連續箱梁預應力缺陷評估及加固技術研究

袁建新　孫連峰

(中鐵大橋科學研究院有限公司　武漢　430034)

連續箱梁預應力缺陷評估及加固技術研究

袁建新孫連峰

(中鐵大橋科學研究院有限公司武漢430034)

摘要某預應力混凝土連續箱梁橋屬于城市快速高架橋，在預應力張拉灌漿完成后，發現箱梁部分預應力鋼束存在夾片外露長度偏大及夾片滑絲的現象，為進一步了解橋梁結構狀態，進行了以預應力鋼束檢測為重點的全面檢測和靜載試驗。通過現場外觀檢查，以及應力釋放法推算結構現存應力狀態，并結合靜載試驗和有限元結果，認為應力儲備不足，提出了采用體外預應力提高結構應力儲備的加固方案。

關鍵詞連續箱梁預應力缺陷檢測應力釋放法有限元分析體外預應力

隨著我國城市基礎設施建設的快速發展，越來越多的城市高架快速路應運而生，這些城市高架橋中預應力混凝土連續箱梁是主要橋型之一[1]。

預應力鋼束是預應力橋梁的根本，但因施工等各種因素的影響，往往在施工過程或成橋后出現不同程度的缺陷，由于其本身特性及其隱蔽性，缺陷檢查尤其是有效預應力的檢查仍然具有相當大的困難。因此充分利用現有技術手段對預應力橋梁進行病害及承載能力評估，并采取合理的措施進行加固維修是一個值得研究的課題。

1工程背景

某城市快速高架橋,其中一聯箱梁為預應力混凝土連續箱梁,跨徑布置為4×30 m,主梁頂板寬25.8 m,采用整體現澆、后張法施工。設計車速80 km/h；設計車道：雙向6車道。

上部結構采用等截面預應力混凝土斜腹板連續箱梁結構，C50混凝土，梁高為2.0 m。箱梁橫截面采用單箱三室，頂板寬25.8 m，厚0.25 m，頂板兩側的翼緣懸臂長4.0 m，底板寬17.0 m，厚0.22 m，腹板厚0.6 m，端橫梁厚1.5 m，中橫梁厚2.0～2.4 m。箱梁截面形式示意圖見圖1。

圖1　箱梁截面示意圖(單位：mm)

混凝土箱梁內設縱、橫雙向預應力，鋼鉸線標準強度fpk=1 860 MPa，錨下張拉控制應力σcon=1 395 MPa。縱向預應力筋腹板F1，F2，F3通長束共12束，每束19根；頂板第二、三跨T2共12束，每束12根；頂板第一、四跨T1束各12束，每束12根；底板B1通長束共6束，每束12根；底板第二跨、第三跨B3共12束，每束9根；底板第一、四跨B2共12束，每束9根。

該橋在預應力張拉灌漿完成后，在巡查過程中發現部分錨具夾片外露高度過大，個別錨頭有單根鋼絞線內縮。為摸清橋梁的預應力狀況及對承載能力的影響，對該橋進行了以預應力鋼束檢測為重點的全面檢測和靜載試驗，作為后期問題處理的依據。

2預應力缺陷評估

預應力缺陷評估一般定性較為容易，但定量分析預應力度較為困難，本文從以下4個方面進行評估：先通過檢查預應力錨頭外觀、夾片外露長度、齒塊混凝土狀況、預應力管道壓漿質量來定性分析，再通過測量底板現存應力，以及有限元計算分析和橋梁靜載試驗來定量分析、評估。

(1) 缺陷定性檢測及分析。用游標卡尺測量夾片外露長度，檢查預應力錨頭外觀及齒塊混凝土狀況。隨機選取2束底板預應力束和1束腹板預應力束，打開預應力孔道，檢查孔道壓漿及預應力鋼束情況。檢查結果如下。

① 共檢查夾片為1 881個，最大外露高度為10 mm，根據《公路橋涵施工技術規范》(JTGF/ F50-2011)中7.8.5條中規定夾片露出錨具外的高度不應大于4 mm，合格夾片數量為1 510個，不合格夾片數量為371個，合格率為80.3%。

