長聯大跨既有裂縫預應力混凝土連續箱梁結構性能監測與分析

張志強

(1.河北交規院瑞志交通技術咨詢有限公司 石家莊市 050091； 2.河北省公路安全感知與監測重點實驗室 石家莊市 050091)

0 引言

自上世紀80年代以來，國內大跨徑預應力混凝土連續箱梁大量修建，隨著服役期的增加，現已建成的大跨徑預應力連續箱梁梁體頻繁出現不同程度的結構性病害，特別是箱梁腹板斜裂縫和跨中長期下撓等病害，嚴重威脅了橋梁結構的耐久性和安全性，并在一定程度上阻礙了大跨徑預應力混凝土連續箱梁的應用與發展[1]。以某在役長聯大跨既有裂縫預應力混凝土連續箱梁橋為依托，對其腹板裂縫、梁體撓度、控制截面應變等關鍵參數進行監測，結果表明：監測周期內，既有裂縫(長度、寬度、數量)未發生明顯變化，基本處于穩定狀態；梁體撓度響應變化較為穩定，校驗系數基本處于0.19～0.30之間，未發生影響結構安全或使用功能的變形；主要控制截面應變變化較為穩定，校驗系數基本處于0.2～0.3之間，無明顯的不可逆轉的單向變化趨勢；主梁受力狀態未發生明顯變化，總體處于安全狀態。為該橋梁病害后續的維修處治決策提供必要的數據支撐。

1 工程概況

某大跨長聯預應力混凝土連續箱梁橋，主橋跨徑組合為65m+10×110m+65m，一聯總長1230m，縱坡0.8%，橫坡2%，主橋預應力混凝土連續梁由兩幅單箱單室的箱梁構成，兩箱梁中心距14m，凈距1.0m，全寬27m。單箱頂寬13m，底寬6.5m，腹板為直腹板，腹板厚度35～50cm，底板厚度28～140cm，頂板厚度28cm，中間支點根部梁高6.0m，跨中梁高2.8m，箱梁底面按圓弧線變化，全橋僅在支點處設有橫隔板，主橋箱梁采用縱、橫、豎向三向預應力體系。下部結構采用圓端形混凝土實體墩。設計荷載等級為汽車-超20級，掛車-120級。橋梁縱斷面、橫斷面示意圖見圖1、圖2。

圖1 橋梁縱斷面示意圖

圖2 橋梁橫斷面示意圖(單位：cm)

2 現狀裂縫特征及分析

2.1 現狀裂縫特征

根據近年該橋外觀定期檢查結果，該橋多跨箱梁均出現不同程度的多條腹板斜向裂縫、頂板縱向裂縫等裂縫類病害。

(1)各孔箱梁腹板斜向裂縫主要分布在近L/4和3L/4處的腹板內側和外側，見圖3，裂縫走向與水平向基本呈30°～40°左右夾角，裂縫長度0.7～2.6m，個別跨越相鄰澆筑節段，典型裂縫寬度為0.06～0.20mm，近截面中性軸處裂縫寬度較大，在箱梁梁體基本成對稱分布形式。

(2)各孔箱梁頂板縱向裂縫主要分布在近L/2處的頂板底面，橫向接近箱梁縱軸線，裂縫長度為1.2～3.5m，典型裂縫寬度為0.08～0.14mm。

圖3 箱梁腹板斜裂縫典型分布示意圖(單位：cm)

2.2 既有裂縫分析

2.2.1腹板斜裂縫

箱梁腹板斜裂縫通常稱為主拉應力裂縫，一般近L/4處箱梁在剪切應力和彎曲應力共同作用下，腹板局部主拉應力過大，并超過混凝土極限抗拉強度而開裂。對于箱梁腹板應力問題，可將其簡化為平面應力問題，腹板主拉應力計算公式為：

(1)

主拉應力方向與水平向夾角α為：

(2)

