唐纪祥 姜迎秋

中冶建筑研究总院有限公司 北京100088

引言

预应力混凝土桁式组合拱桥［1］是20世纪80年代由贵州省桥梁设计院科研开发的一种受力相对合理、经济性较好且在当时施工难度低的新型桥梁。从1981年至2003年建成约30多座该类型的桥梁，为20世纪80～90年代贵州山区交通做出了一定的贡献。该桥梁桁架下弦与拱顶底部形成一条连续拱形，主跨靠近拱脚位置设置多跨桁架（空腹段），多跨桁架上弦设置一处伸缩缝，整体为超静定结构［1］。拱顶部位为下边缘拱形上边缘水平的箱型梁（实腹段），该类型桥梁既发挥了拱桥的优势，又通过桁架减轻了桥梁自重，巧妙的延长了桥梁跨度。该桥梁主跨桁架部分孔跨度大致在12～20m，拱顶位置变截面梁跨度在100m～150m。

在使用过程中发现，该类型桥梁存在多处薄弱环节，其中主要的缺陷位于主跨拱顶实腹段区域。该类型桥梁从主拱圈与上弦交界处，取消上弦结构的下底板和主拱圈上顶板，由上弦的上顶板与主拱圈的下底板组成单箱三室的箱型梁。由于该类型桥梁矢跨小跨度大，导致拱顶位置构件受力更近似为变截面箱型梁受力，而不是拱形构件受力，拱顶位置构件呈现出与普通预应力混凝土箱型梁相似的损伤。箱梁拱顶底板出现横向裂缝，侧面出现竖向裂缝，裂缝宽度根据桥梁跨度和桥面汽车荷载情况不同而不同，拱顶位置箱梁出现承载能力不足的现象。

众多学者和工程师针对桁式组合拱桥拱顶承载能力不足提出了不同的加固改造方案，其中包括“释能法”［2］、桥面增设新拱圈、增设体外预应力、增大截面及粘贴碳纤维布或钢板等等。上述加固措施均认为拱顶位置承载力不足的原因为拱顶位置配筋（包含预应力钢筋）不足，应对拱顶位置钢筋进行补充，或将拱顶位置部分受力传递到桥台。桥梁结构安全性评定过程中发现，实际受力模型已经和初始未开裂结构发生了变化。按照“完好”模型进行评估、改造设计，不仅不能科学的评估桥梁结构或构件安全性，而且可能过度加固，可能增加桥梁自重，导致桥梁损伤继续加重。

国内外对开裂后混凝土梁刚度折减［3，4］进行了深入研究，对于混凝土结构，在长期荷载作用下，受压混凝土将发生徐变，即荷载不增加而变形却随时间增长。在配筋率不高的构件中，由于裂缝开展、受拉混凝土的应力松弛以及混凝土和钢筋的徐变滑移，使受拉混凝土不断退出工作［5］。

刚度退化理论表明，单筋截面混凝土梁处于稳定时，仅梁底钢筋承受拉力，截面中和轴以上混凝土承受压力，形成平衡状态。当梁底出现裂缝时，平衡状态被打破。混凝土梁出现裂缝后，构件整体刚度退化，挠度增大，截面中和轴上移，截面再次形成平衡状态。对于整个构件而言内力将根据塑性情况重新分布。裂缝的开展和截面再平衡交替、协调出现，直至钢筋屈曲，或因挠度增大导致失去承载力。在此过程中，开裂后刚度退化起到了重要作用。

桁式组合拱桥主跨进行加固设计时，可利用刚度退化理论。桁式组合拱桥拱顶位置基本为大跨度箱型梁或T型梁，在受循环冲击荷载作用下，或受超设计规范荷载作用下，拱顶位置箱型梁或T型梁底板出现横向裂缝，侧面出现下宽上窄裂缝。此时将已经开裂的混凝土部分退出结构受力工作，作为外部荷载进行计算，裂缝的深度即为退出工作的混凝土厚度。当主跨拱顶一定区间开始开裂形成裂缝，主跨该区域截面削弱，截面刚度发生变化，导致主跨其他区间与该区间进行内力重新分布。上述刚度减小区间主跨受力将变小，承载力部分转移至刚度相对“变大”的区间。这种对混凝土梁内力重分布分析，结构内力分布规律分析，使得主跨内力计算更趋于科学合理。

