組合箱梁橋體外預應力加固方法及效果跟蹤評價

高兆東

（江蘇京滬高速公路有限公司，江蘇 淮安 230005）

1 工程背景

京滬高速公路（江蘇段）2000年竣工通車，作為我國主要的交通大動脈之一，車流量大，重車比例高，目前已運行近20年，京滬高速90年代開工建設，建設標準為雙向四車道高速公路，橋梁設計荷載為汽車-超20級，掛車-120，屬于較早期建設的高速公路。在定期檢查中，京滬高速（江蘇段）部分組合箱梁橋梁體出現不同程度的受力裂縫，且發展迅速。其中，新沂河大橋上部結構采用30 m跨徑先簡支后連續的部分預應力混凝土組合箱梁，全橋共計12聯72孔，均為6孔一聯，跨徑組成為12×（6×30）m，箱梁梁高1.5 m，上鋪5 cm厚30號防水混凝土調平層和9 cm瀝青混凝土橋面鋪裝。下部結構為樁柱式墩、肋板式臺和鉆孔灌注樁基礎。典型斷面見圖1、圖2。

圖1 新沂河大橋典型橫斷面布置（cm）

圖2 邊梁和中梁尺寸（cm）

2 加固前裂縫發展及特點

在橋梁定期檢查中發現本橋組合箱梁存在大量的腹板豎向裂縫、腹板斜向裂縫和底板橫向裂縫，且裂縫發展迅速，部分梁體兩側腹板和底板裂縫聯通形成U型裂縫，全橋各類典型受力裂縫變化情況見圖3。

圖3 新沂河橋加固前典型裂縫發展（條）

表1 加固前全橋裂縫數量發展變化統計（條）

根據表1和圖4可知：箱梁腹板裂縫于2008年出現，后續迅速增長；底板橫向裂縫2009年出現，至2010年，略有增長，從2011年開始迅速增多；腹板斜向裂縫2008年開始出現，至2011年每年均有少量增加，從2011年開始增幅也迅速提高。由此可知，全橋各類典型受力裂縫橋從2011年開始均大量增加，裂縫迅速發展。

圖4 第九聯中間跨2011年典型裂縫分布

橋裂縫的主要分布特點：（1）橋各聯均為6孔一聯，各聯邊跨（1#、6#孔）裂縫數量很少，次邊跨、中跨（2#～5#孔）均有大量裂縫。（2） 腹板豎向裂縫：左、右幅箱梁腹板均存在大量豎向裂縫，縫寬一般為0.10～0.15 mm，主要分布在L/4跨至L3/4范圍，測得縫深為50.4 mm，右幅京滬方向多于左幅滬京方向。（3）腹板斜裂縫：左、右幅箱梁腹板有少量斜向45°裂縫，裂縫深度測試為16～78.6 mm。主要分布于L/4跨至跨中，右幅京滬方向多于左幅滬京方向。（4）底板橫向裂縫：右幅京滬向箱梁底板有大量橫向裂縫，主要分布于跨中附近，間距約20～40 cm，裂縫寬度均較小，一般在0.1 mm以下。左幅滬京方向箱梁也發現少量橫向裂縫。