式中：σtp為作用頻遇組合和預加力產生的混凝土主拉應力；σcx為由作用頻遇組合和預加力計算的彎矩Ms產生的混凝土法向應力；σcy為混凝土豎向壓應力；τ為在計算主應力點，由預應力彎起鋼筋的預加力和按作用頻遇組合計算的剪力Vs產生的混凝土剪應力。

由式(1)、式(2)可以得出，混凝土的主拉應力大小取決于其縱向正應力、豎向正應力和剪切應力，跨中主拉應力方向為豎向，由跨中向墩頂其與水平向夾角逐漸減小。在箱梁腹板尺寸滿足規范要求的截面設計基礎上，適當增大縱向預應力可以使主拉應力減小，若同時施加足夠大的豎向預應力，可以很大程度上抵消箱梁腹板的主拉應力[2]。

在上述理論分析基礎上，并結合相關文獻資料[2-4]，對箱梁腹板斜裂縫成因總結分析：

(1)原設計規范[5]較現行設計規范[6]對斜截面混凝土容許主拉應力的取值偏大。

(2)設計中對箱梁空間效應和橫向效應考慮不足。

(3)原設計規范溫度計算模式與實際溫度效應差異較大。

(4)梁高較小的部位，豎向預應力鋼筋長度變小，預應力損失過高。

(5)施工缺陷致使豎向有效預應力損失嚴重，或豎向預應力鋼筋張拉不到位。

(6)混凝土抗拉強度離散性很大，局部混凝土實際極限抗拉強度不足。

(7)實際運營荷載較原設計規范活載超載。

以上因素，均使混凝土實際主拉應力超過其實際抗拉強度，導致箱梁腹板產生斜裂縫。

2.2.2頂板縱向裂縫

頂板縱向裂縫通常沿縱軸不連續延伸，寬度也較小，主要原因如下：

(1)混凝土水化熱、收縮作用引起橫向應力過高。

(2)頂板橫向預應力筋預應力損失過高或張拉不到位。

(3)超載運行導致頂板橫向彎矩過大。

(4)箱梁內外溫差變化引起的橫向應力估計不足。

(5)縱向預應力設計過大，引起橫向拉應力超過混凝土的抗拉強度。

3 監測內容

為分析結構性能參數在運營環境下的發展變化，掌握結構運行狀態，為既有病害的處治維修決策提供數據支撐，對典型腹板斜裂縫、頂板縱向裂縫、主梁撓度及應變等關鍵參數進行監測。

采用有限元程序對主梁結構進行受力分析，在設計荷載作用下，主橋第4～第8孔主梁彎矩、撓度及腹板主拉應力無明顯差異，且較其余孔跨荷載效應偏大。主梁彎矩、撓度以及腹板主拉應力分布如圖4～圖6所示。

圖4 設計荷載作用下主梁彎矩圖

圖5 設計荷載作用下主梁撓度圖

圖6 設計荷載作用下主梁腹板主拉應力圖

根據結構受力特點，并結合現狀裂縫分布特征，選取該橋裂縫病害較為嚴重的右幅主橋第4孔作為典型監測孔跨，在2021年9月—12月的每月不同典型監測時段(9月27日—30日、10月27日—30日、11月15日—18日、12月4日—7日)實施監測。

表1 橋梁結構性能監測內容

4 監測結果

4.1 箱梁裂縫監測結果

利用裂縫傳感器對監測孔跨箱梁左(右)腹板內側斜裂縫、頂板縱縫寬度進行定期監測。在不同典型監測時段內，箱梁腹板斜縫、頂板縱縫裂縫寬度變化量較小，寬度最大擴展量為0.033mm，寬度變化與環境溫度具有一定的相關性，無明顯不可逆轉的單向變化趨勢，所監測裂縫的長度、寬度、數量均未發生明顯變化。裂縫變化情況如表2所示，典型裂縫寬度監測曲線如圖7、圖8所示。

