預應力混凝土連續箱梁彎橋斜向裂縫病害成因分析及加固方案研究

李永波

(遼寧省交通規劃設計院有限責任公司 沈陽市 110166)

1 工程概況

某立交匝道橋，建成于 2008年。該橋共三聯，跨徑布置為(20+3×21+20)m+5×25.5m+5×20m；橋梁全長為 336.5m；該橋為曲線橋, 其中，第二聯平面位于R=90m的圓曲線，第一聯、第三聯位于緩和曲線。該橋橋面凈寬為 7.5m，兩側均設置寬度為0.50m 的混凝土護欄；橋面鋪裝采用瀝青混凝土；設4道型鋼伸縮縫，分別位于0號臺頂、15號臺頂和5號墩頂、10號墩頂。 每聯2個中墩均為墩梁固結(第一聯的2號墩、3號墩，第二聯的7號墩、8號墩，第三聯的12號墩、13號墩)，邊墩、臺設雙支座，次邊墩設單支座，支座均采用盆式橡膠支座。上部結構均為等截面現澆連續箱梁，第一聯、第三聯箱梁為鋼筋混凝土結構，采用滿堂支架現澆施工；第二聯箱梁為預應力混凝土結構，采用支架逐孔現澆施工；箱梁兩側腹板等高度，橋面橫坡由箱梁整體旋轉形成，最大橋面橫坡7%。下部結構：橋臺采用肋板臺、擴大基礎；橋墩：第5號墩、10號墩為雙柱式方形墩，其余均為圓形獨柱墩，7號墩采用樁基礎，其余墩均采用擴大基礎。該橋上部結構未設置預偏心。

2013年，該橋第二聯箱梁邊跨底板及腹板出現一些斜向裂縫，第一聯、第三聯箱梁底板出現多條橫向裂縫，兩側腹板出現多條豎向裂縫，且經計算，該橋支座承載力不滿足要求，基于上述病害和問題，對該橋進行了加固和維修，具體方案如下：

(1)墩柱改造：連續墩(第一聯1號墩、4號墩，第二聯6號墩、9號墩，第三聯11號墩、14號墩)墩頂通過外包混凝土形成混凝土小蓋梁，并增設2個支座，將原來的單支座改造為3支座，增多支撐點。新增支座與原支座間距為1.5m，新增支座在恒載作用下與梁體接觸但不受力，在活載作用下發揮作用。3支座支撐系統解決了結構的抗傾覆、支座承載力不足問題，但主梁抗扭不足問題依然存在。其余墩均采用外包混凝土加固，且對墩柱塑性鉸區加強箍筋配置，增強墩柱在地震作用下的抗剪能力。

(2)主梁加固：第一、三聯鋼筋混凝土箱梁底板、腹板縱向粘貼鋼板；第二聯預應力混凝土箱梁未進行加固。

(3)常規病害維修：對裂縫進行封閉處理。

2 主要病害

2021年，根據業主要求，對該橋第二聯進行了專項檢測，重點檢查了第二聯箱梁裂縫。根據現場檢測，該橋第二聯(第6孔至第10孔)箱梁腹板出現多條斜向、豎向裂縫，底板出現多條斜向裂縫，腹板斜向、豎向裂縫和底板斜向裂縫主要集中在邊跨(第6孔和第10孔)。具體如下：

(1)外側腹板斜向、豎向裂縫

第6孔外側腹板距5號墩1.9～14.6m范圍內，共計13條斜向裂縫，裂縫長度為0.7～1.6m，寬度為0.08～0.35mm，大部分裂縫發展至腹板頂緣，有3條斜向裂縫向底板延伸0.17～0.2m，其中距5號墩10.1m處斜向裂縫長度為1.16m，寬度為0.35mm，深度為110mm(裂縫處腹板設計厚度為40cm)，見圖1。距5號墩11.3m、17.3m處各有1條豎向裂縫，裂縫長度分別為0.5m、0.86m，寬度分別為0.1mm、0.15mm，其中1條豎向裂縫向底板延伸0.2m。

圖1 第6孔箱梁外側腹板斜向裂縫展開圖

第10孔外側腹板距10號墩4.2～13m范圍內，共計16條斜向裂縫，裂縫長度為0.4～1.3m，寬度為0.08～0.2mm，大部分裂縫發展至腹板頂緣，其中距10號墩9.5m處斜向裂縫長度為1.3m，寬度為0.2mm，深度為75mm(裂縫處腹板設計厚度為40cm)，該條斜向裂縫向底板延伸0.2m。距10號墩13.6m處有1條豎向裂縫，裂縫長度為0.8m，寬度分別為0.1mm，該條豎向裂縫向底板延伸0.4m。

(2)底板斜向裂縫

第6孔底板距5號墩5～21m范圍內，共計36條斜向裂縫，裂縫長度為0.5～5.0m，寬度為0.1～0.25mm，局部滲水泛堿，裂縫間距為0.2～0.4m，裂縫走向均為從連續端外側向簡支端內側發展。

第10孔底板距10號墩0～17m范圍內，共計29條斜向裂縫，裂縫長度為0.5～4.5m，寬度為0.1～0.35mm，局部滲水泛堿，裂縫間距為0.1～0.4m，裂縫走向均為從連續端外側向簡支端內側發展。

