實心薄壁高墩豎向開裂原因及耐久性分析

諶樂強，諶潔君

（1.江西中煤建設集團有限公司，江西南昌 330001；2.江西省青年科學家（井岡之星）培養對象計劃資助江西中煤勘察設計研究總院有限公司，江西南昌 330001）

實心薄壁高墩豎向開裂原因及耐久性分析

諶樂強1，諶潔君2

（1.江西中煤建設集團有限公司，江西南昌 330001；2.江西省青年科學家（井岡之星）培養對象計劃資助江西中煤勘察設計研究總院有限公司，江西南昌 330001）

為分析某山區二級公路高架橋實心薄壁高墩在使用若干年后逐漸產生豎向裂縫的原因，從其結構受力特點及砼耐久性特征進行理論分析，初步確定豎向開裂是由溫度荷載和砼碳化綜合作用的結果；采用MIDAS／FEA軟件對該工程建立有限元模型進行結構計算，計算結果印證了理論分析的合理性；為分析實心薄壁高墩開裂對該工程耐久性的影響程度，對開裂前后狀態進行耐久性能演變對比分析，結果表明豎向裂縫的存在對高墩耐久性的影響在1%以內，修補現有裂縫即可滿足結構耐久性要求。

橋梁；薄壁實心高墩；開裂；耐久性

為在山區修建符合路線設計總體要求的高等級公路，近年來中國修建了大量以薄壁高墩作為下部結構的長大橋梁。以截面形式劃分，薄壁高墩有實心和空心兩類。目前，國內外已有許多關于空心薄壁高墩結構受力特性的研究成果，但對斷面截面形式單一、施工更為簡便、在公路橋梁中應用更為廣泛的實心薄壁高墩的研究較少。

目前，部分實心薄壁高墩在使用若干年后于墩身中、上段產生豎向裂縫，且裂縫寬度呈逐年增寬趨勢。為分析裂縫成因，該文針對某山區二級公路高架橋鋼筋砼實心薄壁墩，先進行理論分析，再采用有限元軟件MIDAS／FEA建立有限元模型進行結構計算驗證理論分析結果的正確性，并對開裂及未開裂實心薄壁高墩作耐久性演變分析。

1 工程概況

某山區二級公路高架橋建成于2006年，為8× 40 m+12×25 m+8×40 m先簡支后連續小箱梁橋，全長987.16 m，東西走向，設計荷載等級為汽車-20級、掛車-80，橋面寬度為9 m行車道+2× 0.5 m防撞護欄。每跨上部結構采用3片小箱梁，下部結構為鋼筋砼實心薄壁墩配鉆孔灌注樁基礎、雙柱式墩身配鉆孔灌注樁基礎接蓋梁及樁柱式橋臺接蓋梁。實心薄壁高墩最高44 m。

該橋實心薄壁高墩近幾年普遍出現豎向開裂病害，且裂縫寬度呈逐年增寬趨勢。目前，高墩表面豎向裂縫位于墩身東面及西面，寬度0.15～0.47 mm。

2 實心薄壁高墩開裂原因理論分析

主要從超載、地基不均勻沉降、附加荷載產生的二次力、砼耐久性四方面逐一排查該橋實心薄壁高墩豎向裂縫的成因。

2.1 以超載為假定原因作分析

該工程上部結構為先簡支后連續小箱梁，橋墩墩身受到的荷載包括恒載和活載產生的豎向力及制動力、上部結構傳遞的溫度水平力、風力的作用，屬于偏心受壓構件。該類構件的結構受力性病害包括受壓區砼壓碎或受拉區砼水平向開裂兩類。墩身裂縫走向為豎向，可見與墩身承受的上述水平力無關。另外，大部分墩身豎向裂縫并未延伸至蓋梁，少數裂縫延伸至蓋梁但并未貫穿蓋梁全高，判定開裂現象與上部結構不均勻受力無關。

2.2 以地基不均勻沉降為假定原因作分析

地基不均勻沉降對墩身產生的影響將最先體現在離地基最近的墩身下段，這類裂縫的特征是自下向上發展，且呈下寬上窄趨勢。這與該工程豎向裂縫的發展趨勢不符，基本可排除該原因。

