佳木斯大橋體外預應力加固設計

程紀敏，張喜軍

(黑龍江省哈伊高速公路管理處)

1 橋面鋪裝加厚后T構承載力驗算

為確定所施加的體外預應力，需要對橋面系改造前后橋梁結構的應力進行計算。計算采用橋梁博士(Ver 3.1)進行。橋面鋪裝層為8 cm混凝土墊層，橋面找平層為瀝青混凝土，其厚度為牛腿處找平層厚度10 cm，在墩頂及掛梁的跨中截面找平層厚度為0，其間按拋物線變化。

1.1 按JTG D60-2004規范計算

采用橋梁博士(Ver 3.1)對橋面系改造前后結構的應力進行計算。計算時參數與JTJ 023-85規范完全相同。

(1)截面抗彎強度驗算。

表1為各截面的抗彎強度與其承受的最不利極限組合內力的比較。計算截面抗力時，未計入普通鋼筋及構造鋼筋的影響。計算表明結構在承載能力極限狀態時各截面的抗彎強度滿足要求。

表1 組合I截面強度驗算

(2)正常使用極限狀態應力計算。

表2～表5分別為正常使用極限狀態標準效應組合、長期效應組合和短期效應組合作用下，各截面的正應力和最大主應力計算結果。

表2 正常使用極限狀態標準效應組合應力計算 MPa

續表2

表3 正常使用極限狀態長期效應組合應力計算 MPa

表4 正常使用極限狀態短期效應組合應力計算 MPa

由表3可見，在正常使用極限狀態標準效應組合作用下，各控制截面上、下緣壓應力的最大值為12.6 MPa，小于規范允許值13.4 MPa;最大主壓應力為12.6 MPa，小于規范允許值16.1 MPa，滿足規范的要求。

由表4可見，在正常使用極限狀態長期效應組合作用下，各控制截面上、下緣均未出現拉應力;最大主拉應力為-0.67 MPa，小于規范允許值，滿足規范的要求。

由表5可見，在正常使用極限狀態短期效應組合作用下，各控制截面上、下緣均未出現拉應力;最大主拉應力為-1.14 MPa，小于規范允許值1.44 MPa(0.6ftk)，滿足規范要求。但T構根部截面上緣壓應力儲備較小，為1.91 MPa;從牛腿到6號塊各截面上緣的壓應力儲備均小于2.0 MPa。

1.2 120 mT構懸臂梁結構計算結論

通過對120 mT構懸臂梁結構的計算，可以得出如下結論。

(1)橋面鋪裝經過改造后，在正常使用條件下，無論是按照公路JTJ 023-85規范還是按照公路JTG D60-2004規范計算，T構箱梁的各截面均能滿足汽車-超50級或公路-I級荷載的使用要求，并且具有一定的強度儲備。

(2)雖然從計算結果上，橋面鋪裝經過改造后能夠滿足汽車-20級或公路-I級的荷載要求，但由于橋梁已使用了近20年，并產生了一些病害，橋梁的實際承載力有所下降;另外，橋上汽車荷載遠大于設計荷載，以及按照公路2004規范計算的墩頂截面上緣壓應力儲備較小(1.91 MPa)，所以，應當增加一部分體外預應力，以增加橋梁的安全儲備，延長其使用壽命。

1.3 減振裝置設計

在車輛荷載作用下橋梁結構將產生振動，同時也會引起體外索的振動。若體外索振動過大，將導致索內產生較大的索力變化，這對體外索的抗疲勞性能和錨具的工作性能不利。為防止在車輛荷載作用下體外索產生過大振動，需對體外索采取減振措施。

橋體外索減振裝置采用減振橫梁配合減振支架的方法，見圖1。先在箱梁兩腹板之間設置橫向的減振橫梁，橫梁由兩根槽鋼組成，位于體外索下方并靠緊體外索的護套管，橫梁的兩端通過錨固鋼板固結在箱梁腹板上。減振橫梁每隔6 m設置一道。

減振支架由橡膠墊塊、半圓形鋼套管和鋼支架組成。松散的體外束由橡膠墊塊和兩個半圓形鋼套管收緊后，通過鋼支架固定在減振橫梁上。減振橫梁上方的護套管需要剝除。

為使各體外束在護套管內更緊密地結合成為整體，在護套管內設置了體外束收緊裝置，如圖2。收緊裝置由橡膠墊和外面的收緊鋼板組成，每隔3 m設置一道。

圖1 體外索減振裝置構造圖

圖2 體外束收緊裝置

2 結論

分別采用新舊規范對佳木斯公路大橋加固前、后的極限承載能力狀態及正常使用極限狀態進行了驗算。根據驗算的結果，制定了體外預應力加固的設計方案，采用實體單元對錨固橫梁進行了空間分析，確定了錨固橫梁的構造形式和尺寸。最后，對體外索的減振裝置進行了設計。

[1]張勁泉，任宏偉.橋梁的檢查與評定技術.全國公路橋梁養護管理技術交流會文集[M］.北京:中國建筑出版社，2002，70-88.

[2]羅娜.橋梁工程概論[M］.北京:人民交通出版社，2006:93-156.

[3]公路橋涵養護規范(JTG H11-2004)[S］.北京:人民交通出版社，42～56.