒等通過對34座華南地區(qū)服役期混凝土剛構(gòu)橋進(jìn)行病害調(diào)查，經(jīng)統(tǒng)計分析得到裂縫在混凝土剛構(gòu)橋典型病害中占比高達(dá)67.9%，豎向、斜向、縱向裂縫數(shù)量較為接近；鄧志恒等利用有限元方法分析了預(yù)應(yīng)力損失對箱梁腹板斜裂縫的影響，指出應(yīng)充分考慮豎向預(yù)應(yīng)力損失對箱梁腹板應(yīng)力的影響；項貽強等對懸臂施工預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁合龍過程中底板崩裂進(jìn)行分析，認(rèn)為在徑向力作用下孔肋的斜裂縫和撕裂裂縫是導(dǎo)致箱梁破壞的主因；王衛(wèi)鋒等對施工過程中箱梁腹板斜裂縫成因進(jìn)行分析，認(rèn)為不張拉豎向預(yù)應(yīng)力筋而繼續(xù)懸臂掛籃施工是其主因；劉芳平等采用有限元方法分析了懸臂施工過程中箱梁腹板斜裂縫成因；唐小兵等利用軟件分析了預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋施工過程中箱梁腹板沿波紋管方向產(chǎn)生的斜裂縫，認(rèn)為腹板豎彎縱向預(yù)應(yīng)力、腹板豎向預(yù)應(yīng)力和腹板厚度對腹板斜裂縫的產(chǎn)生比較敏感。以上分析主要針對正常施工過程中的裂縫進(jìn)行分析，缺少對于施工中斷并放置了多年的特殊連續(xù)剛構(gòu)橋箱梁裂縫對橋梁的影響研究。

為了研究施工中斷并放置了多年的特殊連續(xù)剛構(gòu)橋箱梁裂縫對橋梁的影響，該文以施工中斷多年的連續(xù)剛構(gòu)橋為對象，使用Ansys有限元建立基本模型及兩種不同損傷模型，模擬計算了在梁體自重、車道荷載作用下結(jié)構(gòu)的動力特性并進(jìn)行對比，以驗證裂縫對橋梁整體剛度、承載能力的影響。

2 工程概況

2.1 基本概況

廣西某橋全長：5×30 m+(1×70+2×125+1×70)m+5×30 m=690 m，主橋采用(1×70+2×125+1×70)m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋；引橋采用5孔一聯(lián)跨徑30 m的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土簡支轉(zhuǎn)連續(xù)T梁橋。橋梁分兩幅，單幅寬度0.5 m(墻式防撞護(hù)欄)+11.75 m(行車道)+0.5 m(墻式防撞護(hù)欄)=12.75 m，全幅為(12.75+0.5+12.75)m=26 m。主橋立面圖如圖1所示。

圖1 主橋立面圖(單位：m)

大橋于2012年9月完成設(shè)計并開工建設(shè)，于2014年停工；停工時主橋基礎(chǔ)、下部構(gòu)造基本完成，主懸臂梁端均未合龍。橋梁右幅施工現(xiàn)況：6#主墩懸臂梁澆筑完13號節(jié)段，14～17號懸澆段未施工；7#主墩懸臂梁澆筑完9號節(jié)段，10～17號段未施工，8#主墩懸臂梁澆筑完12號節(jié)段，16～17號段未施工。橋梁左幅施工現(xiàn)狀：6#主墩懸臂梁澆筑完17號節(jié)段，7#主墩懸臂梁澆筑完16號節(jié)段，17號段未施工，8#主墩懸臂梁澆筑完15號節(jié)段，16～17號段未施工。2018年進(jìn)行復(fù)工前檢測時發(fā)現(xiàn)：掛籃銹蝕嚴(yán)重，左幅未澆筑兩段鋼筋銹蝕嚴(yán)重，豎向預(yù)應(yīng)力張拉端未及時封錨，豎向預(yù)應(yīng)力筋銹蝕。

2.2 箱梁裂縫情況

裂縫專項檢測結(jié)果如表1所示。

由表1可知：主橋箱梁的裂縫較多，其中腹板斜向裂縫多達(dá)103條，寬度最大值為0.16 mm，深度最大值為27 cm。

檢測表明腹板斜向裂縫大部分沿著腹板預(yù)應(yīng)力鋼束下彎段出現(xiàn)，這與常規(guī)鋼構(gòu)橋在車輛荷載作用下，支點附近腹板承受的彎矩小但剪力大，主要由主拉應(yīng)力引起斜向裂縫或是斜截面抗彎能力較弱引起的斜裂縫方向基本相反。究其原因主要由拆模后張拉預(yù)應(yīng)力索所致，與預(yù)應(yīng)力鋼束的張拉劈裂以及混凝土收縮等多因素耦合作用相關(guān)。對于箱梁頂板縱向裂縫、腹板縱向裂縫以及豎向裂縫，初步判斷為非結(jié)構(gòu)性裂縫，由施工后未養(yǎng)護(hù)、混凝土收縮及溫度作用等因素造成。