圖2 第6孔箱梁底板斜向裂縫展開圖(單位：mm)

3 計算與分析

3.1 計算模型及荷載

采用空間有限元計算軟件進行結構分析與計算，結構計算模型如圖3所示，主梁跨中標準橫斷面示意圖見圖4。

圖3 5×25.5m連續箱梁計算模型(曲線半徑R=90m)

圖4 主梁跨中標準橫斷面示意圖(單位：mm)

荷載主要包括永久作用和可變作用，具體如下：

(1)永久作用

自重：自重系數為1.04。

二期恒載：橋面鋪裝(6cm調平層+9cm瀝青混凝土)27.5kN/m；護欄16.6 kN/m(雙側)。

(2)可變作用

汽車荷載標準按原橋設計規范《公路橋涵設計通用規范》(JTG D60—2004)取值，汽車荷載為公路-I級，活載按2車道計算。

制動力、溫度等其他作用按《公路橋涵設計通用規范》(JTG D60—2004)取值。

3.2 簡支端支反力及主梁受力現狀

恒載作用下支反力見圖5、主梁扭矩見圖6，預應力次效應產生的主梁扭矩圖見圖7。

圖5 恒載作用下支反力(單位：kN)

圖6 恒載作用下主梁扭矩(單位：kN·m)

圖7 預應力次效應產生的主梁扭矩(單位：kN·m)

計算結果表明，恒載作用下，該橋第二聯簡支端曲線內側支座與外側支座受力差別過大：5號墩內側支反力為207.1kN，外側支反力為2003.4kN；10號墩內側支反力為394.0kN，外側支反力為1890.2kN。簡支端內、外側支反力的巨大差異導致邊跨承受過大的扭矩，兩側邊跨最大扭矩分別為4500.7kN·m、3751.3kN·m。對恒載作用進一步分析可知，產生扭矩的主要因素是預應力次效應(約占74%～87%)，其次是結構自重及二期恒載偏心。

3.3 病害成因分析

根據現場檢測和計算分析結果，該橋第二聯箱梁邊跨腹板、底板產生斜向裂縫的主要原因是設計不合理，導致邊跨承受扭矩過大。具體如下：

(1)預應力束布置不合理。由于設計時未考慮彎橋的受力特點，該橋箱梁預應力束布置與直線橋一樣，內外側腹板對稱布置。對于彎箱梁截面，預應力對剪心存在力臂而產生扭矩，在對稱布筋的情況下，由于腹板束沿梁長大部分位于截面剪心以下，腹板束和底板束產生的徑向力引起的偏心彎矩，導致主梁承受過大扭矩。

(2)未設置預偏心。曲線橋截面外緣尺寸大于內緣尺寸，截面重心偏移主梁中心線，而該橋未設置預偏心，恒載偏心產生的扭矩加劇了主梁的負擔。

3.4 加固方案

2011年，姜斌等[1]研究表明，預應力筋的不對稱布置方式能改善恒載作用下曲線梁橋的扭矩分布，但該橋主梁截面為寬翼緣箱形截面，截面剪心偏上，在外側腹板增加預應力束，無法減小主梁扭矩。黃龍田等[2]提出對主梁粘貼鋼板+焊接鋼筋形成閉環套箍的方法，增強主梁抗扭承載能力，但該方法需要對主梁翼緣根部鉆孔使鋼筋穿過，鉆孔施工對主梁可能造成損傷，且加固效果無法通過理論計算進行驗證。本項目借鑒黃躍平等[3]提出的方法，通過頂升調整主梁變形和受力，改善恒載作用下主梁的扭矩分布。

對第二聯箱梁5號墩和10號墩內側支座位向上支頂，對比不同頂升高度下簡支端支反力及主梁扭矩變化情況，頂升前、后簡支端支反力見表1，頂升前、后主梁扭矩見表2。

表1 第二聯主梁頂升前、后簡支端支反力對比表

表2 第二聯主梁頂升前、后主梁扭矩對比表

方案比選：上述計算結果表明，頂升能有效改善支反力和主梁扭矩分布。綜合考慮不同頂升高度下主梁扭矩和簡支端曲線內、外側支反力情況，最終選取方案為：5號墩曲線內側頂升3cm，10號墩曲線內側頂升2.5cm。頂升后，恒載作用下邊跨扭矩減小3387.3kN·m，但中墩支點附近扭矩有所增大，恒載作用下扭矩增加945.3kN·m；簡支端曲線內外側支座在恒載作用下支反力差值明顯減小，5號墩曲線內、外側支反力差值由1796.3kN減小至452.3kN，10號墩曲線內、外側支反力差值由1496.2kN減小至409.4kN。

4 結論

(1)獨柱式曲線橋梁受力復雜，主梁預應力布置方式應根據主梁受力特點采取非對稱形式，支座應設置預偏心，使主梁在恒載作用下處在合理的受力狀態。

(2)寬翼緣箱梁截面剪心偏上，通過后增加預應力，難以改善主梁扭矩分布。

(3)對既有曲線橋梁，通過頂升的方法，能有效改善支反力和主梁扭矩分布。