重載鐵路剛構橋箱梁頂板病害監測及分析

羅興華

神華準能大準鐵路公司 內蒙古鄂爾多斯 010300

重載鐵路預應力鋼筋混凝土連續剛構橋采用變截面箱梁作為承重構件，箱梁頂板寬度一般為4-6m，頂板厚度40cm-60cm之間，箱梁頂板既承受橋梁整體受力，又承受列車局部輪載直接作用。箱梁底板設計為拋物線曲線。墩柱附近由于受力較復雜，且為滿足鐵路橋梁橫向剛度的需要，箱梁截面高度一般較大，腹板及底板厚度也較大，而橋梁中跨部位截面高度小，腹板及底板厚度也較小。箱梁預應力筋是主要的承力構件，為抵抗不同荷載作用，保證橋梁的受力要求，箱梁頂板、底板及腹板等部位布置了豎向、橫向及縱向三向預應力體系。

重載單線鐵路對于單線鐵路，箱梁頂板預應力橫向預應力是承受頂板受力的主要構件，頂板橫向預應力筋一般采用等距布置，預應力一般為7φ15．2mm，預應力錨固端采用BM。由于橋面頂板縱、橫向預應力束與頂板鋼筋交叉布置，施工階段頂板跨中等部位縱向及橫向鋼筋加密布置的影響，導致縱、橫向預應力筋管道布置困難，錨點高度不足或管道破裂出現管道，管道堵塞導致預應力張拉應力不足等問題，橫向預應力管道在施工期間出現移位、管道破裂及錨固端出現預應力損失等現場，造成箱梁頂板出現縱向貫通性裂縫[1]。

1 工程概況

某預應力混凝土連續剛構橋跨度為（96+132+96）m，梁體為單箱單室變截面箱梁結構，支點處梁高9．2m，高跨比為1：14．3；跨中和邊跨端部梁高5．0m，高跨比為1：26．4。梁體下緣除中支點處12．0m、中跨中部10．0m和邊跨端部35．7m梁段為等高段外，其余按二次拋物線變化。箱梁頂板寬8．1m，底板寬6．1m。除0#梁段和梁端附近區段外，頂板厚度為50cm，底板厚度從40cm按二次拋物線變化至90cm，腹板厚度從45cm按折線變化至90cm。梁體在支點及中跨跨中共設置了7道橫隔板，端部橫隔板厚度1．5m，剛臂墩處橫隔板厚度1．2m，中跨中橫隔板厚1．0m。剛臂墩采用矩形空心墩，縱向寬度6m，壁厚1．2m，橫向采用變寬設計，頂寬7．3m，壁厚1．05m，外坡按20：1變化，內坡按80：1變化。

梁體為縱、橫、豎三向預應力體系。箱梁頂、底板縱向采用19-7Φ5鋼絞線，腹板采用12-7Φ5鋼絞線，均為兩端張拉。頂板橫向采用5-7Φ5鋼絞線，間距0．4m，交替單端張拉。腹板豎向采用Φ25mm預應力混凝土用螺紋鋼筋，縱向間距0．4m。

橋梁線路等級為I級，設計客車行車速度為160km/h，貨車為100km/h，全橋為單線，位于0．6%的縱坡，主橋位于直線段；采用有砟軌道60kg/m，預留無縫線路，軌底至梁頂65cm；主梁混凝土容重26．5kN/m3，二期恒載77．4kN/m，設計荷載為中—活載，驗算荷載按照“長大貨車列車”進行驗算；人行道荷載4．0kN/m，設計時不與主梁列車活載同時考慮；列車活載的動力系數為1+μ=1+6×α/(30+L)，式中 α=4×(1-h)＜2．0。

2 理論分析

2.1 建立模型

采用midascivil2016建立橋梁整體模型與局部模型，采用ANSYS建立箱梁局部模型。局部模型橫向預應力采用2束5-7φ5高強鋼絲，預應力筋抗拉極限強度為1860MPa，錨下控制張拉力為1295MPa，采用單端張拉。

由于列車荷載通過橋梁軌道、枕木及道砟作用分配在橋梁頂板上，與列車輪重直接作用下頂板不同，軌道、枕木及道砟的分配范圍與軌道型號、枕木間距及道砟厚度相關。為準確研究橋梁頂板受力，采用midas建立了橋梁軌道、枕木及道砟的整體模型，如圖1所示，其中軌道采用75kg，枕木實際布置方式為1000m布置1666根，枕木間距為667mm，道砟厚度為60cm。模型邊界條件為軌道與枕木之間采用剛性連接，道砟對枕木的支撐簡化為豎向固定約束。

2.2 列車荷載分布

C80列車編組荷載輪對間距為1830m，定距為6730mm，按照C80B列車滿載情況下的輪重，每對輪軸平均荷載為250kN，不考慮沖擊荷載的影響下，輪軌作用力分別為125kN。橋梁頂板受力主要取決于荷載縱向布置和橫向布置，其中荷載橫向布置與枕木、道砟的橫向分配有關，縱向布置與列車編組類型有關。