2.3 以附加荷載產生二次力為假定原因作分析

以該橋建成年代判斷，設計時采用的主要規范是JTJ 021-89《公路橋涵設計通用規范》和JTJ 023-85《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》，該批規范沒有針對高墩的受力特點提出設計要求，即使是現行的2004版橋梁設計規范亦沒有提出要求。對于普通鋼筋砼構件，最有可能導致結構

產生二次力的附加荷載是溫度荷載?！稑蛄涸O計手冊》指出“空心高墩在溫度作用下能產生相當大的溫度應力，某些情況下，可與恒載、活載產生的應力屬同一個數量級”，但并沒有提到溫度荷載對實心高墩的影響。下面從溫度荷載的種類及各種溫度荷載對實心高墩的影響進行分析。

自然環境條件變化產生的溫度荷載分為日照溫度荷載、年溫溫度荷載和驟然降溫溫度荷載。年溫溫度荷載是指年溫變化使橋面系發生伸縮變形，在橋墩上產生次應力及年溫度變化使橋墩自身產生次應力。該工程上部結構為先簡支后連續小箱梁，小箱梁與下部結構間設置板式或四氟板式橡膠支座，這類支座可通過自身滑移或剪切變形消耗上部結構伸縮變形，墩身不產生或產生很小的次應力。

驟然降溫溫度荷載是指寒流引起墩身溫度變化而產生次應力。由于上部結構對墩頂位移的限制，通常視墩頂處邊界為鉸接，屬一次超靜定結構，分析驟然降溫將使橋墩產生一定的次應力。

日照溫度荷載對墩身受力的影響主要體現在：日照升溫時墩身外表面溫度高，砼因存在內部孔隙致其熱傳導性差，墩身內部溫度低，而外表面砼受熱膨脹，內部溫度低的砼限制了表面砼變形，最終產生溫度次應力；同理，日照降溫時，由于日落等因素致使結構外表面溫度迅速下降，而結構內部溫度幾乎沒有什么變化，形成內高外低的溫度狀態，溫度次應力再次產生?？梢耘卸?，對墩身結構應力，尤其是墩身表面結構應力影響最大的是日照溫度荷載。

2.4 以砼耐久性為假定原因作分析

影響公路橋梁砼結構耐久性的主要作用有碳化作用、氯鹽侵蝕作用、凍融循環作用、硫酸鹽腐蝕作用和磨蝕作用。該工程地處溫熱地區無工業污染環境中，故僅對碳化作用和磨蝕作用作分析。

從墩身砼外表面較光潔、未出現粗骨料外露的情況來看，因風作用導致的砼磨蝕現象基本不會對結構耐久性產生影響。

現有研究成果表明，砼碳化降低了砼的p H值，破壞鋼筋表面鈍化膜，導致鋼筋銹蝕。文獻［4］表明砼碳化程度愈強烈，砼強度愈高，脆性愈大，這種脆性使砼強度一到達，極限變形也到達，幾乎沒有塑性。文獻［5］通過試驗驗證了這一點，并且指出碳化能減小砼吸水率、提高抗滲性。另外，文獻［6］調查結果表明，受風壓影響面碳化深度是不受風壓影響面碳化深度的1.15倍。該工程橋墩是使用七八年后才發生豎向開裂，裂縫的產生與砼碳化作用有著必然聯系。

2.5 理論分析結論

綜上所述，該橋在使用一段時間后，墩身表面砼因碳化作用致使抗裂性能降低，加上溫度荷載作用產生的結構次應力，導致實心薄壁高墩開裂。

近年來還有不少針對結構開裂后砼碳化作用發展趨勢的研究：文獻［6］指出拉應力將加快砼碳化速度，壓應力可減緩砼碳化速度；如果砼構件的裂縫寬度超過0.4 mm，裂縫處的碳化深度可能加大，與砼角區發生的二維碳化情況類似。文獻［7］認為雙向碳化侵蝕和拉應力狀態作用耦合下受拉角部砼的碳化深度大于2倍無應力狀態下單向碳化深度?？梢姡叨臻_裂后裂縫周邊砼將繼續碳化，沿裂縫深度和裂縫寬度兩個方向發展。沿深度方向，未開裂的部分砼碳化后，其抗裂性降低，在溫度荷載重復作用下裂縫深度繼續發展，直至鋼筋處并致其銹蝕。沿寬度方向，砼將沿水平向發生類似于砼角區的二維碳化，碳化至最近的豎向受力鋼筋處，該鋼筋鈍化膜逐漸破壞繼而銹蝕、周邊砼開裂并脫落、鋼筋繼續銹蝕并最終失效，降低了高墩結構的耐久性。

