大跨斜交變截面寬箱連續(xù)梁橋裂縫成因分析

張 龍，唐盛華，盧江波

（1. 湖南省交通規(guī)劃勘察設(shè)計院有限公司，湖南 長沙410008；2. 湘潭大學土木工程與力學學院，湖南 湘潭411105）

1 工程背景

廣東省佛山市某座大跨度寬幅連續(xù)箱梁橋橋長687.96 m，主橋為（55+80+55） m 斜交變截面預應力砼連續(xù)箱梁（見圖1），斜交角為25°，上部結(jié)構(gòu)采用C50 單箱單室變截面預應力混凝土箱梁，直腹板，箱梁頂板寬19.3 m，頂板厚30 cm，懸臂長4.4 m；底板在跨中位置厚35 cm，支點位置厚75 cm；腹板厚度支點位置75 cm，跨中位置50 cm；箱梁梁高支點位置4.5 m，跨中位置2.5 m，箱梁高度、底板厚度均按二次拋物線變化。

圖1 橋型布置圖（單位：cm）Fig.1 Layout of bridge type (Unit: cm)

箱梁采用三向預應力體系，前期頂板束、前期下彎束、中跨頂板合龍束為12φs15.2 mm 鋼絞線，張拉控制應力為0.75 fpk，兩端張拉；底板束與邊跨頂板束為9φs15.2 mm 鋼絞線，控制應力為0.75 fpk，單端張拉；箱梁腹板內(nèi)豎向及橫隔板豎向均采用φ32 JI785 級精軋螺紋鋼筋，張拉力為513 kN，縱向間距為50 cm。 箱梁頂板橫向預應力束及橫隔板橫向預應力束均為3φs15.2 mm 鋼絞線，單端交錯張拉，縱向間距為50 cm，控制應力0.75 fpk。 箱梁一般構(gòu)造和預應力布置圖如圖2 所示。

圖2 箱梁一般構(gòu)造和預應力布置圖（單位：cm）Fig.2 General structure and prestressed layout of box girder (Unit: cm)

箱梁單“T”構(gòu)分11 個節(jié)段懸臂澆筑，其中0 號梁段長300 cm，其余1～11 號梁段分段長為5×3 m+3×3.5 m+3×4 m，合攏段長為200 cm。 主橋按主墩兩個“T”構(gòu)對稱懸臂現(xiàn)澆施工，除0 號、1 號梁段采用搭設(shè)托架澆注完成外，其余梁段均采用掛籃懸澆。 邊跨現(xiàn)澆段采用搭設(shè)支架澆筑。

該橋于2006 年12 月竣工通車，設(shè)計荷載為“汽車-超20 級，掛車-120”，2012 年7 月和2015 年8 月全橋檢測均發(fā)現(xiàn)箱梁中跨跨中腹板及倒角位置出現(xiàn)了大量裂縫，并進行了加固處理，加固內(nèi)容為增設(shè)混凝土橫隔板，但加固效果并不好。2017 年再次進行了全橋檢測，發(fā)現(xiàn)裂縫有所發(fā)展，最大裂縫寬度由0.9 mm 發(fā)展至1.1 mm，主要集中在中跨跨中腹板及倒角位置，如圖3 所示。

由此可以判斷，此類裂縫為結(jié)構(gòu)性受力裂縫，是由腹板與底板倒角處主拉應力過大引起的。通過桿系梁單元對全橋進行建模分析，發(fā)現(xiàn)其承載能力與正常使用均滿足規(guī)范要求。考慮該橋存在斜梁效應、寬箱梁效應、偏載效應以及超載效應等，空間效應顯著，而桿系梁單元無法考慮箱梁畸變等局部受力[1-5]，本文采用ANSYS15.0 按施工過程建立全橋三維實體有限元模型進行精細分析，以期得到箱梁裂縫的確切成因，為后期的維修加固提供科學依據(jù)[6-7]。

圖3 箱梁跨中腹板及底板位置裂縫分布Fig.3 Distribution of cracks in web and bottom plate of box girder

2 計算模型建立

1） 有限元模型[8]。 主橋箱梁、橫梁、齒塊、支座墊石采用實體單元solid45，預應力鋼筋采用桿單元link10，主橋箱梁、橫梁、齒塊等共劃分97 220 個單元，縱、橫、豎三向預應力共劃分29 022 個單元。

2） 材料特性。 鋼筋與混凝土的材料特性按《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》[9]進行取值，材料特性如表1 所示。

表1 混凝土及鋼筋的材料特性Tab.1 Material characteristics of concrete and reinforcement

3） 施工階段。 該橋采用懸臂法進行施工，共劃分15 個階段，各施工階段如表2 所示。

表2 施工階段劃分Tab.2 Construction stage division

4） 荷載參數(shù)。 實體有限元模型中的相關(guān)參數(shù)如下。

恒載：自重+二期恒載。

梯度溫度：按《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》[10]取，梯度升溫時，橋面板表面的最高溫度為14°，距表面0.1 m位置5.5°，距表面0.4 m 位置0°，中間線性變化。 梯度溫降為正溫差乘以-0.5。

