混凝土连续箱梁体外预应力加固技术研究

张运清，赵庆云，孟涛

(山东省交通规划设计院, 山东 济南 250031)

预应力混凝土连续箱梁桥具有行车平顺、抗扭刚度大、变形小、施工便捷等优点，在中国公路及城市桥梁中广泛应用，但是随着自身劣化、车辆超载、环境腐蚀等因素影响，许多箱梁底板、腹板等部位出现裂缝病害，裂缝的存在会削弱梁体刚度和强度，结构的受力因刚度的变化导致内力重分布，影响结构的使用耐久性及承载安全性，甚至会造成桥梁结构的破坏，必须对其进行加固。JTG/T J22-2008《公路桥梁加固设计规范》对几种常见加固方法进行了说明，其中，体外预应力加固法布置灵活、运营干扰少，不仅能显著提高结构承载能力，还具有增大结构刚度、调整结构受力状态等作用，在旧桥加固工程中广泛应用。

如何准确推断病害桥梁的损伤情况，并合理确定体外预应力度是体外预应力加固法的难点，该文以某高速公路预应力混凝土连续箱梁为研究对象，通过静载试验与有限元模型结果对比分析，合理确定病害箱梁需施加的体外预应力，并通过静载试验对加固效果进行验证。

1 工程概况

某高速公路桥梁上部结构采用等高度预应力混凝土连续箱梁，跨径组合为(9×30+8×30+8×30+3×30+4×45+6×45)m，桥梁全宽19.55 m，箱梁混凝土为C50，主梁采用单箱双室断面，梁高1.8 m，箱梁顶板宽度19.55 m，底板宽度10.77 m，悬臂长度3.9 m，悬臂板根部厚65 cm，端部20 cm，箱梁内顶板厚度25 cm，底板厚度25 cm，腹板厚度45～60 cm，箱梁横断面如图1、2所示。箱梁采用纵、横两向预应力体系，单根钢绞线直径d=15.2 mm，管道成孔采用塑料波纹管，设计荷载等级为公路-Ⅰ级。

图1 箱梁端部断面图(单位：cm)

图2 箱梁跨中断面图(单位：cm)

2 连续箱梁病害情况及原因分析

根据2015、2016年定期检测报告，该桥第2联(79#～86#跨)箱梁裂缝相对较多，主要存在底板横缝、腹板竖缝、L形缝、纵缝等病害，其中，第79#、81#、86#跨箱梁底板主要存在少量纵缝，绝大部分沿预应力管道分布，缝宽0.05～0.2 mm；第80#、82#～84#跨箱梁底板的横缝、腹板竖缝、L形缝主要分布在预应力连接器截面至跨中范围，且分布较为密集，缝宽为0.05～0.15 mm；85#跨箱梁底板横缝、腹板竖缝、L形缝主要分布在跨中范围，且分布较为密集，缝宽为0.05～0.15 mm。另外，通过对第2联连续箱梁进行专项检测发现，部分梁体存在纵向预应力钢束横向偏位、钢绞线松弛、压浆不饱满、管道内积水等病害。

根据第2联连续箱梁横向裂缝分布、形态及专项检测可推断，连续箱梁底板部分预应力钢绞线松弛导致梁体内预应力不足，在自重和车辆荷载的作用下梁体出现了结构性裂缝，这是造成箱梁底板横缝、L形缝的主要原因，另外，施工期间支架不均匀沉降、混凝土养护不当也会使梁体产生底板横缝、腹板竖缝、L形缝，属于次要原因。

3 静载试验

静载试验是桥梁整体刚度、强度的重要检测手段，具有直观可靠、可信度高的特点。由于该桥第2联(79#～86#跨)连续箱梁横向裂缝病害较为突出，为了解该联各桥跨梁体的工作状况，检验桥梁承受设计荷载的能力，同时为下一步桥梁加固设计提供基础的性能参数，根据JTG/T J21-01-2015《公路桥梁荷载试验规程》和JTG/T J21-2011《公路桥梁承载能力检测评定规程》要求对该联箱梁进行静载试验，静载(中载)作用下各跨挠度校验系数如图3所示。

图3 静载(中载)作用下各跨挠度校验系数

由图3可得：对于基本无横向裂缝的79#、81#、86#跨，挠度校验系数均小于1.0，表明结构整体刚度满足设计要求；对于横向裂缝较多的80#、84#跨，挠度校验系数虽小于1，表明结构整体刚度满足设计要求，但校验系数贴近临界值，表明结构安全储备低；对于横向裂缝较多的82#、83#、85#跨挠度校验系数均大于1.0，表明结构刚度不满足设计要求。

通过静载试验可知，部分桥跨的箱梁实际工作状况要差于理论状况，部分桥跨跨中截面横向裂缝较多导致刚度折减，从而在荷载作用下挠度值较大，这不仅严重影响桥梁的使用性能，而且也降低了桥梁的安全性。为保证桥梁安全，需要对箱梁补强加固，经比较决定采用体外预应力加固方案。

4 加固方案设计

体外预应力作为一种主动加固技术能显著提高桥梁的承载能力和正常使用性能，但如何根据梁体实际工作状况合理确定所需的体外预应力尤为关键，所以在进行体外预应力加固前应了解箱梁实际损伤状况，再结合体外预应力加固设计原则综合确定各跨所需的合理体外预应力。

