預應力混凝土連續梁的體外預應力加固研究

賽志毅，段美棟，李 才，馬銀強

（1.山東高速股份有限公司，山東 濟南 250014；2.山東省交通科學研究院，山東 濟南 250031）

引言

預應力混凝土連續梁橋具有變形小、行車舒適性高自重較小等優點［1-2］，在我國公路橋梁中廣泛應用。隨著運行時間的增加，自身劣化、車輛超載、環境腐蝕等因素影響，許多既有橋梁底板、腹板等部位出現裂縫等影響承載力的病害，裂縫的存在會削弱梁體剛度和強度［1-3］。為滿足現行荷載的要求，需對橋梁進行加固。目前橋梁加固的主要方法［4-5］：（1）增大截面法；（2）黏貼鋼板法；（3）黏貼碳纖維法；（4）體外預應力加固法。

體外預應力加固指通過施加體外預應力，使原結構、構件的受力得到改善或調整的方法［6-8］。體外預應力加固方法具有自重輕、施工方便、工期短、預應力筋替換維護方便等優點，在橋梁加固中被廣泛運用［9-12］。如何確定體外預應力的預加應力值是體外預應力加固法的難點［1］。學者雖然總結了預加應力值的計算方法和原則，但目前計算方法并不統一，加固后的檢測評估也無統一的標準。

1 工程概況

濟南黃河三橋上部結構采用等高度預應力混凝土連續箱梁，跨徑組合為9×30 m+8×30 m+8×30 m+3 m+4×45 m+6×45 m，橋梁全寬19.55 m，主梁采用單箱雙室截面，箱梁混凝土為C50，梁高1.8 m，箱梁頂板寬度19.55 m，底板寬度10.77 m。箱梁采用縱、橫兩向預應力體系，單根鋼絞線直徑為15.2 mm，設計荷載等級為公路-Ⅰ級。主要病害為第二聯8×30 m 箱梁外裂縫較多，裂縫形式有腹板豎縫、底板橫縫、底板縱縫、L 形裂縫，分布在跨中附近，縫寬0.05～0.15 mm。采用15-15 型體外預應力鋼束加固，體外預應力鋼束由15 根15.24 單絲環氧涂覆型無黏結鋼絞線組成，標準抗拉強度為1 860 MPa，每跨設置4束。

體外預應力束張拉控制值計算原則，通過理論計算使結構由體外預應力產生的反拱值等于或大于活載撓度增大值（靜載試驗實測值與理論值之差）。該橋第二聯第1#～8#跨設計體外預應力張拉控制值見表1［1］。

表1 體外預應力張拉控制值

2 加固前后荷載試驗數據分析

加固前后對該橋第二聯1#～8#跨進行了荷載試驗，測試在設計荷載作用下1#～8#跨跨中附近控制截面撓度和應變，加載效率為0.96～0.99，符合《公路橋梁荷載試驗規程》（JTG/T J21-01—2015）（以下簡稱《規程》）要求，1#～8#跨加載效率見表2。

表2 加載效率

撓度測點和應變測點均布置在控制截面底板，每截面3 個撓度測點，5 個應變測點，撓度測點布置見圖1，應變測點布置見圖2。

圖1 撓度測點布置

圖2 應變測點布置

2.1 撓度分析

加固前后撓度校驗系數見表3，給出的校驗系數為3 個測點的平均值。由表3 可知，4#、5#、7#跨加固前撓度校驗系數均＞1.0，超過了《規程》限值，與加固設計中這3 跨的張拉控制應力較大對應。加固后除8#跨外其余各跨撓度校驗系數均有所減小，說明橋梁剛度有所提升。加固后撓度校驗系數均＜1，滿足《規程》要求，說明橋梁剛度滿足設計要求。

表3 加固前后撓度校驗系數

2.2 應變分析

加固前后應變校驗系數見表4，給出了校驗系數為5 個測點的平均值。

表4 加固前后應變校驗系數

加固后各跨應變校驗系數均有所減小，但2#、4#、5#、6#、7#跨校驗系數仍然＞0.9，不滿足《規程》要求，說明橋梁強度不滿足要求。

通過撓度和應變校驗系數分析可知，加固后撓度檢驗系數滿足《規程》要求，但應變校驗系數不滿足《規程》要求，說明加固后橋梁承載力仍不滿足設計荷載要求。荷載試驗數據分析表明體外預應力提高了橋梁剛度和強度，但強度提高量不足，橋梁體外預應力加固方式有待改進。

3 加固后有限元模型分析及總結

根據設計資料建立利用Midas Civil 建立有限元模型，見圖3。

圖3 Midas Civil 模型

計算體外預應力引起的跨中反拱值和箱梁下緣的壓應力，將體外預應力反拱值與加固前撓度實測值與理論值之差比較，見表5。

表5 體外預應力反拱值/mm

由表5 可知，除4#和6#跨外其余跨反拱值均大于加固前實測值與理論值之差，但4#和6#跨的反拱值與差值非常接近，體外預應力設計基本滿足加固原則。

將體外預應力引起的箱梁下緣應力與加固前荷載試驗應力實測值與理論值的0.9 倍之差進行比較，見表6。

表6 預壓應力對比分析/MPa

由表6 可知，在當前的體外預應力加固方式作用下，2#、5#、6#、7#跨理論預壓應力均小于實測值與理論值之差，而2#、5#、6#、7#跨加固后實測的應變校驗系數均＞0.9，不滿足《規程》要求，理論分析結果與實際試驗結果相吻合。推斷加固后強度依然不足，與體外預應力產生的預壓應力不足有密切關系。

綜上所述，總結出另一種體外預應力設計計算方法，即計算體外預應力筋對箱梁下緣的預壓應力，使預壓應力值大于或等于設計荷載作用下下緣應力實測值與理論值之差。同時，預壓應力值不宜過大，《規程》中應變檢驗系數宜為0.6～0.9，建議預壓應力值滿足：

式中：S實測—荷載試驗時箱梁下緣應力實測值；S理論—試驗荷載作用下箱梁下緣應力理論值；σ體外—體外預應力筋作用下箱梁下緣預壓應力。

根據公式（1）計算該實際工程體外預應力張拉控制應力，計算結果見表7。

表7 體外預應力預壓應力/MPa

由表7 可知，通過該方法計算的體外預應力筋張拉控制值，較實際加固工程2#、5#、6#、7#跨所采用的張拉力有所提高，其余跨張拉力不變，經有限元模型計算可知所有加固跨的體外預應力引起的下緣壓應力均滿足該方法的要求，具體加固效果還有待進一步驗證。

4 結語

通過對實際工程預應力混凝土連續梁橋加固前后試驗數據進行分析，指出當前體外預應力加固方法的不足，針對性地提出更為有效的體外預應力設計計算方法。