整體升降溫：±20°。

汽車荷載：汽車荷載以車隊的形式添加，縱向布置形式參考《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范JT021-89》的汽-超20 級進行布置，橫向分正載和偏載兩種情況。

5） 荷載組合[10]。根據(jù)以上單項荷載作用，腹板及底板的應力結(jié)果，確定以下4 種荷載工況用于分析腹板及底板裂縫成因分析。

工況1：自重+預應力+二期恒載（成橋狀態(tài)）。

工況2：自重+預應力+二期恒載+汽-超20 級（兩種布載）。

工況3：自重+預應力+二期恒載+汽-超20 級（兩種布載）+梯度溫升。

工況4：自重+預應力+二期恒載+汽-超20 級（兩種布載）+梯度溫升+整體溫降。

3 計算結(jié)果分析

考慮工況1～4，中跨腹板的主拉應力如圖4～圖7 所示，可以看出：

對于工況1（圖4），主橋受恒載及預應力作用，中跨1/4～3/4 位置腹板及底板倒角位置出現(xiàn)較大拉應力，最大拉應力達5.3 MPa 左右，超過C50 混凝土軸心抗拉強度標準值2.65 MPa，即在成橋階段，中跨1/4～3/4位置腹板及底板倒角位置就可能出現(xiàn)裂縫，且圖中主拉應力較大位置及裂縫方向（圖5）與實際檢測結(jié)果（圖3）吻合。 據(jù)此推斷腹板及底板倒角位置裂縫成因可能與主橋箱梁設(shè)計不甚合理有關(guān)，具體為

1） 腹板寬度變窄位置不合理。 腹板與底板交接位置應力較大點開始于腹板變窄位置，該位置不僅腹板變窄且豎向預應力根數(shù)變?yōu)樽冋暗囊话耄斀孛孀冋翌A應力根數(shù)變少后，截面主拉應力會較大，如圖6所示。

2） 左右兩側(cè)腹板應力存在顯著差異。 中跨7#塊在同一橫斷面上左側(cè)腹板最大主拉應力為5.0 MPa 左右，而右側(cè)腹板為3.3 MPa 左右，相差1.7 MPa，若是正橋同一橫斷面成橋狀態(tài)腹板應力應是一樣的。

3） 斜交25°，橋?qū)?9.3 m 做單箱單室截面不合理。 箱梁截面抗扭剛度不夠，橫截面周邊發(fā)生明顯變形，箱梁畸變不可忽略，圖7 為中跨7#塊箱梁變形，沿箱形截面周邊變形較大。

4） 僅采用桿系梁單元進行分析，結(jié)果不準確。 通過實體模型精細模擬實橋的受力狀態(tài)，同時考慮了荷載作用下的彎曲、剪切、扭轉(zhuǎn)、畸變等效應，計算的局部應力比桿系模型的明顯偏大。

圖4 工況1 中跨腹板主拉應力云圖Fig.4 Cloud chart of main tensile stress of mid-span web in Case 1

圖5 工況1 中跨腹板主拉應力方向Fig.5 Main tensile stress direction of mid-span web in Case 1

圖6 工況1 中跨腹板主拉應力及豎向預應力筋Fig.6 The main tensile stress and vertical prestressed bar of the mid-span web in Case 1

圖7 中跨7# 塊箱梁變形Fig.7 Deformation of No.7 box girder of mids-pan

對于工況2，主橋受恒載、預應力及汽超-20 級作用，相比工況1，跨中腹板、底板倒角最大主拉應力增加1.4 MPa 左右。

對于工況3，主橋受恒載、預應力、超-20 級及梯度溫升作用，相比工況2，跨中腹板、底板倒角最大主拉應力增加0.9 MPa 左右，最大主拉應力達7.7 MPa。

對于工況4，主橋受恒載、預應力、超-20 級、梯度溫升及整體溫降作用，相比工況3，跨中腹板、底板倒角最大主拉應力變化較小。

4 結(jié)論

依據(jù)廣東佛山某大跨度寬幅斜交連續(xù)箱梁橋的病害檢測結(jié)果，采用有限元軟件ANSYS15.0，建立考慮施工過程的三維實體有限元模型，分析了該橋中跨跨中腹板及底板倒角位置裂縫產(chǎn)生的原因，結(jié)果表明：僅采用單梁桿系模型對空間效應顯著的寬箱斜梁橋分析，結(jié)果不準確，腹板變薄、豎向預應力筋減少、空間效應易導致腹板及底板倒角位置開裂，19.3 m 寬幅橋梁不宜采用單箱單室截面。 該分析結(jié)果可為該橋的后續(xù)加固設(shè)計提供可靠依據(jù)，并為類似寬幅斜交連續(xù)箱梁橋的設(shè)計和建設(shè)提供重要參考。