為研究枕木橫向受力分布，抽取其中一節枕木進行研究。根據計算分析，見圖2所示，單根枕木的橫向受力分配與軌道間距有關，枕木中部受力較大，軌道之間受力為枕木橫向受力的50%，基本作用下頂板最大受力位置，而枕木離軌道越遠，枕木分配力也越小。

根據分析，C80列車編組荷載縱向受力分布輪對作用主要由相鄰10根枕木承擔，其他范圍的枕木受力基本可以忽略。圖3繪制了不同枕木的荷載分擔比例圖，輪對作用范圍內的枕木受力較大，不考慮荷載動力系數的影響，最大枕木的作用力為輪重荷載的18%左右，其他枕木分配比例分別為1%-16%之間。

根據以上C80列車編組荷載作用下的軌道枕木橫向荷載及縱向荷載分布分析，列車荷載最終通過道砟將荷載均勻分配在頂板上，列車荷載豎向分布最大值位于輪對作用范圍之間，按照道砟厚度45°斜向范圍進行均勻分布，取最不利斷面的箱梁荷載作為橋梁頂板受力荷載，頂板作用的最不利橫向分布荷載為：

Qmax-箱梁橫向均布荷載。

2.3 預應力抗力分析

（1）預應力布置。黃河特大橋箱梁頂板寬度為8．1m，底板寬6．1m，頂板厚54．5cm，頂板設置2%的橫坡，腹板厚度0．4-0．9m，箱梁內寬4．3-5．2m，兩側梗斜為1．2×0．4m。箱梁采用C50混凝土。

箱梁橫向預應力筋采用抗拉強度標準值為1860MPa的高強度低松弛鋼絞線，橫向預應力管道采用內徑90×19mm扁形塑料波紋管。橫向預應力筋縱向設置間距為0．4m。橫向預應力筋在箱梁上的設置在翼緣上，預應力筋錨固端距頂板翼緣高度0．1m，中部距頂板0．38m，中部直線段4．48m。邊跨合龍口橫向預應力筋布置寬度為2m，設置5根橫向預應力筋。

合龍口設置勁性骨架，合龍口附近增加了勁性骨架和加密鋼筋后，預應力筋管道和鋼筋位置有部分交叉，對橫向預應力筋的波紋管施工安裝位置有一定影響。

（2）預應力分析。箱梁橫向受力主要由橫向預應力筋提供抗力。橫向預應力筋采用5-7φ5高強度低松弛鋼絞線，預應力筋抗拉極限強度為1860MPa，錨下控制張拉力為1295MPa，采用單端張拉。橫向預應力布置間距分別為300-400mm，預應力筋錨固端位于頂板翼緣下100mm，中部局里頂板370mm，中部直線段4．48m。橫向預應力管道采用內徑90×19mm扁形塑料波紋管。邊跨合龍口橫向預應力筋布置寬度為2m，設置5根橫向預應力筋。

根據局部分析結果，箱梁在列車荷載作用下，箱梁頂板局部受力主要為頂板下緣出現拉應力，主拉應力方向為橫向，主拉應力最大為1．12MPa。最大應力出現在箱梁頂板下緣中部，主壓應力最大為-0．9MPa，出現在箱梁頂板上緣中部。局部分析顯示在列車荷載作用下箱梁頂板下緣應力主要為橫向拉應力，橫向拉應力最大為1．12MPa，縱向應力較小，縱向最大拉應力為0．4MPa。

分析還顯示腹板梗斜區局部主要為壓應力，最大壓應力為 -1．14MPa。豎向剪應力為 0．1MPa，橫向剪應力為 0．08MPa，縱向剪應力為0．29MPa。

取最不利斷面頂板為分析斷面，按照設計布置預應力，箱梁頂板下緣最大壓應力為-4．2MPa，二期恒載作用下的應力為0．7MPa，列車橫向荷載作用下的應力為0．9MPa。頂板橫向壓應力儲備為2．6MPa。

若考慮一定的安裝誤差，預應力管道出現100mm的上浮，此時箱梁頂板預應力作用下的最大壓應力為-2．9MPa，此時頂板應力儲備 -1．3MPa。

3 病害監測

3.1 箱梁頂板病害

由于黃河特大橋箱梁頂板內部寬度為4．3m-5．2m，箱梁頂板隔板共設置7道，中部箱梁頂板縱橫向長度比遠大于2，因此在列車荷載作用下，將頂板認定為單向板受力。

根據黃河特大橋定期檢查資料，箱梁頂板出現了縱向開裂等現象，頂板開裂范圍主要位于邊跨現澆段及中跨合龍段等位置，其中最長裂縫2m，裂縫最深140mm，裂縫數量超過20條。在病害主要部位，縱向裂縫主要出現在跨中部位，裂縫等間距布置，裂縫寬度兩側較小，中部較大，裂縫呈現不斷向外延續的趨勢[2]。