3 有限元計算分析高墩開裂原因

3.1 建立有限元模型

采用MIDAS／FEA建立該工程薄壁實心高墩三維有限元模型（見圖1）。

圖1 薄壁實心高墩三維有限元模型

這次計算主要是為了分析墩身開裂原因，且樁基礎為嵌巖端承樁，故僅對承臺及以上橋墩墩身和蓋梁建立模型。模型采用六面體劃分網格，承臺下樁基礎范圍邊界條件設置為固結；墩頂有來自梁體的約束，按簡支墩考慮，將墩頂支座處邊界條件設置為鉸接。

3.2 施加荷載

上部結構傳遞至蓋梁頂面的荷載包括汽車荷載產生的豎向力、制動力、溫度力，這些荷載均依據橋梁規范中的相關規定確定數值?！稑蛄涸O計手冊》指出：向陽面溫度梯度可按指數函數考慮，隨砼深度迅速減少，高墩日照溫度可按向陽面20℃考慮。根據文獻［2］，對于壁板式柔性墩，日照引起墩身截面控制溫度分布為ty=T0e-ay。TB 1002.3-2005《鐵路橋涵鋼筋混凝土和預應力混凝土結構設計規范》取該曲線作為箱梁沿板厚的溫差曲線。計算模型中將日照引起的溫度梯度以節點溫度形式施加在墩身節點上。

寒流引起的溫度變化不如年溫差大，計算時取JTG D60-2015《公路橋涵設計通用規范》中溫熱地區中年最高溫34℃和年最低溫-3℃，該橋澆筑橋墩砼時溫度為20～33℃，從而確定年升溫14℃、年降溫36℃。

3.3 定義施工階段

為分析徐變對墩身應力的影響，依據橋涵規范定義砼徐變特性，并定義施工階段為澆筑橋墩砼、架立主梁、通車運營10年。

3.4 計算結果分析

該橋橋墩墩身存在豎向開裂病害，取裂縫最寬處（距離承臺頂面25.6 m）西側面水平向應力分析其開裂原因。由各類荷載產生的水平向應力見表1，從中可見日照升溫是導致墩身表面豎向開裂的主要原因。

表1 墩身裂縫最寬處西側面水平向應力

為分析日照升溫沿墩身厚度方向的影響范圍，取該斷面處應力等值線及應力線圖（見圖2）作分析。從圖2可見，日照升溫對墩身表面產生的拉應力為2.740 MPa，且在約0.13 m范圍內迅速發展為壓應力0.755 MPa。C30砼的抗拉強度標準值為2.01 MPa，說明日照升溫是各類荷載中導致墩身開裂的主要原因。

圖2 日照升溫作用下應力等值線和應力線圖（單位：kPa）

4 薄壁實心高墩耐久性分析

為分析豎向裂縫對結構耐久性的影響，對開裂及未開裂薄壁實心高墩作耐久性能演變分析。由前面的分析可知裂縫處碳化發展與結構角區類似，故將未開裂狀態薄壁實心高墩視作墻體、裂縫處作為角區進行耐久性分析。

4.1 鋼筋銹蝕耐久性分析

現場實測砼未開裂處碳化深度平均值為6.5 mm，超聲-回彈綜合法實測砼強度標準值為32.6 MPa。取開裂最嚴重的16號墩作為耐久性評定對象。該橋墩東、西側各存在2條豎向裂縫，其中東側2條裂縫（縫1、縫2）寬度及距最近豎向鋼筋的距離分別為0.26 mm、6 cm和0.47 mm、5.5 cm，西側2條裂縫（縫3、縫4）分別為0.32 mm、7 cm和0.56 mm、3.0 cm。

依據CECS 220：2007《混凝土結構耐久性評定標準》，作鋼筋銹蝕耐久性評定需計算鋼筋開始銹蝕的時間、砼保護層銹脹開裂時間和砼出現可接受最大外觀損傷的時間。計算結果見表2。

