劉占浦,杜小龍

（1.贛州市公路發(fā)展中心信豐分中心,江西 信豐 341600; 2.贛州市公路發(fā)展中心安遠(yuǎn)分中心,江西 安遠(yuǎn) 342100）

0 引言

結(jié)合類似工程經(jīng)驗，轉(zhuǎn)向塊受力復(fù)雜，應(yīng)力集中，設(shè)計難度大，如果設(shè)計不合理，定位不準(zhǔn)確，必定引發(fā)體外索局部摩擦損失增大及轉(zhuǎn)向塊混凝土開裂。對于施工空間狹小的箱室環(huán)境，混凝土澆筑及振搗難度大，對轉(zhuǎn)向塊混凝土填充性、流動性和密實性的要求也較高?；诖耍撐膶w外預(yù)應(yīng)力加固橋梁轉(zhuǎn)向塊受力性能及混凝土配合比展開研究，以期為工程實踐提供借鑒參考。

1 工程概況

某跨河公路橋梁主橋長190 m，上部采用跨徑（55+80+55）m的預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土變截面單箱單室連續(xù)箱梁結(jié)構(gòu)（見圖1）。主跨跨中、邊跨現(xiàn)澆梁段梁高及墩頂箱梁梁高分別為2.0 m、2.0 m和4.5 m。該橋梁始建于2008年，在2021年展開的定期檢測中發(fā)現(xiàn)，腹板斜向裂縫、頂板縱向裂縫、主跨下?lián)系炔『^為嚴(yán)重；隨后進行的靜力荷載試驗結(jié)果也顯示，該橋梁撓度校驗系數(shù)達(dá)不到《公路橋梁荷載試驗規(guī)程》（JTG/T J21—01—2015）的規(guī)定，上部結(jié)構(gòu)豎向抗彎剛度降幅明顯。為盡快恢復(fù)橋梁工作狀態(tài)和結(jié)構(gòu)安全，擬實施體外預(yù)應(yīng)力加固。

圖1 主橋結(jié)構(gòu)（單位：m）

2 轉(zhuǎn)向塊受力特性分析

2.1 轉(zhuǎn)向裝置構(gòu)造

總結(jié)體外預(yù)應(yīng)力加固橋梁轉(zhuǎn)向裝置設(shè)計經(jīng)驗，其在設(shè)計時必須考慮以下構(gòu)造要求：①在靠近腹板處布置體外預(yù)應(yīng)力筋管道，以減小腹板和底板處偏心彎矩；管道與側(cè)邊緣、頂板及底板的凈距分別為8 cm和4 cm；管道間凈距應(yīng)超出管徑。受壓型轉(zhuǎn)向裝置受力筋應(yīng)單層設(shè)置；而受拉型轉(zhuǎn)向裝置受力筋可單層或雙層設(shè)置，內(nèi)外層箍筋端部均應(yīng)與錨栓牢固焊接并形成閉口。所使用的受力箍筋直徑應(yīng)為12～16 mm，并按10～15 cm的縱向間距布置。②雙層箍筋布設(shè)時，所有體外預(yù)應(yīng)力筋管道均應(yīng)被內(nèi)層箍筋裹覆，箍筋和管道的凈距至少達(dá)到2.5 cm；為使外層箍筋保護層能完全包裹內(nèi)層箍筋，其保護層厚度必須達(dá)到4～6 cm，且內(nèi)層和外層箍筋豎直向間距應(yīng)在5 cm以上。③綜合考慮體外預(yù)應(yīng)力筋管道外徑、布置情況、保護層等后確定轉(zhuǎn)向裝置橫向設(shè)計尺寸；而縱向設(shè)計尺寸確定時必須考慮導(dǎo)管曲率半徑、保護層和箍筋等方面。

2.2 轉(zhuǎn)向裝置受力分析

該橋梁連續(xù)箱梁施工空間受限，跨中箱內(nèi)凈高1.45 m，轉(zhuǎn)向塊為不規(guī)則五邊形（見圖2），按照設(shè)計要求，配筋間距最小為10 cm，使用普通混凝土存在較大的澆筑難度。為此，設(shè)計及施工方?jīng)Q定采用流動性、填充性強，自密性好的自密實混凝土?？紤]到轉(zhuǎn)向塊受力的復(fù)雜性，如果設(shè)計不當(dāng)，必然加重體外索局部硬化及摩阻損失。該文采用MIDAS FEA3.6土木結(jié)構(gòu)仿真分析軟件展開跨中轉(zhuǎn)向塊以及1/4跨轉(zhuǎn)向塊受力情況模擬，體外索豎向分力疊加在轉(zhuǎn)向孔處。轉(zhuǎn)向塊主拉應(yīng)力最大值見圖3。根據(jù)圖中情況，轉(zhuǎn)向孔附近混凝土承受較大且復(fù)雜的拉應(yīng)力，其整體豎向拉應(yīng)力取值在1.67～2.48 MPa之間；而1/4跨轉(zhuǎn)向塊主拉應(yīng)力最大值為2.46 MPa，均未超出轉(zhuǎn)向塊混凝土標(biāo)準(zhǔn)抗拉強度。張拉體外預(yù)應(yīng)力束的過程中，轉(zhuǎn)向塊整體豎向壓應(yīng)力值位于0.10～0.35 MPa范圍內(nèi)，取值較小。