橋梁縱向裂縫出現的時間主要在近兩年，根據對橋梁撓度的長期監測及分析，橋梁收縮徐變主要對橋梁整體影響，橋梁跨中豎向撓度變化量在6mm左右，因此認為橋梁收縮徐變對橋梁縱向裂縫等病害關系較小，橋梁縱向裂縫主要與橋梁頂板預應力損失及橋梁荷載有關。

3.2 傳感器選型

為實現對橋梁裂縫的實時監測，并結合黃河特大橋橋梁的裂縫特點及荷載特點，考慮到由于預應力鋼筋混凝土結構箱梁頂板裂縫出現及發展較緩慢，裂縫監測既要關注裂縫處的實時變化，也要對裂縫進行長期觀測，避免由于溫度及其他效應對監測效果的影響，對裂縫監測傳感器選型要求較高。由于滿足此要求的傳感器既要采樣頻率較高，穩定性較好、溫漂較小的單一類傳感器難以滿足要求，本項目在選型傳感器時，考慮采用兩類傳感器進行監測：首先采用基于振弦原理的傳感器，采用低頻采樣，并通過溫度自補償實現裂縫寬度長期監測，對裂縫長期寬度的變化對裂縫發展趨勢進行評估；對裂縫實施監測采用高頻采集的工具式應變計，對裂縫實時發展變化進行監測。通過兩者結合，實現裂縫長期趨勢監測評估及實時監測評估。

3.3 測點布置

9#-10#墩柱19#現澆段梁主要縱向裂縫傳感器的布置設置，對其中裂縫分別布置了兩種類型傳感器，其中布置振弦裂縫傳感器共4個，工具應變計6個，分別采用標貼式安裝方式。通過裂縫采集系統將監測數據傳輸至監控中心服務器，對裂縫數據進行實時監測及存儲。

4 數據分析

4.1 橫向應力監測

黃河特大橋健康監測系統包含對橋梁整體效應監測，也對橋梁局部病害進行監測，通過在橋梁上布置傳感器對關鍵斷面的橋梁撓度、應變、振動等內容進行監測，也對其中病害進行監測，其中裂縫監測是其重要的監測內容之一。通過橋梁整體監測及橋梁局部病害監測對橋梁運營狀態進行評估。

黃河特大橋箱梁結構出現的橫向裂縫是其主要病害之一，為探尋裂縫發生的原因，對橋梁病害整治提供有效的依據，對關鍵斷面布置了應力傳感器，通過分析箱梁頂板的裂縫附近的擴展情況進行分析。為保證監測的有效性和正確性，對箱梁主要斷面橫向應力進行了監測。表1分別列出了8月12日-8月13日箱梁橫向應力監測結果，分析顯示橫向應力均略小于理論值，大同側邊跨合龍段及邊跨跨中與理論值比較接近，準格爾側邊跨跨中橫向應力超過理論值。

表1 箱梁頂板橫向應力監測表

4.2 裂縫監測

根據裂縫動應變監測成果，對裂縫變形進行監測，圖5繪制了箱梁典型性裂縫在列車荷載作用下的時程圖。由于箱梁開裂后，在列車荷載作用下，裂縫會發生擴展，由此引起的箱梁應變為換算應變。準格爾側合龍段箱梁開裂處的換算應變分別為60με、75με、100με、85με，換算應力為2．07MPa、2．58MPa、3．45MPa、2．93MPa，遠大于理論分析值 0．9MPa[3]。

箱梁裂縫在列車荷載作用下還呈現明顯的應變幅變化較大的特點，應變幅接近或超過箱梁換算應變的50%，由此會導致箱梁裂縫擴展速度加快，裂縫深度不斷增長等問題。

5 結語

通過對軌道、枕木及道砟對列車荷載分布的影響分析，結合箱梁橫向應力及裂縫監測數據分析，為保證箱梁裂縫修補的效果，得到如下結論：

（1）軌道、枕木及道砟對列車荷載起到有效的減弱局部分布的效果，輪對作用范圍內影響范圍大致有10根枕木參與了受力，最大的混凝土枕木受力約為輪對荷載的18%左右，考慮最不利影響，考慮系數為0．2；

（2）根據受力分析及監測分析，箱梁橫向拉應力實測值與理論值基本吻合，箱梁最不利的位置為準格爾側合龍段，最大拉應力為 1．03MPa，略大于理論值 0．9MPa；

（3）根據箱梁裂縫監測數據分析，開裂處的換算應力最大為3．4MPa，遠大于理論值，且裂縫處的應變幅變化較大，為避免裂縫的不斷擴展，對裂縫進行處理十分必要；

（4）結合箱梁實際受力及監測分析，以及箱梁縱向裂縫開裂分布，箱梁開裂的主要原因是頂板橫向抗裂性能不足，與橫向預應力損失有直接關系，對裂縫開裂處或箱梁頂板橫向補強措施應考慮增強頂板橫向抗力為主。