基于對比荷載試驗的連續箱梁組合預應力加固效果研究

邱小紅

（漳州市公路事業發展中心直屬分中心，福建 漳州）

1 工程概況

某大橋于2013 年通車，主橋采用（38+3×60+38）m預應力砼變截面連續箱梁，半幅橋寬15 m。設計荷載為公路-I 級（JTGD60-2004）。箱梁為單箱單室截面，箱梁根部梁高3.8 m，高跨比為1/15.79；跨中梁高2.0 m，高跨比為1/30，高度從距墩中心1.5 m 處到跨中合攏段按1.8 次拋物線變化。

本橋運營過程中發現第二跨跨中出現了較多的U 型、L 型、底板橫向裂縫和腹板豎向裂縫，裂縫最大寬度達0.18 mm，最大深度達22 cm，對結構安全存在較大威脅。因此針對該橋采用“長束+局部短束”新增預應力的方式對左幅第一聯進行預應力加固，短束主要是提高第二跨底板壓應力儲備，封閉裂縫，提高截面剛度；長束主要是改善整聯應力狀況，提高整體抗彎承載能力和整體豎向剛度。結構加固前、后分別進行荷載試驗，前、后兩次荷載試驗荷載效率、測點布置盡量一致，以保證前、后兩次荷載試驗結果以及加固效果比對的準確性。

2 加固方案及荷載試驗方法

2.1 加固方案

本次采用“長束+局部短束”新增預應力的方式對左幅第一聯進行預應力加固，使加固產生的壓應力補償交工以來損失的預應力[1]。

（1） 整聯長束：長束采用箱外體內預應力，箱外腹板外包25 cm 厚鋼筋，在張拉端處加厚50 cm，采用C50 無收縮自密實砼，每側腹板新增2 束15×φs15.2 體內鋼束加固，共新增4 束體內預應力，張拉控制應力為0.75fpk=1 395 Mpa。

（2） 針對第二跨布置短束：對底板橫向開裂嚴重的第二跨新增短束，短束采用箱內體外預應力，共采用7 束10×φs15.2 環氧涂覆無粘結成品索，張拉控制應力為0.5fpk=930 MPa。

2.2 荷載試驗方法

加固前后分別對左幅第一聯（38+3×60+38）m 存在病害的橋梁開展動靜載試驗[2]：

（1） 對左幅橋梁上部結構開展靜載試驗，測試結構在加載車輛作用下靜態應變、撓度情況。

（2） 對左幅橋梁上部結構開展動載試驗，測試結構自振特性及沖擊系數。

3 靜載試驗比對

3.1 靜載試驗方法

采用一次成橋法建立橋梁成橋狀態計算模型，進行活載及影響線計算，然后在控制截面影響線上進行試驗加載，得出試驗荷載作用下內力及變形值。橋梁模型見圖1。

圖1 橋梁模型計算

靜載試驗共計選取3 個控制截面K1～K3，設置6個試驗工況開展。由于本次加固主要是改善橋梁跨中承載能力，本研究主要針對K1～K3 測試截面進行研究。測試截面及測試內容具體見表1，截面位置見圖2。

表1 橋梁各工況測試內容一覽表

表2 撓度試驗結果比對一覽表

圖2 K1、K2、K3 截面應變測點布置示意

各截面的混凝土表面應變采用混凝土應變片進行測量[3]，K1～K3 截面應變測點見圖2。

各測試截面的撓度采用水準儀進行測量，撓度測點見圖3。

圖3 K1、K2、K3 撓度測點布置示意

靜力荷載效率以設計荷載(公路-I 級按《公路橋涵設計通用規范》（JTG D60-2015）取值)產生的該試驗項目的最不利效應值等效換算，確定所需的試驗荷載，經計算，第1～3 跨靜載試驗荷載效率η 分別取0.98、0.97、0.99。實際試驗采用6 輛重約38 t 以及2 輛重約40 t 的雙后軸車輛進行等效加載[4]。矩截面，加固前后兩次荷載試驗的邊跨撓度校驗系數接近，說明邊跨加固前梁體剛度整體較好，預應力加固前后剛度變化不明顯。

（2） K2 截面為次邊跨最大正彎矩截面，加固后相同加載情況下撓度校驗系數降低，且加固后滿足撓度校驗系數在0.6～1.0 之間的要求，說明第二跨結構在長束+短束組合預應力體系作用下，結構剛度提高明顯。

（3） K3 截面撓度在長束作用下也降低較明顯，中載撓度校驗系數由0.83 下降至0.76，偏載撓度校驗系數由0.85 下降至0.78，預應力長束對中跨結構剛度有一定改善。