3 病害原因分析

3.1 箱梁腹板豎向裂縫與底板橫向裂縫病害原因

（1）標準規范。由于京滬高速組合箱梁橋設計時采用的荷載標準為汽-超20、掛-120，較目前最新的《公路橋涵設計通用規范》（JTG D60-2015）中的公路-I級荷載標準要低，箱梁的承載力和應力儲備少，不滿足現行的規范要求，在目前實際車輛荷載作用下，箱梁會產生底板橫向裂縫和腹板豎向裂縫的病害。（2）運營荷載。根據《基于WIM和SHM的新沂河大橋車輛荷載模型報告》，綜合考慮在線監測系統與動態稱重系統實測結果及車輛荷載的沖擊系數、動態稱重系統的誤差（根據標定結果按最大10%計算）等因素，新沂河大橋位處右幅實際車輛荷載為公路-I級JTG D60-2004的1.24倍，在超載的作用下，箱梁抗裂承能力不足，產生裂縫病害。（3）溫度效應。組合箱梁頂板位置通過濕接縫連接成為整體，因此整體升溫對組合箱梁存在空間扭曲的影響，表現在整體升溫作用下，各跨的邊梁和中梁的荷載效應相反：邊梁跨中存在0.4 MPa左右的拉應力，而中梁跨中存在0.4 MPa左右的拉應力。溫度梯度作用對組合箱梁的應力影響較大，在規范規定的溫度梯度荷載作用下，箱梁跨中拉應力達到2.54 MPa，考慮到溫度荷載沿橫橋向的梯度效應后，箱梁跨中拉應力值也有2.15 MPa，而成橋階段箱梁跨中壓應力儲備僅在10 MPa左右，溫度梯度效應對箱梁的安全使用影響較大。（4）預應力施工。由于組合箱梁橋設計時按部分預應力混凝土A類構件進行設計，基本控制跨中拉應力不大于規范規定值，若鋼束存在張拉不到位的情況（即預應力損失過大），則有可能引起跨中的開裂病害。（5）支座安裝。考慮施工引起的支座安裝誤差，會對梁體腹板和底板帶來一定的附加應力，降低了梁體的壓應力儲備。（6）施工工藝。通過對組合箱梁臨時支座的拆除順序的模擬計算，當臨時支座拆除順序不合理的時候，對箱梁應力會有一定程度的影響。（7）箱梁尺寸影響。箱梁尺寸對箱梁剛度影響非常大，若考慮箱梁施工誤差引起的尺寸減小，在成橋階段箱梁跨中撓度較標準尺寸的橋跨增大45%～50%。跨中反拱值的增大直接影響橋面混凝土鋪裝層的厚度，對于組合箱梁橋的安全使用存在不利的隱患。考慮施工誤差影響減小尺寸的箱梁的裂縫發展比標準箱梁更快，但其承載力與標準箱梁相差不大，主要是因為底板和腹板鋼筋在即將破壞時承擔了主要的拉應力，因此，在頂板尺寸不變的情況下，兩種箱梁極限承載能力差別并不太大。

3.2 腹板斜裂縫

箱梁腹板在受力中主要起到抗剪的作用，箱梁腹板產生斜裂縫，說明是箱梁的抗剪能力不足以承擔其所真正承受的荷載。根據現場實際檢測結果看，腹板斜裂縫僅在部分橋跨的部分梁上產生，數量較少，因此該斜裂縫產生的原因一方面是由于超載車輛的局部作用產生的，另一方面可能是該片箱梁在預制的時候，腹板的施工質量沒有很好的控制造成的。

4 加固方案

新沂河大橋組合箱梁裂縫主要是由于箱梁的壓應力儲備小，抗裂能力不足，在實際運行荷載下，梁體產生開裂并迅速發展。因此，分別于2013年、2014年對病害嚴重的部分聯跨采用體外預應力進行了加固，加固方案見表2。

表2 新沂河大橋加固方案

根據對京滬高速實際通行荷載監測結果，對上部結構加固采用荷載標準為實際運營荷載，即1.24倍公路-I級。

根據實測運營荷載下結構計算分析結果，邊跨箱梁抗彎承載能力有所不足，約10%，邊跨箱梁應力水平基本能夠滿足規范限值，而次邊跨和中跨箱梁的抗彎承載能力相差較大，約30%，梁體拉應力水平超過規范限值較多。因此，體外束配置采用長、短鋼束相結合的形式，即兩邊跨各配短束、中間四跨配通長束。

