縱向預應力引起懸澆混凝土箱梁腹板損傷分析

杜 勇 柳海濤 秦 耕

(1.陜西高速公路工程試驗檢測有限公司，陜西 西安 710068； 2.陜西高速集團渭蒲高速公路項目建設管理處，陜西 西安 710068； 3.西安長慶科技工程有限責任公司，陜西 西安 710068)

縱向預應力引起懸澆混凝土箱梁腹板損傷分析

杜 勇1柳海濤2秦 耕3

(1.陜西高速公路工程試驗檢測有限公司，陜西 西安 710068； 2.陜西高速集團渭蒲高速公路項目建設管理處，陜西 西安 710068； 3.西安長慶科技工程有限責任公司，陜西 西安 710068)

以某預應力混凝土連續剛構橋為例，結合實體工程出現的箱梁腹板開裂現象，選取一個節段進行局部有限元建模分析，發現混凝土主拉應力超過規范限值，通過增大腹板厚度，有效解決了后續梁段腹板開裂問題，并進行了引起腹板開裂的參數敏感性分析，提出了多種解決方案。

混凝土箱梁，縱向預應力，腹板開裂，有限元分析

0 引言

近年來，隨著我國公路交通建設的大發展，預應力混凝土連續剛構箱梁橋在大跨度橋梁中得到了廣泛的應用[1]，但該種橋梁在施工或營運過程中裂縫問題普遍[2]，特別是腹板開裂更為嚴重。裂縫的出現對結構的安全性、耐久性和正常使用都產生了十分不利的影響，因而探索箱梁腹板開裂成因[3，4]無論對橋梁的養護還是對新建橋梁的設計、施工都具有重要意義。本文以某預應力混凝土連續剛構橋為例，采用現場調整和有限元分析的方法[5]，對其腹板混凝土開裂問題展開研究，以確定腹板損傷原因并提供有效改善措施。

1 縱向預應力引起腹板混凝土開裂案例調查

1.1 工程概況

某主橋采用(50+75+75+50)m四跨預應力混凝土連續剛構結構，三向預應力體系，在兩岸橋臺處設XF1180伸縮縫各一道。主梁為單箱單室直腹板箱梁。箱梁頂板寬度為15.50 m、底板寬度為8.0 m、翼緣板懸臂長度為3.75 m，翼緣板端部厚度為20 cm、根部厚度為85 cm；墩頂梁高300 cm，跨中梁高190 cm；頂板除0號段厚度為40 cm外，其他節段厚度均為26 cm；底板厚度60 cm～23 cm；0號塊腹板寬度70 cm，其余腹板寬度55 cm。主橋箱梁采用縱、橫、豎三向預應力體系。頂板、底板、腹板縱向預應力鋼束采用φs15.2 mm高強度低松弛鋼絞線，標準強度fpk=1 860 MPa，縱向預應力束錨具采用ZKYM15-19及15型；頂板橫向預應力束扁錨體系(BM15-4)配以扁平波紋管成孔；腹板豎向預應力束采用直徑32 mm的精軋螺紋粗鋼筋，JLM32型預應力錨具，預應力管道采用塑料波紋管。主橋的斷面圖如圖1所示。

1.2 事故描述

8號墩左幅1號、1′號塊混凝土壓漿時，發現8號橋墩腹板內側出現沿F1鋼束方向的裂紋，經檢查9號橋墩右幅腹板內側，發現出現裂紋方向一致。經檢測，裂紋長度約為2 m～3 m，寬度不相等，9號橋墩右幅1號、1′號塊由于豎向束已經張拉完成，裂紋寬度均小于0.05 mm；8號橋墩左幅1號、1′號塊豎向束沒有張拉，裂紋寬度約為0.05 mm～0.15 mm。9號墩右幅和8號墩左幅1號塊外側安裝掛籃檢查，發現裂紋位置和方向與腹板內側分布規律基本一致。裂縫拍攝圖如圖2所示。

1.3 原因分析

針對該事故，分別從設計方面和施工方面分析原因如下：

1)預應力張拉前混凝土的強度及齡期是否進行了雙向控制：規范上要求張拉時混凝土強度達到100%且混凝土的齡期在8 d以上方可張拉。因混凝土強度及其彈性模量未達到要求而進行張拉，會導致混凝土開裂。