表1 主橋裂縫情況

3 腹板斜裂縫對結(jié)構(gòu)影響的分析模型

考慮到主橋腹板多處存在與鋼束方向基本一致的斜向裂縫，為評估斜向裂縫對結(jié)構(gòu)的影響程度，以左幅主橋為對象，建立完好狀態(tài)下的模型作為基準(zhǔn)模型(Ⅰ)；同時，建立存在裂縫的模型作為損傷模型，為研究裂縫深度對結(jié)構(gòu)受力的影響，按照裂縫深度的大小，分別建立兩種損傷模型，對比分析兩種損傷模型和完好模型的結(jié)構(gòu)反應(yīng)。

因現(xiàn)場腹板典型裂縫深度最大為27 cm，故第1種損傷模型(Ⅱ)中，裂縫深度統(tǒng)一按27 cm考慮，裂縫位置和長度依據(jù)檢測報告確定。在裂縫處通過挖除一個長×寬×深=裂縫長×1 cm×27 cm的矩形實體進(jìn)行模擬，不考慮裂縫閉合后的承壓作用及裂縫處混凝土面之間的摩擦作用。

第2種損傷模型(Ⅲ)中，裂縫深度按貫穿整個腹板厚進(jìn)行考慮，裂縫位置和長度依據(jù)檢測報告確定。同樣在裂縫處通過挖除一個長×寬×深=裂縫長×1 cm×腹板厚的矩形實體進(jìn)行模擬，也不考慮裂縫閉合后的承壓作用及裂縫處混凝土面之間的摩擦作用。

為了具有對比性，3個模型均采用Ansys建立，采用相同的網(wǎng)格尺寸，采用相同的求解器和收斂精度?；鶞?zhǔn)模型由145 595個節(jié)點、436 996個Solid45單元組成；第1種損傷模型由148 942個節(jié)點、449 880個Solid45單元組成；第2種損傷模型由 152 251個節(jié)點、462 162個Solid45單元組成。

4 數(shù)值模擬計算結(jié)果

4.1 梁體自重作用下的計算結(jié)果

在梁體自重作用下，3種不同模型的計算豎向撓度值如圖2所示。

圖2 自重作用各模型豎向撓度(單位:m)

由圖2可知：基準(zhǔn)模型最大撓度為-120.517 mm，損傷模型Ⅱ最大撓度為-120.501 mm，相對于基準(zhǔn)模型變化百分比為-0.013 28%；損傷模型Ⅲ最大撓度為-120.669 mm，相對于基準(zhǔn)模型變化百分比為0.126 12%；由計算結(jié)果可見，自重作用下，兩種損傷模型與基準(zhǔn)模型撓度無明顯差異。

4.2 車道荷載作用于2號跨的計算結(jié)果

根據(jù)檢測結(jié)果，發(fā)現(xiàn)左幅2號跨裂縫較多，選擇主橋2號跨進(jìn)行公路-Ⅰ級車道荷載作用下的結(jié)構(gòu)分析，研究2號跨在正彎矩作用下的受力情況。按兩車道進(jìn)行計算，規(guī)范中車道均布線荷載以面均布力的形式作用于2號跨橋面，規(guī)范中車道集中荷載以面均布力的形式作用于合龍段橋面。車道荷載作用于2號跨時結(jié)構(gòu)計算結(jié)果匯總見表2。

由表2可知：最大豎向撓度、縱橋向最大拉應(yīng)力均未見有明顯變化；兩種損傷模型縱橋向最大壓應(yīng)力、主壓應(yīng)力有較明顯增大，其中主壓應(yīng)力增大的原因是腹板裂縫的存在導(dǎo)致裂縫處應(yīng)力明顯增大；損傷模型Ⅲ主拉應(yīng)力有較明顯增大，主拉應(yīng)力增大的原因為腹板裂縫的存在導(dǎo)致裂縫處應(yīng)力明顯增大。

縱橋向壓應(yīng)力最大值及主壓應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在2號墩2號跨側(cè)2號塊腹板裂縫處；主拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在2號跨合龍段梁底處。將3種模型的縱橋向壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)部位局部放大如圖3所示，圖3(b)、(c)中的斜線就是設(shè)置的裂縫部位。