② 3處錨頭存在單根鋼絞線內縮現象，其中1根鋼絞線夾片滑絲，鋼絞線內縮達84 cm。

③ 2處錨墊板下混凝土有修補痕跡，1處錨具表面傾斜，在張拉過程中存在錨墊板下混凝土被壓壞的現象。

④ 鑿開預應力管道，發現波紋管及預應力鋼束狀況良好，未見銹蝕，但孔道內壓漿均不飽滿，個別位置壓漿料極少。

根據以上檢測結果，可以初步判斷橋梁預應力施工質量較差，預應力存在較大損失，且孔道壓漿不飽滿將影響到結構的耐久性。

(2) 預應力定量檢測及分析。為進一步了解預應力損失情況，需對預應力張拉完成后的實際錨固力做進一步檢測。對于已經灌漿的預應力鋼束，就現有的檢測技術而言測量鋼絞線張拉力有較大困難，且無法反映混凝土實際受力狀況。因此，考慮采用應力釋放法測量箱梁跨中底板現存應力，了解橋梁內部的現存應力狀況，間接推算預應力損失情況。

考慮到常用的單向應變片應力釋放法，因溫度等因素的影響，測試結果離散性較大，現場采用2組2軸90°應變花，應變花中的橫向應變片作為補償使用，4個應變片接成全橋電路進行測試，測試結果較為穩定。

應力釋放法基本步驟如下：①現場確定邊跨和中跨跨中底板試驗位置，應變片采用標距的應變片。將混凝土表面磨平，涂上防水基底層；②粘貼6 cm膠基縱向應變片和橫向應變片各2片，將橫向布置的應變片作為溫度補償片，連接為全橋電路；③量測此時應變計的初始值；④以應變計為中心，用直徑100 cm鉆心機取貼有應變片的混凝土, 鉆孔深度為10 cm，使取出的混凝土塊中的應力得以釋放；⑤測出此時應變；⑥將測試值與初始值的差值除以2，再除以(1+υ，式中：υ為泊松比)便可獲得此處現存的應變，乘以混凝土彈性模量，即得此處現存應力。

現場實測邊跨、中跨跨中底板上表面現存壓應力分別為-3.16，-3.41 MPa。而此階段(預應力張拉完成，二期恒載未上)邊跨、中跨跨中底板上表面的理論計算應力值分別為-4.89,-5.11 MPa，因此推算混凝土底板應力損失值分別為-1.73，-1.70 MPa。

(3) 靜載試驗。為了更好地掌握橋梁結構的整體工作狀態，綜合判定橋梁目前的預應力工作狀況和承載能力，對橋梁進行靜載試驗[2]。由于該橋橋面系未施工，靜載試驗采用重物堆載，加載效率控制在1.00～1.05之間，最不利效應值為二期恒載和設計標準活荷載產生的效應包絡圖，靜載試驗分10個加載工況，包括各跨跨中正彎矩和各墩墩頂負彎矩對稱及偏心加載。

表1、表2為部分試驗及計算結果，應力以受拉為正，受壓為負；撓度以向上為正，向下為負。

表1　各主要截面應力實測值與計算值對比

表2　各主要工況撓度實測值與計算值對比

由靜載試驗的測試結果及相應的計算分析，可看出：

① 箱梁各跨實測應力最大值分別為1.63,1.29,1.27,1.77 MPa，校驗系數在0.73～0.78之間，實測值均小于計算值，表明箱梁強度滿足設計要求。箱梁各跨實測撓度最大值分別為-3.66,-2.73,-2.71,-4.04 mm、校驗系數在0.74～0.82之間，均小于1，表明橋梁抗彎剛度滿足設計要求。卸載后，殘余應變和殘余變形均較小，表明結構處于彈性工作狀態。

② 支座縱向位移較小，實測支座縱向位移最大為0.32 mm，實測值與計算值基本吻合，卸載后，支座基本恢復初始位置，支座工作狀態良好。實測梁端轉角較小，梁端轉角最大為75 s，實測值均小于計算值。

③ 試驗過程中，夾片、鋼絞線與錨頭的相對變形監測結果表明，加載過程中及加載結束后鋼束外露長度和夾片外露長度未發生變化，未出現滑絲現象，錨頭外觀及錨固面混凝土也未發現明顯異常。

④ 試驗過程中及試驗完成后，各控制截面均未產生新裂縫，已有裂縫長度及寬度在加載前后均未發生變化。

通過靜載試驗結果可以看出，主體結構工作狀態較好，結構整體剛度能滿足設計要求，橋梁結構處于彈性工作狀況。同時預應力鋼束的錨頭、夾片、鋼絞線在試驗荷載下也未出現異常現象。

