陳棟棟

（山西省交通建設(shè)工程質(zhì)量檢測中心（有限公司），山西 太原 030032）

隨著我國經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，公路交通量不斷增大，公路荷載不斷提升，加之設(shè)計(jì)不當(dāng)或施工質(zhì)量差等原因，導(dǎo)致部分早期建設(shè)的已運(yùn)營公路橋梁在未達(dá)到設(shè)計(jì)使用年限時(shí)就出現(xiàn)了影響結(jié)構(gòu)安全的病害，如：連續(xù)結(jié)構(gòu)正彎矩區(qū)腹板豎向裂縫、底板橫向裂縫等。針對(duì)上述情況，目前常見的加固法有：粘貼碳纖維加固法、粘貼鋼板加固法、增大截面加固法、體外預(yù)應(yīng)力加固法、各種加固組合方法。

1 工程概況

某特大橋上部結(jié)構(gòu)為25 m跨徑先簡支后連續(xù)預(yù)應(yīng)力混凝土小箱梁，橋?qū)?4 m，由4片預(yù)制小箱梁構(gòu)成，箱梁中心距3.5 m，橫橋向通過濕接縫連接，其橫斷面如圖1所示；下部結(jié)構(gòu)為柱式墩、肋板臺(tái)，鉆孔灌注樁基礎(chǔ)。設(shè)計(jì)荷載：汽車-超20級(jí)、掛車-120。

圖1 典型橫斷面（單位：cm）

橋梁運(yùn)營20余年，存在以下病害：主梁在L/4至3L/4梁跨之間底板及腹板范圍存在橫豎向裂縫，多數(shù)梁體裂縫主要形態(tài)為“一字型、L型及U型”，如圖2、圖3所示，其中底板橫向裂縫最寬0.64 mm；腹板豎向裂縫最寬0.36 mm；腹板斜向裂縫最寬0.86 mm；部分箱梁存在左右對(duì)稱的豎向裂縫，個(gè)別豎向裂縫與底板橫向裂縫貫通形成U形裂縫，且裂縫在持續(xù)擴(kuò)展，這將直接影響整座橋梁的承載能力及使用壽命。另外，底板縱向裂縫最寬0.63 mm；腹板縱向裂縫最寬1.07 mm；濕接縫裂縫最寬0.41 mm；橫隔板裂縫最寬0.83 mm。

圖2 無跨中橫隔梁

圖3 箱梁U型裂縫

1.1 病害原因分析

因多數(shù)梁體裂縫主要形態(tài)為“一字型、L型及U型”，表明主梁在長期活荷載作用下，正常使用極限狀態(tài)的抗彎承載能力不足，其原因主要如下：

a）該高速公路橋梁投入運(yùn)營以來，公路交通流量大幅增長，且早期超載超限車輛較多，而該橋設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)低，導(dǎo)致混凝土內(nèi)部微裂縫開展，進(jìn)而形成主梁底板橫向裂縫和腹板豎向裂縫。

b）該橋梁主梁間距較大，且未設(shè)置跨中橫隔板，橫向剛度較小，在活載作用下，主梁之間缺乏高效的橫向傳力構(gòu)件，荷載作用下主梁所承擔(dān)的荷載大于理論計(jì)算值，主梁之間存在明顯的相對(duì)位移和扭轉(zhuǎn)，也是箱梁出現(xiàn)腹板豎向裂縫、縱向濕接縫和橫隔板出現(xiàn)裂縫的主要原因之一。

c）橋梁運(yùn)營期間由于超載對(duì)結(jié)構(gòu)的損害隨箱梁混凝土老化和預(yù)應(yīng)力度降低逐步凸顯，也是造成本橋病害加速發(fā)展的主要原因之一。

1.2 加固方案確定

a）針對(duì)該橋橫向剛度不足，整體性較差的缺陷，加固方案中采用在跨中增設(shè)鋼桁架橫隔板，以提高橋梁的橫向剛度，改善活載的橫向分布。

b）針對(duì)主梁抗彎承載能力不足的狀況，加固方案中采用了對(duì)小箱梁增設(shè)體外預(yù)應(yīng)力鋼束，補(bǔ)足主梁的預(yù)應(yīng)力度，以提高主梁的抗彎承載能力。

c）為了進(jìn)一步提高主梁的抗彎剛度，加固方案中針對(duì)寬度大于0.2 mm的裂縫進(jìn)行注膠黏結(jié)，裂縫數(shù)量較多的橋跨，粘貼鋼板對(duì)裂縫進(jìn)行有效限制。

同時(shí)，對(duì)混凝土剝落、露筋、腐蝕等部位進(jìn)行修補(bǔ)，減小環(huán)境變化對(duì)主梁結(jié)構(gòu)的進(jìn)一步影響，提高主梁的耐久性。

圖4 加固后效果圖

2 加固方法效果分析[1]

為了確定該方案的加固效果，選取6×25 m典型聯(lián)跨作為試驗(yàn)跨進(jìn)行加固前后的荷載試驗(yàn)，通過對(duì)主梁應(yīng)力、撓度和基頻等參數(shù)試驗(yàn)對(duì)比，分析該加固方法對(duì)該類型橋梁的加固效果。