圖2 跨中轉(zhuǎn)向塊結(jié)構(gòu)（單位：cm）

圖3 轉(zhuǎn)向塊主拉應(yīng)力最大值（單位：MPa）

對轉(zhuǎn)向孔間混凝土配筋進行了加密布置。因施工空間受限，配筋間距下，轉(zhuǎn)向塊受力復(fù)雜，為保證混凝土澆筑的密實性，避免受力后出現(xiàn)開裂，對自密實混凝土性能和強度要求較高。原箱梁混凝土設(shè)計強度C50，調(diào)整后轉(zhuǎn)向塊及錨固塊混凝土強度提高為C55，且拌和物塌落度增大至（650±50）mm。

2.3 轉(zhuǎn)向塊受力性能影響因素

體外預(yù)應(yīng)力加固橋梁轉(zhuǎn)向塊受力性能主要與轉(zhuǎn)向力橫縱向作用位置、斜腹板傾角、轉(zhuǎn)向構(gòu)造形式等有關(guān)。

2.3.1 轉(zhuǎn)向力橫縱向作用位置

該加固橋梁橫橋向布置數(shù)根預(yù)應(yīng)力索，轉(zhuǎn)向構(gòu)造布置多束體外預(yù)應(yīng)力，為展開原結(jié)構(gòu)及轉(zhuǎn)向構(gòu)造受力變化規(guī)律分析，以該橋梁橫橋向三根預(yù)應(yīng)力索通過的轉(zhuǎn)向塊為對象，依次進行預(yù)應(yīng)力索穿過三個孔道過程的模擬。根據(jù)圣維南局部效應(yīng)原理[1]，選取8 m長的主梁段，以縱向兩側(cè)截面為約束；采用15Φs15.2預(yù)應(yīng)力鋼絞線，張拉力取2 132.98 kN，張拉系數(shù)為0.56，轉(zhuǎn)向塊設(shè)計厚度為80 cm；預(yù)應(yīng)力筋縱橋向夾角及與轉(zhuǎn)向塊夾角分別為3.506°和 1.899°。

根據(jù)對三個孔道施加預(yù)應(yīng)力時轉(zhuǎn)向塊和箱梁交界面三向應(yīng)力的計算結(jié)果，隨著預(yù)應(yīng)力和腹板距離的增大，轉(zhuǎn)向塊和箱梁內(nèi)腹板交界處橫縱橋向、豎向壓應(yīng)力遞增；箱梁外腹板縱橋向、豎向應(yīng)力也遞增，但橫向應(yīng)力先增后降；轉(zhuǎn)向塊和箱梁底板交界處橫縱橋向、豎向應(yīng)力均遞增；箱梁底板及轉(zhuǎn)向塊頂面應(yīng)力變化均不大。由此可見，為控制三向應(yīng)力變化及轉(zhuǎn)向塊對原結(jié)構(gòu)的不利影響，必須在體外預(yù)應(yīng)力加固過程中使其盡可能靠近大剛度腹板。

該橋梁體外預(yù)應(yīng)力加固時，預(yù)應(yīng)力主要從豎向穿過轉(zhuǎn)向構(gòu)造，為研究豎向變化的轉(zhuǎn)向力對橋梁結(jié)構(gòu)受力的影響，將預(yù)應(yīng)力豎向分力設(shè)定為300 kN，其與底板的距離在50～170 cm之間取值，模擬結(jié)果見表1。由表可知，當(dāng)轉(zhuǎn)向力沿著轉(zhuǎn)向塊豎向移動時，原結(jié)構(gòu)橫縱橋向頂?shù)装鍛?yīng)力增幅較小，但底板應(yīng)力增幅大。表明設(shè)置轉(zhuǎn)向塊后和原結(jié)構(gòu)腹板、底板剛度具有較大的相關(guān)性，必須在設(shè)計和施工過程中局部增強相應(yīng)區(qū)域，促進其抗拉性能的提升。

表1 豎向作用位置變化后轉(zhuǎn)向力對結(jié)構(gòu)的影響

2.3.2 斜腹板傾角

針對箱梁截面有限元模型，在其箱梁腹板及頂板寬度、厚度既定的情況下，腹板斜率位于1/6～1/4范圍內(nèi)，向轉(zhuǎn)向孔分別施加500 kN的鋼束豎向轉(zhuǎn)向力后，對各孔受力情況展開模擬分析[2]。結(jié)果顯示，當(dāng)斜腹板斜率持續(xù)增大，轉(zhuǎn)向管道下部豎向拉應(yīng)力呈增大趨勢，且越臨近腹板的轉(zhuǎn)向管道，拉應(yīng)力值越大。在轉(zhuǎn)向管道既定時，隨著斜腹板斜率的增加，管道單元與大剛度腹板距離也越大，拉應(yīng)力也隨之增大。所以在加固斜腹板箱梁時，必須使內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)向管道靠近腹板，以控制豎向拉應(yīng)力。