加固方案：（1）第1、6 跨邊梁采用2束4Фs15.2鋼絞線，第2～5 跨邊梁采用2 束6Фs15.2鋼絞線，錨下張拉控制應力為0.63fpk=1 171.8 MPa。（2）第1、6跨中梁采用2束4Фs15.2鋼絞線，第2～5跨中梁采用2束5Фs15.2鋼絞線，錨下張拉控制應力為0.63fpk=1 171.8 MPa。見圖5～圖7。

圖5 邊跨（第1、6 跨）體外預應力加固

圖6 次邊跨（第2、5 跨）體外預應力加固

圖7 中間跨（第3、4 跨）體外預應力加固

5 加固后荷載試驗結果

新沂河大橋第九聯分別于2013年6月加固前和2013年11月加固后進行了靜載試驗，加固后靜力特性提高顯著，且邊跨加固效果優于中跨。試驗主要結論：（1）邊跨加固后撓度實測值普遍比加固前撓度實測值減小30%左右，第三跨（中跨）加固后撓度實測值普遍比加固前撓度實測值減小10%左右。（2）邊跨加固前最大撓度為20.98 mm，加固后最大撓度為14.18 mm，邊跨最大撓度變化率為32.4%；中跨加固前最大撓度為15.86 mm，加固后最大撓度為12.43 mm，中跨最大撓度變化率為21.6%；加固后應變實測值普遍較加固前減小約20%，其中邊跨加固后減小幅度普遍優于中跨。（3）邊跨和中跨最大應變值均由550左右減小為300左右，減小幅度接近50%。（4）外觀檢查、汽車荷載試驗以及相關分析計算表明：加固后靜載撓度有較大幅度的減小，原先裂縫區域的應變值也大幅度減小。說明加固后，新沂河大橋裂縫得到了有效控制，其承載力能夠滿足加固設計汽車荷載等級要求。見圖8、圖9。

圖8 第九聯第1跨跨中撓度對比

圖9 第九聯第3跨跨中撓度對比

6 加固后跟蹤檢測結果

在2013年加固后，對新沂河大橋每年進行定期檢查，同時2017年進行了專項檢查，病害最嚴重的右幅第九聯檢測結果：

（1）外觀檢查。本聯2013年進行加固，加固前典型受力裂縫從2008—2013年迅速增長，2013年對原有裂縫封閉處理并采用體外預應力加固。加固后，腹板豎縫、斜縫及底板橫縫均未再有新增出現，說明體外預應力加固對限制裂縫的發展起到了很好的效果，見圖10。

圖10 第九聯典型受力裂縫數量發展變化（條）

（2）模態測試結果。新沂河大橋2013年加固前后，先后于2013年6月和2013年11月對右幅第九聯進行了環境振動試驗,通過對結構振動頻率比對，檢驗橋梁加固效果，2017年再次對右幅第9聯的基頻進行測試，結果見表3。可知，新沂河大橋右幅第九聯加固前實測基頻2.87 Hz，加固后提高到3.418 Hz，說明體外預應力加固提高了結構的剛度，四年后（2017年10月）結構的實測基頻3.37，頻率略有減小，減小約1.4%，說明結構基頻基本無明顯變化，加固效果良好。

表3 新沂河大橋右幅第9聯加固前后實測動力特性對比

通過檢測數據可知，組合箱梁通過體外預應力加固之后，能夠很好的限制裂縫的出現和發展，經過多年的運營，預應力鋼束錨固性能穩定，能夠為梁體持續穩定地提供相應的預加應力，梁體狀況目前良好，說明已達到預期的加固效果。

7 結語

體外預應力加固適于橋梁結構病害發展迅速，結構有較大安全隱患時采用，對于病害發展緩慢的橋梁，可以采用粘貼鋼板、預應力碳纖維板加固等方式。新沂河大橋加固前病害發展迅速，對高速公路的安全運營帶來很大的安全隱患，通過采用體外預應力加固，對其加固后的效果采用荷載試驗，并歷經數年使用后的跟蹤檢測結果表明，體外預應力加固可以很好的限制組合箱梁裂縫發展，為橋梁安全運營提供保障。