2)張拉力是否存在超張拉。

3)考慮到梁體較高且一次澆筑完畢，建議采用插入式與附著式相組合的方法進行施工。

4)管道位置是否存在偏差問題。

5)預應力張拉前是否已拆除模板，以避免因模板約束引起梁附加力。

6)0號～1號截面腹板寬度突變，從0號塊的70 cm腹板寬度突變成1號塊的55 cm厚度，造成主拉應力過大。

7)設計采用腹板下彎束的規格為19φ15.2，控制應力1 395 MPa，鋼絞線面積19×139，張拉力達到3 684 kN，造成腹板局部應力過大。

2 腹板開裂的有限元分析

2.1 計算分析及后續處理

1)設計計算參數。

根據相關圖紙發現：該橋有8個懸澆節段，其中1號～3號節段有下彎束，由于問題出在1號節段，現對1號節段進行詳細地分析。

a.箱梁混凝土采用C50。Ftk=2.65 MPa，ftd=1.83 MPa；

b.1號塊梁高根部為406 cm、懸臂端為359 cm；節段長375 cm，頂板寬度1 550 cm，底板寬度800 cm，腹板寬度55 cm；

c.腹板預應力鋼絞線采用19φs15.2，標準強度為1 860 MPa，張拉控制應力為1 395 MPa，張拉力達到3 684 kN；

d.腹板箍筋間隔為15 cm，預應力曲線段半徑為900 cm，管道直徑為10 cm；

e.頂板預應力鋼絞線采用19φs15.2，標準強度為1 860 MPa，張拉控制應力為1 395 MPa，張拉力達到3 684 kN。

2)局部有限元計算。

由MIDAS civil、橋博等桿系有限元得到的應力計算結果具有較大的局限性，其原因如下：

a.桿系有限元輸出內力值僅為斷面桿端，一個懸臂節段作為一個單元，只能輸出單元斷面的內力值，不給出斷面應力分布規律。

b.當懸臂伸長時，遠離懸臂端的桿件內力比較準確，反之則計算精度不夠，如張拉1號塊預應力時，用桿系計算1號塊的應力值，誤差就比較大。

c.采用桿系有限元，不能模擬預應力束孔道引起的截面削弱，也不能考慮截面預應力彎曲的影響。

基于以上分析，為確保計算精度，本文采用實體有限元分析軟件MIDAS FEA，建立該箱梁節段的三維實體模型，并采用自由網格劃分技術得到該箱梁節段模型的精細化計算。該局部模型可以充分考慮縱向和豎向預應力束管道挖空、預應力束曲線布置等參數，使模擬工況與實際較為吻合。計算模型如圖3所示。

通過計算得到預應力作用下混凝土箱梁的主應力云圖，如圖4所示。經計算發現：腹板的主拉應力達到1.69 MPa，不能滿足規范要求的斜截面抗裂性驗算公式σtp≤0.4ftk(1.06 MPa)的要求，出現斜截面裂縫也是情理之中的。

2.2 方案改進及計算

事故發生后，設計單位提出將主梁1號塊腹板寬度改為70 cm，2號塊腹板寬度改為65 cm，3號塊腹板寬度改為60 cm。通過對主梁1號塊腹板寬度改為70 cm，再次進行有限元計算，得到其主應力云圖，如圖5所示。由圖5可知，變更后的腹板主拉應力為1.23 MPa，較改進前有較大幅度降低。通過觀察后續梁段的施工監控發現，張拉過程中未出現腹板裂縫，可見改進方案行之有效。

3 結構參數影響分析

通過加寬腹板寬度，解決張拉預應力束引起的腹板裂縫問題。本文進一步確定影響腹板裂縫的主要因素，以能夠對今后的箱梁設計和施工起指導作用。預應力束張拉過程中，影響箱梁腹板局部應力的主要參數有：