2.3.3 轉(zhuǎn)向構(gòu)造形式

通過對各轉(zhuǎn)向管道豎剖面應(yīng)力變化規(guī)律的分析，在轉(zhuǎn)向塊頂部厚度既定時，隨著底板寬度的增大，各管道上下壓應(yīng)力和拉應(yīng)力均降低，這種構(gòu)造形式立模施工流程比等厚轉(zhuǎn)向塊復(fù)雜，但應(yīng)力明顯改善，故該橋梁體外預(yù)應(yīng)力加固推薦使用上窄下寬的轉(zhuǎn)向構(gòu)造形式[3]。

3 轉(zhuǎn)向塊混凝土配置及性能

3.1 混凝土配置

該體外預(yù)應(yīng)力加固橋梁轉(zhuǎn)向塊自密實混凝土所用原材料包括表觀密度3.2 g/cm3的P.O42.5普通硅酸鹽水泥；工程所在地電力廠Ⅱ級粉煤灰；細(xì)度模數(shù)2.98、表觀密度2.649 g/cm3、含泥量 0.84% 的河砂；表觀密度 2.697 g/cm3、粒徑 10～16 mm 和 5～10 mm 的碎石料按 25:75 的摻配比搭配使用；密度在±0.01 g/mL以內(nèi)的聚羧酸高效減水劑。

按照《自密實混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（JGJT 283—2012）的規(guī)定展開自密實混凝土配合比設(shè)計。具體而言，依據(jù)外界環(huán)境、澆筑條件、混凝土性能、設(shè)計強度，通過試拌試驗確定出5種不同的配合比，具體見表2。

表2 自密實混凝土配合比

3.2 混凝土工作性能

自密實混凝土工作性能主要指其抗離析性、間隙通過性和填充性，結(jié)合橋梁特點，轉(zhuǎn)向塊、錨固塊均為不規(guī)則形狀，鋼筋布設(shè)較為密集，故以拌和物填充性為自密實混凝土工作性能評價的主控指標(biāo)，以抗離析性和間隙通過性為選擇指標(biāo)[4]。采用塌落擴展度和擴展時間T500測試混凝土填充性，通過J環(huán)擴展度和塌落擴展度差值測試間隙通過性，通過V型漏斗試驗檢測抗離析性。經(jīng)檢測，該體外預(yù)應(yīng)力加固橋梁轉(zhuǎn)向塊自密實混凝土拌和物工作性能見表3。根據(jù)表中試驗結(jié)果，配合比5混合料V型漏斗時間超出了25 s，不符合要求；其余四組配合比合理，工作性能均滿足規(guī)范，自密實性、均質(zhì)性等均較好，且未出現(xiàn)碎石沉積、粉煤灰上浮等離析表現(xiàn)。

表3 自密實混凝土拌和物工作性能

3.3 硬化混凝土性能

針對工作性能滿足要求的四組配合比拌和物制備長× 寬 × 高為 150 mm×150 mm×150 mm 的混凝土試件，并按試驗規(guī)程養(yǎng)護28 d后，使用GJ-3型萬能壓力機展開抗壓強度檢測。結(jié)果見表4。根據(jù)試驗結(jié)果，四組拌和物試件的7 d抗壓強度均在50 MPa以上；其中，配合比1試件的28 d抗壓強度＜C55混凝土標(biāo)準(zhǔn)抗壓強度的1.15倍，故該組試件強度達(dá)不到規(guī)范；其余三組試件28 d抗壓強度均在64.3 MPa以上，符合規(guī)范。綜合考慮后，該體外預(yù)應(yīng)力加固橋梁轉(zhuǎn)向塊C55自密實混凝土制備采用配合比3。

表4 自密實混凝土抗壓強度試驗結(jié)果

該橋梁轉(zhuǎn)向塊和錨固塊鋼筋布設(shè)較為密集，完成自密實混凝土澆筑后，拆除重新澆筑的難度非常大，故必須一次澆筑成功。在橋梁加固現(xiàn)場進行了首件自密實混凝土試澆筑，養(yǎng)護后前期強度增長快速，完全滿足橋梁運行期間加固維修方面的要求。拆模后，混凝土表面也較為密實平整，無空洞、氣泡。

4 結(jié)論

綜合以上分析，對于體外預(yù)應(yīng)力加固橋梁體系而言，轉(zhuǎn)向塊結(jié)構(gòu)受力復(fù)雜，在張拉體外預(yù)應(yīng)力束的過程中轉(zhuǎn)向塊整體豎向拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在臨近腹板側(cè)轉(zhuǎn)向器周圍，且轉(zhuǎn)向孔間混凝土承受較大且復(fù)雜的拉應(yīng)力，必須適當(dāng)增強配筋；轉(zhuǎn)向塊應(yīng)采用上窄下寬的構(gòu)造形狀。按照以上思路，在采用C55強度等級的自密實混凝土后，該橋梁跨中箱內(nèi)澆筑情況良好，整個澆筑過程無需外力振搗，澆筑后強度提升較快，28 d抗壓強度達(dá)到66.4 MPa，取得了較為理想的加固效果。