3有限元計算分析

由于靜載試驗時未考慮使用階段的溫度荷載以及結構支點不均勻沉降，為進行加固，需對后期二期恒載施工完成后的應力以及成橋后收縮徐變進行計算，并進行成橋運營階段組合驗算。計算采用Midas Civil 2013建立有限元模型，模型采用梁單元模擬主梁[3]，共劃分單元83個，節點84個；模型邊界條件為：中間墩為固定支座，其余為活動支座。計算基本參數如下：主梁采用C50混凝土，彈性模量取3.45×104MPa，泊松比為0.167，容重取26.5 kN/m3，二期恒載(橋面鋪裝、防撞護欄、聲屏障、種植土及植物)取105.46 kN/m。該橋為雙向6車道，橫向折減系數0.55，偏載系數為1.15，計算自振頻率為4.00 Hz，沖擊系數μ=0.176 7 ln(f)-0.015 7=0.23。支座不均勻沉降取-5 mm，整體升降溫20 ℃，同時根據規范計入溫度梯度荷載[4]。

預應力鋼束效應折減完全按規范計算各項損失的情況下，主要截面應力計算結果見表3。由表中數據可以看出：運營期間邊跨跨中和中跨跨中底板在標準組合狀態下應力最小壓應力分別為-1.80 MPa和-1.92 MPa，在短期組合狀態下應力最小壓應力分別為-2.51 MPa和-2.82 MPa，運營組合狀態壓應力儲備不大。如按檢測結果考慮2跨中底板損失1.70 MPa的應力，則短期和標準組合狀態下的應力接近消壓狀態，壓應力儲備水平更顯不足。

表3　主要截面應力計算結果　MPa

4加固措施

(1) 根據以上現場檢測結果判定，橋梁預應力施工質量較差，同時壓漿不飽滿將影響到結構耐久性，因此對預應力短束，每束鉆2個孔，對預應力長束，每跨內鉆2個孔，檢查預應力管道壓漿的密實性，如有不密實的位置，補充壓漿。

(2) 根據現場檢測、靜載試驗以及有限元分析結果判定，雖橋梁整體結構總體工作狀態較好，結構總體剛度滿足設計要求，但結構應力存在較大損失，與原設計理想狀態相比壓應力明顯減小，應力儲備不足，如考慮超載等因素則更為不利。因此最終確定處理的原則是提高結構應力儲備，盡量將結構應力狀態恢復到設計狀態，但考慮到檢測結果存在一定偏差，同時避免因加固而產生局部壓應力過大等次生危害，決定采用施加體外預應力，將跨中底板現存應力增加1 MPa左右，提高結構應力儲備。

具體主要加固方案為：在箱梁內底板對稱布置6束15根Φs15.2 m縱向通長體外預應力束，每箱2束。在箱梁兩邊跨距支座一定距離各澆筑一道混凝土橫隔墻，錨固塊設計成門檻梁形式，并與腹板相連作為體外預應力錨固區，中墩橫隔板在預應力通過處開孔。體外預應力總體布置見圖2。經計算：加固后邊跨跨中底板壓應力增加了-1.2 MPa，中跨跨中底板壓應力增加了-0.7 MPa；邊跨跨中頂板壓應力增加了-0.5 MPa，中跨跨中頂板壓應力增加了-0.8 MPa。

圖2　體外預應力總體布置示意圖(單位：mm)

5結語

預應力混凝土連續箱梁在橋梁工程中被廣泛采用，但在施工過程中，由于各種原因，預應力鋼束容易出現多種質量缺陷，文中從多個方面定性和定量分析評估了預應力缺陷情況，并根據評估結果確定合理的加固措施，在箱內增加合理數量的體外預應力束，既不影響外觀，又可大大節約工期和成本，可為此類橋梁的預應力缺陷評估和加固設計提供借鑒。

參考文獻

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

[2]劉金福.服役20年預應力混凝土連續梁橋靜載試驗研究[J].橋梁建設，2013(5):75-80.

[3]張宏祥,包旭.預應力損失對連續剛構橋剛度和應力狀態的影響分析[J].世界橋梁.2014(1):36-39.

[4]JTG D62-2004公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范[S]. 北京：人民交通出版社，2004.總第273期

收稿日期：2015-09-26

DOI 10.3963/j.issn.1671-7570.2015.06.014