某PC连续梁桥主梁开裂后加固对策及静载试验分析

2016-09-18胡朝辉广州诚安路桥检测有限公司

广东建材 2016年5期

胡朝辉（广州诚安路桥检测有限公司）

胡朝辉
（广州诚安路桥检测有限公司）

以某五跨预应力混凝土连续梁桥边跨主梁开裂后的加固工程为背景，分析了主梁裂缝产生的原因，详细介绍了该桥主梁的验算分析、加固过程中的监测分析以及加固后的静载试验分析评价。结果表明：本桥边跨主梁采用施加体外预应力加固能增加箱梁底板的压应力储备、降低主拉应力，施加体外束对主梁既有裂缝有一定的闭合作用，经加固后的桥梁承载能力能满足设计使用要求，为同类桥梁的加固设计工程提供参考。

结构验算；静载试验；体外预应力；承载能力

1　工程概况

某特大桥位于广州市二环高速公路，跨京广铁路高压电缆和铁道道场，其主桥（第12～16跨）跨径组合为65+3×100+65m，与路线正交。主桥单幅桥宽13.25m。主桥上部结构为变截面预应力混凝土连续箱梁，箱梁为三向预应力体系单箱单室结构，顶板宽度为13.25m，底板宽度为6.75m，中支点梁高5.5m，中跨合拢段及边跨现浇段梁高2.5m，箱梁顶板厚度为26cm，底板厚度为35～80cm，腹板厚度为45～60cm；主桥下部结构采用薄壁空心墩，基础为桩基础。设计荷载为汽车-超20级，挂-120。

该桥所处交通位置较为重要，交通车流量大，重车通行量相对较多，多年的超负荷运营，使桥梁部分构件出现了不同程度的病害，经外观调查，主桥边跨合拢段箱梁腹板内外及底板均产生了大量结构性裂缝，其中腹板裂缝以斜向为主，底板裂缝以横向为主，且部分与腹板斜裂缝连通呈U型，缝宽严重超限，最大宽度达1.2mm，并伴有白色钙化物结晶析出，表面裂缝深度已贯通底板，不能满足正常使用要求，需采取维修加固措施。

2　病害调查及原因分析

2.1箱梁底板裂缝

在左、右幅第12孔距11号桥墩8m范围内及左、右幅第16孔距16号桥墩8m范围内箱外底板存在多条横向、斜向裂缝，部分横向裂缝与腹板斜向裂缝贯通，形成U型贯通裂缝，最大裂缝宽度达1.2mm，部分裂缝析出白色钙化物。

成因分析：11、16号桥墩附近的箱梁底板裂缝主要分布于底板齿板前缘区域，此处有大量底板钢束锚固，经了解，该桥施工合拢完成后，该区域已经出现少量横向裂缝，施工单位对裂缝稍密集的右幅12孔底板采用粘贴碳纤维布进行了加固处理，由于车辆的反复冲击作用加之超载车的重载作用，裂缝逐渐扩展、延伸，部分裂缝与腹板斜向裂缝贯通。

2.2箱梁腹板裂缝

箱外腹板位置存在多条斜向、竖向裂缝，存在于第12孔、16孔距边支点 0～8m范围内，缝宽0.14～0.80mm；部分斜向裂缝与箱外底板横向裂缝贯通为U型裂缝；箱内腹板存在多条竖向裂缝，裂缝宽度为0.08～0.20mm。

成因分析：经相关计算，在承载能力极限状态下、边梁梁端抗弯、抗剪承载力均满足规范要求；在正常使用极限状态下，11号及16号墩附近箱梁腹板处主拉应力超限，从而引起腹板斜向开裂；由于边跨箱内腹板局部加厚处理，裂缝尚不明显，而箱外腹板斜向裂缝在腹板加厚前已经出现，在超载车辆荷载的冲击下，箱外裂缝的长、宽均有所发展，部分裂缝延伸至底板，与底板横缝连通。

3　结构验算分析

3.1主要计算参数及荷载组合

考虑本桥的实际情况，拟定其承载能力检算系数为0.95，承载能力恶化系数为0.08，截面折减系数0.98，钢筋截面折减系数0.95［1］，主要计算参数：

⑴50号混凝土弹性模量：3.5×104MPa；

⑵整体升温：25℃；整体降温：-25℃；

⑶支座沉降：主桥边墩沉降考虑10mm、中墩沉降考虑20mm。

荷载组合见表1所示。

表1　主要计算参数和荷载组合［3］

3.2验算分析结果

依据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTJ023-85）及《公路桥梁承载能力检测评定规程》（JTG/TJ21-2011）对主梁承载能力极限状态及正常使用极限状态下验算，部分验算结果见表2～表4：

表2　抗弯承载能力验算（kN·m）

表3　箱梁支点正应力验算（MPa）

表4　主拉应力验算（MPa）

图1　边跨现浇段及合拢段局部应力云图（底板上缘）

在承载能力极限状态下，箱梁各主要控制截面的抗弯、抗剪承载能力均满足要求，但箱梁在中墩墩顶抗弯承载能力安全储备不足；在正常使用极限状态下，近11、16号墩处箱梁验算截面。