1 工程概况

盐津河大桥两侧方向分别为遵义、仁怀，于1995年建成，全桥立面图见图1。桥梁全长316m，桥梁主跨采用斜拉式大节间桁架，共设9个节间，共计174m，节间长度为20＋18＋15＋14＋40＋14＋15＋18＋20（m），其中40m为实腹段，实腹段跨中位置截面见图2。上弦在主孔二、三节间之间断开，形成断缝，断缝至墩顶的悬臂桁架段长度为38m。该桥梁主跨矢高29m，矢跨比1/6，下弦（拱）轴线为二次抛物线；遵义岸边孔为2×16m＋2×20m连续刚构，仁怀岸边孔为2×16m＋20m连续刚构。全桥布置两个基本桁片，中距6.28m，桁片杆件基本截面为箱型，成桥后上、下弦为单箱三室组合截面。该桥梁原设计荷载为汽车-20级，挂车-100，人群荷载3.0kN/m2。

图1 盐津河大桥立面图（单位：cm）Fig.1 Yanjin River Bridge facade（unit：cm）

图2 桥梁跨中位置断面图（单位：cm）Fig.2 Bridge cross-center position sectional view（unit：cm）

2003年10月，重庆交通学院建设工程质量检测站受委托，对桥梁进行了全面检查和荷载试验。检查发现拱顶实腹段出现严重损伤。箱顶板纵向开裂，最大裂缝宽度1.0mm；箱底板纵向或斜向多条裂缝，缝宽0.1～0.4mm；箱隔板杆件断裂，节点连接损坏，最大裂缝超1.0mm；边箱侧壁开裂如图3、图4［6］所示。

图3 实腹段边箱内壁内表面裂缝分布（单位：cm）Fig.3 Distribution of inner wall cracksof solid web section side boxinner surface（unit：cm）

图4 实腹段边箱外壁外表面裂缝分布（单位：cm）Fig.4 Distribution of outer wall cracksof solid web section side box outer surface（unit：cm）

2 计算分析

根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62—2004）及《公路桥梁承载能力检测评定规程》（JTG/TJ21—2011）对全桥进行计算。采用Midas Civil软件建立了全桥三维有限元模型，其中仁怀段单元编号见图5，70号单元为实腹段开始的单元，80号为拱顶位置单元。

图5 单元编号图Fig.5 Unit number diagram

根据图纸提供的施工顺序，本次计算共分15个施工及使用阶段，除考虑结构自重、预应力用、车辆移动荷载、人群荷载及风荷载外，本次计算考虑了收缩徐变以及温度对结构的不利影响。

在计算过程中分两种情况进行分析，1）不考虑构件开裂及构件开裂后的刚度变化导致的整体内力变化。2）考虑构件开裂及构件开裂后的刚度变化导致的整体内力变化，裂缝开裂深度大致为50mm，将梁底50mm混凝土退出工作，对单元70～单元80截面面积进行重新布置，原有箱梁底面厚度减少50mm。同时MIDAS软件自动对中和轴位置进行重新计算。

拱顶实腹段（取遵义侧实腹段）弯矩值较大，按偏压构件校核弯矩承载力，其中不考虑刚度变化的拱顶位置构件承载力计算结果见表1，考虑刚度变化的拱顶位置构件承载力计算结果见表2。

表1 拱顶附近截面承载能力验算结果Tab.1 Results of the load capacity of the section near the vault

表2 考虑刚度退化拱顶附近截面承载能力验算结果Tab.2 Results of the load capacity of the section near the vault by considering stiffness deterioration

考虑刚度变化后，在短期组合下拱顶截面变形最大，跨中挠度为126.49mm。结构自重下变形为89.63mm。经验算跨中挠度仍然满足规范要求。

根据计算结果，可采用安装预应力碳纤维网格材的方法进行加固。碳纤维网格材质量轻、强度高，机械安装后与桥梁梁底紧贴，既提高了桥梁梁跨中截面的承载力，同时加固材料不会发生锈蚀，提高了加固材料的耐久性。

经上述计算结果分析表明，1）未考虑刚度折减的情况下，拱顶位置30m范围内截面需要加固，而考虑了刚度折减的情况，仅拱顶位置14m范围内截面需要加固。通过考虑开裂后构件刚度折减，加固范围明显缩小。2）未考虑刚度折减的情况下，拱顶位置截面抗力与效应仅为0.29，而考虑了刚度折减的情况，拱顶位置截面抗力与效应为0.66。通过考虑开裂后构件刚度折减，加固量明显缩小。3）考虑了刚度折减的情况，拱顶位置跨中挠度仍然满足规范要求，刚度折减未导致构件出现挠度增大而不满足规范要求的情况。

考虑刚度折减不能忽视目前现有完损情况。在反复荷载作用下，现有完损可能继续破坏，导致桥梁裂损继续加剧。也应控制反复荷载的强度和频率，降低强度和频率均有利于桥梁拱顶位置安全性。

3 结语

通过考虑开裂后拱顶混凝土部分混凝土退出工作，刚度自然退化，有效的降低了桁式组合拱桥拱顶位置的加固范围及加固量。对加固桁式组合拱桥拱顶位置构件承载力不足有一定的实际意义。