4.1 现浇箱梁损伤状况

根据各跨静载试验结果并结合各跨箱梁病害情况，可知第2联(79#～86#跨共8孔)各桥跨结构刚度均有不同程度折减，导致梁体在活载作用下结构挠度增大。为了解箱梁实际损伤状况，建立第2联现浇箱梁有限元模型，通过逐级调整截面刚度可得到各跨在静载试验荷载(中载)作用下挠度理论计算值，根据理论计算值与静载试验试测值对比，可初步确定各跨箱梁实际损伤状况。

按照原桥结构尺寸及材料属性，采用Midas/Civil 2015建立第2联现浇箱梁有限元模型，模型中梁单元为225个，节点226个，边界条件按照支座及桥墩组合刚度模拟，施加与静载试验等效的车辆荷载，荷载等级为公路-Ⅰ级汽车荷载。

在静载试验荷载作用下，第2联(79#～86#跨共8孔)各跨在不同截面刚度折减的条件下挠度理论计算值与相应静载试验实测值对比结果如图4所示。

图4 不同刚度折减下挠度理论计算值与静载试验实测值对比

由图4可知：各跨实际刚度大小不同，刚度折减比例均在20%以内，其中83#跨刚度折减最为明显，刚度折减接近20%，其次是82#、85#跨刚度折减分别为10%、15%，其余跨刚度折减不明显，这与各桥跨实际存在裂缝病害情况较为一致，即桥跨箱梁横向裂缝越多，截面刚度折减越大，在荷载作用下挠度值越大。

4.2 体外预应力设计原则

根据各桥跨的实际工作状况，对梁体施加合理的体外预应力非常重要，若预加力过小，则无法发挥加固作用，影响加固效果；若预加力过大，可能导致梁体出现其他损伤，起到反作用。对于正在运营的预应力混凝土连续箱梁，目前无有效方法定量地确定预应力钢筋的有效预应力，但是可以采用静载试验与有限元理论计算对比分析方法，推断桥梁的整体损伤程度，为体外预应力加固设计提供依据。为了保证加固效果又避免加固后带来其他损伤，在采用体外预应力加固各跨箱梁时应满足以下两条原则：

原则1：根据各跨实际工作状况增设适当的体外预应力束，通过理论计算使结构由体外预应力产生的反拱值等于或大于活载挠度增大值(静载试验实测值与理论值之差)。

原则2：控制加固后结构可能发生的应变(应力)增量在结构所能承受或规范允许的范围内。

4.3 体外预应力选取

体外预应力加固混凝土连续箱梁时应合理选取体外预应力规格及张拉控制应力。由于高速公路超载现象较多，可能对梁体承载能力或正常使用有影响，在选择体外预应力规格时尽量选用偏大规格。由于安装误差、材料损伤、预应力损失等因素导致实际预加力与理论计算相比偏小，所以在设计时尽量采用较大的张拉控制应力，综合以上因素并考虑箱梁内部实际施工空间的限制，设计采用15-15型体外预应力钢束加固，体外预应力钢束由15根φ15.24单丝环氧涂覆型无黏结钢绞线组成，标准抗拉强度fpk=1 860 MPa，每跨设置4束。具体布置形式如图5、6所示。

图5 体外预应力钢束布置立面图(单位：cm)

图6 体外预应力钢束布置跨中横断面图(单位：cm)

通过建立与梁体实际工作状况相符的有限元模型，计算体外预应力束作用下各跨梁体理论反拱值，并与静载试验荷载作用下实测值与理论值的差值进行对比分析，结合体外预应力加固设计原则，从而得到需加固桥跨体外预应力束张拉控制应力如表1所示。

表1 需加固桥跨体外预应力参数

各桥跨施加的体外预应力大小是综合静载试验结果和理论计算结果而得出的，是一种对结构承载能力的近似补偿，因此要求补强的预应力加固体系具备可调性，所以体外预应力锚具均采用了可调可换锚具。

5 加固效果

静载试验结果作为加固效果检验、评价的重要手段和依据，可以很直观地得到加固前后结构刚度等的变化。依据体外预应力规格及张拉控制应力对各桥跨进行加固施工，并采用静载试验荷载对加固后的第2联(79#～86#跨)进行静载试验，得到加固前、后各跨挠度校验系数，如图7所示。

图7 加固前后各桥跨挠度校验系数对比

从图7可以看出：体外预应力加固后第2联各跨挠度校验系数与加固前相比均有明显降低，且挠度校验系数均小于1.0，表明各跨实际工作状况好于理论状况，其中，病害较严重的82#、83#、85#跨挠度校验系数降低了20%左右，其余跨均有不同程度的降低，从静载试验结果看，体外预应力加固混凝土连续箱梁达到了预期效果，但是部分桥跨挠度校验系数接近于1.0，建议对加固效果进行长期监测，必要时可对体外预应力钢绞线的张拉控制应力进行二次调整。

6 结语

体外预应力加固作为一种主动加固技术能显著提高桥梁的承载能力和正常使用性能，但如何根据梁体实际工作状况合理地施加体外预应力尤为关键，该文结合现浇连续箱梁，分析了病害原因，通过静载试验与有限元模型对比，分析得到了箱梁实际工作状况，并结合体外预应力加固设计原则合理确定了各跨的体外预应力规格及张拉控制应力，经加固前、后静载试验对比，加固效果良好，确保了桥梁安全运营。