在最不利荷载组合作用下正应力及主拉应力超过限值，11、16号桥墩附近的底板裂缝主要分布于底板齿板前缘区域，由于此处有大量底板钢束锚固，底板上缘局部应力最大值为5.3MPa，底板下缘局部应力最大值为3.1MPa，不满足正常使用要求，其它计算截面均满足要求。

表5　张拉过程中第12跨边墩支点截面应变监测结果

3.3主梁加固方案

针对主桥预应力混凝土现浇连续箱梁边跨腹板斜向裂缝和底板横向裂缝，在边跨合拢段箱梁底板下缘8m范围内粘贴纵向钢板条，分散底板钢束集中锚固产生的局部应力及活载和可变荷载产生的正应力，同时边跨箱内靠近底板处张拉四根OVM15-12体外预应力钢束，增加底板压应力储备，并采用单端张拉的方式，以减少应力集中和减少齿板因过大拉力而导致开裂；在箱梁外腹板粘贴斜向钢板条进行加固补强，提高边跨近梁端区域承载能力安全储备；经设计计算分析，加固后底板局部应力增加约为1MPa，可提高底板压应力安全储备。

4　加固过程中的监测分析

为确保本次加固施工达到设计要求，以及张拉钢束过程中的桥梁安全，需对张拉过程进行监测，以判断其是否能达到设计要求。

4.1监测内容及测点布置

⑴通过测量边跨边墩支点附近截面在张拉预应力钢束过程中，监测应变、裂缝宽度等试验指标，与加固设计提供的应力增加值进行对比，判断本次张拉所增加的预应力水平是否达到加固设计要求。

⑵通过测量边跨在张拉预应力钢束前后的桥面高程，观测桥面线形在张拉前后的变化情况（无活载作用下）。

⑶通过测量边跨边墩支点附近截面在张拉预应力钢束前后的底板下缘、腹板的裂缝宽度初始值，观测张拉预应力钢束后裂缝的闭合情况（无活载作用下）。

应变监测点采用振弦式应变计，沿箱梁底板纵向连续布设的方式布置，以消除底板局部开裂引起的测试误差，见图2所示；桥面线型采用精密水准仪进行测量，测点布置于四分点及跨中；裂缝监测采用千分表，在边跨箱梁张拉预应力束的区段腹板和底板各选取1条典型裂缝进行监测。

表6　张拉前后边墩支点截面箱梁底板下缘应力增量

图2　应变监测点布置示意图

4.2应变监测结果

由表5、表6可知，第12孔边墩支点截面箱梁底板下缘（A6～A15）测点在预应力钢束张拉完成后所增加的实测压应变为-22με，经换算后的实测压应力增量为0.77MPa；第16孔边墩支点截面箱梁底板下缘（B6～B15）测点在预应力钢束张拉完成后所增加的实测压应变为-34με，经换算后的实测压应力增量为1.19MPa。

4.3裂缝监测结果

在体外预应力束的作用下，加固后支座附近梁体裂缝的初始宽度有一定程度的闭合，最大部位闭合了0.171mm，见表7。

4.4线型测量

采用精密水准仪张拉预应力束前后的桥面线型进行测量，结果显示，张拉前与张拉后的桥面线形相比，未出现明显变化。

5　加固后静载试验分析

表7　加固过程中裂缝监测（mm）

对加固后的桥跨进行静载试验，通过测量控制截面在张拉预应力钢束后试验荷载作用下最大挠度、最大拉应变、裂缝宽度等试验指标，来评价桥梁的承载能力是否满足设计荷载等级的要求［4］。

5.1试验工况及加载效率

试验加载位置与加载工况的确定主要根据设计汽车活载在主梁上的最不利弯矩效应值，根据试验方法的规定，荷载试验的加载效率在0.80～1.00之间，本桥采用6台重约35t的重车，分两个加载工况，分别为：边跨主梁最大正弯矩工况、边跨边墩支点附近截面最大剪力工况。

表8　试验荷载效率系数

5.2测点布置及测试内容

挠度测点及支点截面应变测点均选取加固过程中监测所用的测点，最大正弯矩截面应变测点布设在箱内顶底板及腹板，见图3所示。

图3　边跨最大弯矩截面应变测点布置图

5.3测试结果与分析

试验跨满载工况下的最大挠度、应力及其校验系数、残余系数见表9所示。

由表9可知，试验跨在张拉后各工况下实测挠度、梁底应变的校验系数在0.67～0.91之间，满足《试验方法》［5］的要求；实测挠度与应变的残余变形系数均小于0.2，满足《试验方法》的要求；满载时，12#边跨、16#边跨控制截面挠度最大实测值分别为12.96mm、13.30mm，均小于L0/600（L0为计算跨径），满足设计规范要求。