表2 監測孔跨箱梁既有裂縫變化情況表

圖7 監測孔跨箱梁L/4左腹板內側斜縫寬度變化典型監測曲線

圖8 監測孔跨箱梁L/2頂板縱縫寬度變化典型監測曲線

4.2 箱梁撓度監測結果

(1)主梁撓度最大響應分析

利用動撓度傳感器對監測孔跨箱梁L/4、L/2、3L/4的動態撓度進行定期監測。在不同典型監測時段內，運營荷載作用下，各撓度測點響應峰值比較穩定，均小于黃色預警閾值，未發生影響結構安全或使用功能的變形。不同監測時段內監測孔跨主梁撓度最大響應如表3，典型撓度監測時程曲線如圖9所示。

(2)不同溫度下主梁恒載變形分析

在不同典型監測時段內，不同溫度下主梁恒載變形比較穩定，變化量均較小，無明顯的不可逆轉的單向變形趨勢。在不同監測時段內各測點隨溫度變化撓度如表4所示，典型溫度效應時程曲線如圖10所示。

表3 監測孔跨箱梁主梁撓度最大響應統計表

(3)車輛荷載作用下撓度校驗系數分析

結合結構監測系統的精度及實際評估需要，采用運營荷載準靜態、動態效應分離技術，提取典型監測時段內L/4截面、跨中截面、3L/4截面撓度監測最大響應，將車輛荷載下撓度較大的車輛經過主要位置時的結構撓度校驗系數作為評價指標，評判橋梁承載能力和工作狀態。

圖9 監測孔跨箱梁主梁撓度典型監測曲線

表4 監測孔跨箱梁主梁隨溫度變化撓度變化量統計表

圖10 監測孔跨箱梁主梁隨溫度變化撓度典型監測曲線

在不同典型監測時段內，主梁撓度校驗系數比較穩定，剛度無明顯退化趨勢，并且均小于1，結構剛度滿足要求，結構整體工作性能良好。在不同監測時段內各監測斷面撓度校驗系數如表5所示。

4.3 箱梁應變監測結果

在不同典型監測時段內，主梁梁底應變變化比較穩定，變化量均較小，主要控制截面應變校驗系數基本處于0.2～0.3之間，無明顯的不可逆轉的單向變化趨勢，主梁受力狀態未發生明顯變化。典型監測曲線如圖11所示。

表5 典型監測時段內監測孔跨箱梁主梁撓度校驗系數

圖11 監測孔跨箱梁主梁L/2截面梁底應變典型監測曲線

5 結語

根據既有裂縫混凝土連續箱梁典型橋跨特征時段內的主梁裂縫、撓度、應變監測數據分析結果，得到主要結論如下：

(1)混凝土連續箱梁既有腹板斜縫、頂板縱縫裂縫寬度變化量較小，無明顯不可逆轉的單向變化趨勢，所監測裂縫的長度、寬度、數量均未發生明顯變化，裂縫基本處于穩定狀態。

(2)主梁撓度響應比較穩定，未發生影響結構安全或使用功能的變形；不同溫度下主梁恒載變形比較穩定，無明顯的不可逆轉的單向變形趨勢；主梁撓度校驗系數比較穩定(基本處于0.19～0.30之間)，結構剛度無明顯退化趨勢，結構整體工作性能良好。

(3)主梁梁底應變變化比較穩定，變化量均較小，主要控制截面應變校驗系數基本處于0.2～0.3之間，無明顯的不可逆轉的單向變化趨勢，主梁受力狀態未發生明顯變化。

綜合上述結構響應監測結果，現階段該混凝土連續箱梁既有裂縫病害已基本處于穩定狀態，主梁撓度和應變響應較為穩定，主梁受力狀態無明顯變化、剛度無明顯退化，主梁結構總體處于安全狀態。但由于混凝土箱梁腹板斜裂縫不能像正截面裂縫大多數使用狀況下均為閉合的，而是出現后會始終處于開裂狀，為保證結構耐久性和安全性，建議現階段對其既有腹板斜縫、頂板縱縫進行封閉處治，必要時可采取粘貼鋼板或預應力碳板加固處治，維修加固后繼續跟進混凝土箱梁結構響應監測，如若發現結構響應出現異常變化，及時采取處治措施。