1)梁高；2)腹板寬度；3)縱向預應力束張拉力大小；4)鋼絞線彎曲半徑；5)縱向、豎向預應力束孔徑大小；6)鋼絞線位置偏移；7)普通鋼筋；8)溫度變化。

這些參數的變化會對結構受力產生多大影響是我們所關心的。采用的基本模型尺寸如下：

1)梁高根部為420 cm，懸臂端為359 cm；

2)頂板寬度1 550 cm，底板寬度為800 cm；

3)腹板寬度為55 cm；

4)預應力鋼絞線為190φs15.2，標準強度為1 860 MPa，張拉控制力為1 395 MPa。預應力曲線段半徑為900 cm。管道直徑為10 cm；

5)箱梁混凝土采用C50。ftk=2.65 MPa，ftd=1.83 MPa。

縱向預應力束張拉端角度。

通過改變張拉端角度，得到腹板主拉應力值如表1所示。

表1 腹板在不同張拉端角度下的主拉應力

由表1可知，張拉角度對腹板的主拉應力影響較大，必須嚴格控制，為避免出現斜裂縫，可采用小角度張拉。縱向預應力束曲線半徑大小。改變縱向預應力束曲線半徑大小，得到腹板主拉應力值如表2所示。

由表2可知，腹板彎曲半徑對腹板主拉應力有一定影響，但位置不同影響程度有很大差異。如果曲線靠近頂板處，由于倒角的存在，對腹板影響較小。一般情況而言，腹板預應力束的平彎和豎彎在足夠空間的情況下，應采用較大的管道曲線半徑，減小管道平彎和豎彎引起的局部拉應力。

表2 不同彎曲半徑下腹板主拉應力值

腹板寬度影響分析。

改變腹板寬度，得到腹板主拉應力值如表3所示。

表3 不同腹板寬度下腹板主拉應力值表

由表3可知，腹板寬度對腹板主拉應力影響較大，可作為控制腹板主拉應力的主要手段之一。縱向、豎向預應力束孔徑大小及鋼絞線位置偏移。經計算發現，縱向、豎向預應力束孔徑大小和預應力束孔道偏移對腹板主拉應力影響不顯著。

4 結語

針對腹板開裂的影響因素有：結構斷面尺寸，包括箱梁高度、頂底板寬度、腹板寬度；預應力管道尺寸，預應力孔道直徑、預應力管道彎曲半徑；預應力值，張拉力大小、張拉端角度；材料：混凝土標號，普通鋼筋規格數量，包括箍筋直徑、數量，縱向鋼筋直徑、數量；施工因素：混凝土密實度，混凝土養護及張拉時齡期。

通過對預應力混凝土箱梁腹板應力計算及參數敏感度分析，發現：1)板斜裂縫是由于腹板主拉應力過大產生的。2)腹板寬度和梁高是抵抗結構內力、減小結構應力的主要參數；由于梁高主要起抵抗彎矩作用，那么腹板寬度主要起抵抗剪力作用，因此，降低主拉應力主要由腹板寬度確定。

[1] 王玲麗，蔡 健.淺談預應力混凝土連續剛構橋設計體會[J].中國科技信息,2011(15):70.

[2] 王賢基.大跨徑橋梁連續箱梁腹板典型病害原因分析[J].山西建筑,2013，39(9)：176-178.

[3] 林才亮，林益群.預應力混凝土連續梁橋箱梁腹板開裂成因初探[J].山西建筑,2008,34(30):341-342.

[4] 孫東方.連續剛構橋箱梁腹板開裂原因分析[J].山東交通學院學報,2006,14(1):68-70.

[5] 王良波，王會永.大跨徑連續剛構橋箱梁腹板開裂原因數值分析[J].公路與汽運,2010(4):193-196,242.

Analysis on cantilever concrete box girder wed damange owning to longitudinal prestress

Du Yong1Liu Haitao2Qin Geng3

(1.ShannxiHighwayEngineeringTestingCo.,Ltd，Xi’an710068,China; 2.ShannxiHighwayGroupWei-PuHighwayProjectConstructionAdministrationOffice,Xi’an710068,China; 3.Xi’anChangqingScience&TechnologyEngineeringCo.,Ltd，Xi’an710068,China)

Taking the prestressed concrete continuous steel rigid bridge as an example, combining with box girder web cracking phenomenon, the paper analyzes local finite element modeling by selecting a section, finds out major concrete stressing limits. Through increasing web thickness, it effectively solve continuous beam web cracking problems, and analyzes web cracking parameters sensitivity, and finally puts forward various solving schemes.

concrete box girder, longitudinal prestress, web crack, finite element analysis

1009-6825(2015)07-0170-03

2014-12-22

杜 勇(1980- )，男，工程師； 柳海濤(1983- )，男，工程師； 秦 耕(1984- )，男，工程師

U441

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