2.1 應(yīng)力測試結(jié)果分析

本文選取了次邊跨正彎矩偏載工況L/2斷面的應(yīng)力進(jìn)行比對(duì)分析，如圖5所示。

圖5 加固前/后次邊跨最大正彎矩偏載程序作用下L/2斷面偏載側(cè)梁應(yīng)力分布圖（單位：MPa）

a）表明雖然加固后試驗(yàn)跨在設(shè)計(jì)荷載作用下主梁控制截面的應(yīng)變?cè)隽勘燃庸糖坝酗@著的下降，但仍超設(shè)計(jì)值，主梁現(xiàn)有的抗彎強(qiáng)度仍不滿足原橋梁未損傷狀態(tài)下的受力性能。

b）表明采用該方法加固后試驗(yàn)跨主梁中性軸位置比加固前有了明顯改善，中性軸位置明顯下降，與截面理論計(jì)算位置更接近。

2.2 撓度測試結(jié)果分析

本文選取邊跨和次邊跨加固前/后最大正彎矩偏載工況下主梁縱向撓度（如圖6、圖7所示）及加固前/后邊跨最大正彎矩偏載工況下橋梁橫向撓度進(jìn)行比對(duì)分析（如圖8、圖9所示）。

圖6 加固前/后邊跨最大正彎矩偏載程序荷載作用下橋梁縱向撓度曲線圖

圖7 加固前/后次邊跨最大正彎矩偏載程序荷載作用下橋梁縱向撓度曲線圖

圖8 加固前/后邊跨最大正彎矩偏載程序加載1作用下L/2斷面橫向撓度曲線圖

圖9 加固前/后邊跨最大正彎矩偏載程序加載3作用下L/2斷面橫向撓度曲線圖

a）雖然加固后試驗(yàn)跨在設(shè)計(jì)荷載作用下主梁控制截面的撓度值比加固前有較顯著下降，但實(shí)測撓度大于設(shè)計(jì)值，主梁現(xiàn)有的抗彎剛度仍不滿足原橋梁未損傷狀態(tài)下的設(shè)計(jì)荷載要求。

b）該橋加固后主梁縱橋向抗彎剛度有較明顯提高，縱橋向抗變形能力顯著增強(qiáng)。試驗(yàn)跨橋梁縱向撓曲變形規(guī)律與理論計(jì)算基本相一致，主梁縱向撓度均比加固前有明顯降低。

c）表明加固后主梁橫向抗彎剛度有較明顯提高，試驗(yàn)跨跨中橫向撓度的橫向分布曲線與理論計(jì)算的撓度橫向分布曲線規(guī)律基本相一致，荷載橫向分布系數(shù)更趨于合理。

2.3 裂縫寬度測試結(jié)果分析

在試驗(yàn)過程中，對(duì)加固前/后正彎矩控制斷面底板裂縫寬度變化進(jìn)行了測試，測試結(jié)果見表1。

表1 加固前/后正彎矩控制斷面底板裂縫測點(diǎn)寬度變化情況表

加固后主梁的實(shí)測底板裂縫變化寬度均比加固前有了明顯改善，裂縫變化寬度明顯變小，表明采用該方法加固后能夠在一定程度上有效地抑制試驗(yàn)跨主梁裂縫的開展。

2.4 基頻測試結(jié)果分析

在試驗(yàn)過程中，對(duì)加固前/后橋梁結(jié)構(gòu)的振動(dòng)基頻變化也進(jìn)行了測試，測試結(jié)果見表2。

表2 加固前/后結(jié)構(gòu)整聯(lián)實(shí)測基頻結(jié)果

表明該橋加固后豎向基頻值較加固前增加14.3%，起到了一定的效果，但仍小于理論計(jì)算值，未恢復(fù)到原有設(shè)計(jì)狀態(tài)。這主要是由于主梁跨中附近截面開裂，造成結(jié)構(gòu)剛度顯著降低，結(jié)構(gòu)自振頻率比理論計(jì)算結(jié)果有較明顯降低，加固后結(jié)構(gòu)的裂縫得到了一定抑制。

3 結(jié)語

本文針對(duì)某橋的典型橋梁病害，選取了體外預(yù)應(yīng)力+鋼桁架橫隔板+粘貼鋼板的綜合加固法，并通過加固前/后的荷載比對(duì)試驗(yàn)，對(duì)其加固效果進(jìn)行了分析研究，得出如下結(jié)論：

a）加固后在設(shè)計(jì)荷載作用下主梁控制截面的應(yīng)變?cè)隽勘燃庸糖坝酗@著的下降；且實(shí)測主梁中性軸位置均比加固前有了明顯改善，與截面理論計(jì)算位置更接近，但主梁現(xiàn)有的抗彎強(qiáng)度仍不滿足原橋梁未損傷狀態(tài)下的設(shè)計(jì)要求。

b）加固后主梁縱橋向抗彎剛度有較明顯提高，縱橋向抗變形能力顯著增強(qiáng)，但主梁現(xiàn)有的抗彎剛度仍不滿足原橋梁未損傷狀態(tài)下的設(shè)計(jì)要求。

c）加固后主梁橫向抗彎剛度有較明顯提高，荷載橫向分布系數(shù)趨于合理。

d）加固后主梁的裂縫得到了一定抑制，豎向基頻值較加固前增加14.3%，但仍小于理論計(jì)算值，未恢復(fù)到原有設(shè)計(jì)狀態(tài)。

因此，該橋采用體外預(yù)應(yīng)力+鋼桁架橫隔板+粘貼鋼板的綜合加固法對(duì)損傷橋梁的承載能力雖有一定的改善，但縱向抗彎強(qiáng)度、剛度和裂縫寬度等仍無法滿足規(guī)范要求，需要對(duì)該類型病害橋梁的加固技術(shù)進(jìn)行進(jìn)一步的研究和探討，以尋求更有效的加固方法。