3.2.2 應變試驗結果

加固前、后應變試驗結果比對見表3，應變主要比對K1～K3 截面梁底4#～6#應變測點，截面應變實測值取4#～6#應變測點均值。

表3 應變試驗結果比對一覽表

（1） K1 截面加固前并未開裂，加固前應變值正常，加固后結果變化不大。

（2） K2、K3 截面加固后應變值降低較為明顯，左幅第二跨應變和撓度校驗系數明顯下降，結構承載能力和整體剛度有了明顯改善。K2 截面最不利工況下應變實測值相比加固前減少50 με，經計算增加跨中約

1.7 MPa 壓應力儲備，基本達到了加固目標及預期效果。

（3） K2 截面沿截面高度測點實測應變與截面高度的擬合函數見圖4，加固后呈較好的線性關系[5]。加固前實測截面中性軸高度為1.95 m，加固后實測截面中

圖4 實測應變與截面高度的擬合函數

3.2 靜載試驗結果比對

3.2.1 撓度試驗結果

加固前、后撓度試驗結果比對見表2，彈性撓度實測值取每個測試截面3 個撓度測點均值。

（1） K1 截面為邊跨最大正彎性軸高度為1.72 m，加固后截面中性軸高度已大為降低，說明加固后原開裂最為嚴重的第二跨跨中附近截面受力狀態明顯好轉，恢復彈性工作狀態。

3.3 靜載試驗結論

綜上所述，靜載試驗結果表明該橋加固后，對剛度下降較多的第二跨有較好的改善效果，增加約1.7 MPa壓應力儲備，第二跨結構處于彈性工作狀態。

4 動載試驗比對

4.1 動載試驗方法

本次動載試驗主要通過在橋梁上適當位置布置拾振器，用動態測試系統對結構在環境激勵作用下的振動信號和行車試驗的激勵信號進行采集，據此對結構加固前、后的動荷載響應進行分析和評價[6]。

4.1.1 自振頻率

橋梁自振特性試驗采用環境激振法。數據采集采用INV3062C 動態數據采集儀，DH610V 拾振器，以及必要的連接線。

4.1.2 阻尼比

橋梁結構阻尼檢測方法采用行車激振法，利用一部車輛以一定速度駛離橋面后引起的橋梁結構余振信號，通過波形分析法來得到結構的阻尼比。

4.1.3 沖擊系數和動撓度

沖擊系數和動撓度通過無障礙行車試驗完成。試驗車輛在橋上以一定速度行駛，對橋梁施以動力荷載，測量橋梁特征位置的振幅、動應力和沖擊系數等，對測得的橋梁動力響應值進行分析，獲得橋梁的動力響應特性。試驗時采用1 輛同靜載試驗相同的試驗加載車輛勻速通過橋跨結構，共分為10 km/h、20 km/h、30 km/h 三個工況進行測試。

4.2 動載試驗結果比對

4.2.1 自振頻率和阻尼比

本次動載試驗加固前、后1～3 階自振頻率及阻尼比結果對比見表4。

表4 上部結構自振特性參數

從數據對比分析，加固后結構自振頻率比加固前實測值有了明顯提高，阻尼系數有一定增加，與原設計值自振頻率相比也略有提高。說明經加固后目前橋梁結構的整體剛度有了明顯提高。

4.2.2 沖擊系數和動撓度

無障礙行車試驗的測試截面一般選擇在活載作用下結構應變最大的位置，根據本橋結構的彎矩包絡圖特點，車輛激勵試驗觀測斷面布置在K2 截面，本次無障礙行車試驗加固前、后沖擊系數和動撓度結果對比見表5。

表5 跨中截面沖擊系數和動撓度

4.3 動載試驗結論

（1） 自振特性試驗表明，該橋加固后實測前3 階豎向自振頻率相比于加固前明顯提高，且均大于理論計算頻率。加固后實測振型和理論振型一致，試驗橋跨上部結構實際剛度大于理論剛度。阻尼比最大為2.057%。

（2） 無障礙行車試驗表明加固后實測沖擊系數低于加固前。

5 結論

（1） 加固后T 構的靜載試驗撓度和應變測試相比于加固前均有所改善，校驗系數小于1，同時殘余值變小，結構在試驗荷載作用下，基本處于彈性階段；結構的剛度和承載能力有較大提高，達到了加固設計目標及預期效果。

（2） 加固后T 構的動載試驗結果較好，加固前實測主頻小于理論計算主頻，加固后實測主頻1.699 Hz大于理論計算主頻1.647 Hz，結構在動載下的剛度也明顯提高；加固后結構的阻尼比增大，整體性較好。在無障礙行車試驗作用下，不同速度行駛時產生的沖擊系數結果均小于計算值，說明結構行車性能較好。

（3） 預應力加固為主動加固法，采用組合預應力體系對結構進行加固，長束可有效提高結構整體抗彎能力，達到提高橋梁承載能力的目的，配合短束能對局部剛度下降嚴重的結構起到較好的補強效果，增加結構的應力儲備。