表216 號墩耐久性分析計算結果年

4.2 截面損失分析

依據文獻［10］所述方法，分別對開裂及未開裂狀態下高墩及砼截面和鋼筋截面損失進行分析。

由于無法準確得到墩身裂縫出現的時間，分析時偏安全地假定裂縫在成橋狀態時就已出現。16號墩墩身截面積為9.64 m2，僅4條裂縫對砼截面損失產生的影響很小，故作砼截面損失分析時不考慮裂縫對截面積的影響。由于墩身為偏心受壓構件，取受拉側計算鋼筋截面損失，并綜合考慮已有裂縫對鋼筋銹蝕的影響。計算結果見圖3和圖4。

圖3 開裂狀態下鋼筋和砼截面面積損失率

圖4 未開裂狀態下鋼筋和砼截面面積損失率

由圖3、圖4可以看出：由于未計及裂縫對砼截面損失的影響，橋墩建成69.3年時砼截面開始損失，到建成128.4年時損失率為4.90%，到153.1年時達到6.95%。開裂狀態下，橋墩建成21.3年時鋼筋開裂銹蝕，到建成69.3年時鋼筋截面損失率為0.69%，到128.4年時損失率達7.27%，到153.1年時損失率達10.99%；未開裂狀態下，橋墩建成69.3年時鋼筋截面才開始損失，到128.4和153.1年時鋼筋截面損失率分別為6.04%、9.70%?？梢姡芽p將使鋼筋截面開始損失的時間由建成69.3年提前至21.3年，到153.1年時鋼筋截面損失率較未開裂狀態下高1.29%。

4.3 截面承載力分析

按JTG D62-2004《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》偏心受壓構件計算公式進行承載能力分析，若鋼筋截面損失率達5%以上，則據CECS 220：2007《混凝土結構耐久性評定標準》附錄D的要求進行鋼筋強度折減。計算截面取裂縫最寬處（距離墩底25.6 m），計算工況取未開裂狀態和開裂狀態兩種，并計算因開裂導致橋墩墩身承載力損失率。各耐久性分析時刻墩身承載力損失率計算結果見表3。

表3 墩身裂縫最寬處承載力損失值計算結果

從表3可見薄壁實心高墩現有裂縫對耐久性的影響在1%以內，對裂縫作適當修補后可滿足結構耐久性要求。

5 結論

（1）實心薄壁高墩在使用若干年后，于墩身上、中段產生的豎向裂縫主要是由日照溫度和砼碳化兩者綜合作用所產生的。

（2）日照升溫使墩身表面產生的水平向拉應力高達2.74 MPa，該值甚至超過砼設計抗拉標準強度。在距離墩身表面0.13 m范圍內，砼水平向應力迅速發展為0.755 MPa，之后逐漸趨于零。

（3）碳化作用導致砼脆性增大，砼拉應力一旦達到極限值將因塑性喪失而立刻開裂；日照升溫作用下墩身表面砼超過碳化后砼的抗拉強度限值而產生豎向裂縫；開裂處砼與結構角區相類似，其二維碳化作用將加速裂縫周邊砼變脆，繼而裂縫向深度發展直至鋼筋處。

（4）該橋開裂最為嚴重的是16號墩。該橋墩結構開裂后與開裂前相比，在墩身建成153.1年后其承載能力損失率僅為0.84%，僅需對墩身裂縫作適當修補或修復，即可滿足結構耐久性要求。

［1］ 廖朝華，劉紅明，胡志堅，等.公路橋涵設計手冊：墩臺與基礎［M］.第二版.北京：人民交通出版社，2013.

［2］ 劉興法.混凝土結構的溫度應力分析［M］.北京：人民交通出版社，1991.

［3］ 陳艾榮.橋梁全壽命與耐久性關鍵技術叢書：公路橋梁混凝土結構耐久性設計指南［M］.北京：人民交通出版社，2012.

［4］ 朱伯龍，劉祖華.建筑改造工程學［M］.上海：同濟大學出版社，1998.

［5］ 趙冰華，費正岳，趙宇，等.碳化對混凝土性能的影響［J］.硅酸鹽通報，2012，31（6）.

［6］ 田飛龍，李國平，張春雷.一般大氣環境中混凝土橋梁長期受力性能分析［J］.同濟大學學報：自然科學版，2015，43（4）.

［7］ 阮欣，劉栩，陳艾榮.考慮應力狀態的二維混凝土碳化過程數值模擬［J］.同濟大學學報：自然科學版，2013，41（2）.

U443.22

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2016-09-10