4.3 車道荷載作用于1、3號跨計算結(jié)果

選擇主橋 1、3號跨進(jìn)行公路-Ⅰ級車道荷載作用下的結(jié)構(gòu)計算，以研究2號跨在負(fù)彎矩作用下的受力情況。按兩車道進(jìn)行計算，規(guī)范中車道均布線荷載以面均布力的形式作用于1、3號跨橋面，規(guī)范中車道集中荷載以面均布力的形式作用于3號跨合龍段橋面。車道荷載作用于1、3號跨時2號跨結(jié)構(gòu)計算結(jié)果匯總于表3。

由表3可知：損傷模型Ⅱ的最大豎向撓度相對基準(zhǔn)模型變化率為-0.03%，損傷模型Ⅲ的最大豎向撓度相對基準(zhǔn)模型變化率為0.01%，表明最大豎向撓度變化不明顯；兩種損傷模型的主壓應(yīng)力、主拉應(yīng)力相對于基準(zhǔn)模型增大明顯，特別是損傷模型Ⅲ的主拉應(yīng)力比基準(zhǔn)模型增大約3倍。分析主拉、壓應(yīng)力增大的原因：腹板裂縫的存在導(dǎo)致裂縫處應(yīng)力明顯增大。

表2 車道荷載作用于2號跨時計算結(jié)果

圖3 縱橋向最大壓應(yīng)力云圖(單位：Pa)

表3 車道荷載作用于1、3號跨時2號跨結(jié)構(gòu)計算結(jié)果匯總

4.4 振動頻率和振型計算結(jié)果

為研究裂縫對結(jié)構(gòu)動力特性的影響，將計算得出的3種模型的前5階振動頻率列于表4。

由表4可知：基準(zhǔn)模型的前5階振動頻率比損傷模型Ⅱ大，損傷模型Ⅱ比損傷模型Ⅲ稍大，表明隨著損傷程度的加大，自振頻率均呈下降趨勢；兩種損傷模型相對于基準(zhǔn)模型的結(jié)構(gòu)自振頻率變化率均小于0.1%，表明前5階振動頻率未出現(xiàn)明顯差異。經(jīng)對比振型圖可知，損傷模型和基準(zhǔn)模型振型也未見明顯變化，自振頻率計算和振型對比表明，結(jié)構(gòu)動力特性未發(fā)生明顯變化。

表4 振動頻率對比

5 結(jié)論

通過建立3種不同模型，模擬裂縫對連續(xù)剛構(gòu)橋箱梁受力性能的影響，分析比較后得出如下結(jié)論：

(1)梁體自重作用下?lián)p傷模型和基準(zhǔn)模型撓度無明顯差異。

(2)車道荷載作用于2號跨時，損傷模型Ⅱ主梁最大豎向撓度、縱橋向最大拉應(yīng)力、主拉應(yīng)力均未見明顯變化；損傷模型Ⅲ主梁最大豎向撓度、縱橋向拉應(yīng)力也未見明顯變化。車道荷載作用于2號跨時，損傷模型Ⅱ縱橋向最大壓應(yīng)力、主壓應(yīng)力有較明顯增大；損傷模型Ⅲ縱橋向最大壓應(yīng)力、最大主壓應(yīng)力、最大主拉應(yīng)力明顯增大。腹板裂縫的存在是導(dǎo)致上述應(yīng)力增大的原因。

(3)車道荷載作用于1、3號跨時，2號跨兩種損傷模型的最大豎向撓度未見明顯變化。車道荷載作用于1、3號跨時，兩種損傷模型主壓應(yīng)力、主拉應(yīng)力有較明顯增大。腹板裂縫的存在是導(dǎo)致上述應(yīng)力增大的原因。

(4)隨著損傷程度的加大，自振頻率呈下降趨勢，但兩種損傷模型和基準(zhǔn)模型結(jié)構(gòu)自振頻率未出現(xiàn)明顯差異，振型未見明顯變化，說明橋梁目前結(jié)構(gòu)動力性能未發(fā)生明顯變化。

(5)綜合損傷模型和基準(zhǔn)模型有關(guān)梁體自重、車道荷載及結(jié)構(gòu)動力特性的對比分析結(jié)果可知，現(xiàn)有腹板裂縫對結(jié)構(gòu)整體剛度未見明顯影響，但裂縫處應(yīng)力明顯增大，裂縫的發(fā)展將導(dǎo)致橋梁整體剛度下降、承載能力降低。