基于对比荷载试验的连续箱梁组合预应力加固效果研究

邱小红

（漳州市公路事业发展中心直属分中心，福建 漳州）

1 工程概况

某大桥于2013 年通车，主桥采用（38+3×60+38）m预应力砼变截面连续箱梁，半幅桥宽15 m。设计荷载为公路-I 级（JTGD60-2004）。箱梁为单箱单室截面，箱梁根部梁高3.8 m，高跨比为1/15.79；跨中梁高2.0 m，高跨比为1/30，高度从距墩中心1.5 m 处到跨中合拢段按1.8 次抛物线变化。

本桥运营过程中发现第二跨跨中出现了较多的U 型、L 型、底板横向裂缝和腹板竖向裂缝，裂缝最大宽度达0.18 mm，最大深度达22 cm，对结构安全存在较大威胁。因此针对该桥采用“长束+局部短束”新增预应力的方式对左幅第一联进行预应力加固，短束主要是提高第二跨底板压应力储备，封闭裂缝，提高截面刚度；长束主要是改善整联应力状况，提高整体抗弯承载能力和整体竖向刚度。结构加固前、后分别进行荷载试验，前、后两次荷载试验荷载效率、测点布置尽量一致，以保证前、后两次荷载试验结果以及加固效果比对的准确性。

2 加固方案及荷载试验方法

2.1 加固方案

本次采用“长束+局部短束”新增预应力的方式对左幅第一联进行预应力加固，使加固产生的压应力补偿交工以来损失的预应力[1]。

（1） 整联长束：长束采用箱外体内预应力，箱外腹板外包25 cm 厚钢筋，在张拉端处加厚50 cm，采用C50 无收缩自密实砼，每侧腹板新增2 束15×φs15.2 体内钢束加固，共新增4 束体内预应力，张拉控制应力为0.75fpk=1 395 Mpa。

（2） 针对第二跨布置短束：对底板横向开裂严重的第二跨新增短束，短束采用箱内体外预应力，共采用7 束10×φs15.2 环氧涂覆无粘结成品索，张拉控制应力为0.5fpk=930 MPa。

2.2 荷载试验方法

加固前后分别对左幅第一联（38+3×60+38）m 存在病害的桥梁开展动静载试验[2]：

（1） 对左幅桥梁上部结构开展静载试验，测试结构在加载车辆作用下静态应变、挠度情况。

（2） 对左幅桥梁上部结构开展动载试验，测试结构自振特性及冲击系数。

3 静载试验比对

3.1 静载试验方法

采用一次成桥法建立桥梁成桥状态计算模型，进行活载及影响线计算，然后在控制截面影响线上进行试验加载，得出试验荷载作用下内力及变形值。桥梁模型见图1。

图1 桥梁模型计算

静载试验共计选取3 个控制截面K1～K3，设置6个试验工况开展。由于本次加固主要是改善桥梁跨中承载能力，本研究主要针对K1～K3 测试截面进行研究。测试截面及测试内容具体见表1，截面位置见图2。

表1 桥梁各工况测试内容一览表

表2 挠度试验结果比对一览表

图2 K1、K2、K3 截面应变测点布置示意

各截面的混凝土表面应变采用混凝土应变片进行测量[3]，K1～K3 截面应变测点见图2。

各测试截面的挠度采用水准仪进行测量，挠度测点见图3。

图3 K1、K2、K3 挠度测点布置示意

静力荷载效率以设计荷载(公路-I 级按《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60-2015）取值)产生的该试验项目的最不利效应值等效换算，确定所需的试验荷载，经计算，第1～3 跨静载试验荷载效率η 分别取0.98、0.97、0.99。实际试验采用6 辆重约38 t 以及2 辆重约40 t 的双后轴车辆进行等效加载[4]。矩截面，加固前后两次荷载试验的边跨挠度校验系数接近，说明边跨加固前梁体刚度整体较好，预应力加固前后刚度变化不明显。

（2） K2 截面为次边跨最大正弯矩截面，加固后相同加载情况下挠度校验系数降低，且加固后满足挠度校验系数在0.6～1.0 之间的要求，说明第二跨结构在长束+短束组合预应力体系作用下，结构刚度提高明显。

（3） K3 截面挠度在长束作用下也降低较明显，中载挠度校验系数由0.83 下降至0.76，偏载挠度校验系数由0.85 下降至0.78，预应力长束对中跨结构刚度有一定改善。

3.2.2 应变试验结果

加固前、后应变试验结果比对见表3，应变主要比对K1～K3 截面梁底4#～6#应变测点，截面应变实测值取4#～6#应变测点均值。

表3 应变试验结果比对一览表

（1） K1 截面加固前并未开裂，加固前应变值正常，加固后结果变化不大。

（2） K2、K3 截面加固后应变值降低较为明显，左幅第二跨应变和挠度校验系数明显下降，结构承载能力和整体刚度有了明显改善。K2 截面最不利工况下应变实测值相比加固前减少50 με，经计算增加跨中约

1.7 MPa 压应力储备，基本达到了加固目标及预期效果。

（3） K2 截面沿截面高度测点实测应变与截面高度的拟合函数见图4，加固后呈较好的线性关系[5]。加固前实测截面中性轴高度为1.95 m，加固后实测截面中

图4 实测应变与截面高度的拟合函数

3.2 静载试验结果比对

3.2.1 挠度试验结果

加固前、后挠度试验结果比对见表2，弹性挠度实测值取每个测试截面3 个挠度测点均值。

（1） K1 截面为边跨最大正弯性轴高度为1.72 m，加固后截面中性轴高度已大为降低，说明加固后原开裂最为严重的第二跨跨中附近截面受力状态明显好转，恢复弹性工作状态。

3.3 静载试验结论

综上所述，静载试验结果表明该桥加固后，对刚度下降较多的第二跨有较好的改善效果，增加约1.7 MPa压应力储备，第二跨结构处于弹性工作状态。

4 动载试验比对

4.1 动载试验方法

本次动载试验主要通过在桥梁上适当位置布置拾振器，用动态测试系统对结构在环境激励作用下的振动信号和行车试验的激励信号进行采集，据此对结构加固前、后的动荷载响应进行分析和评价[6]。

4.1.1 自振频率

桥梁自振特性试验采用环境激振法。数据采集采用INV3062C 动态数据采集仪，DH610V 拾振器，以及必要的连接线。

4.1.2 阻尼比

桥梁结构阻尼检测方法采用行车激振法，利用一部车辆以一定速度驶离桥面后引起的桥梁结构余振信号，通过波形分析法来得到结构的阻尼比。

4.1.3 冲击系数和动挠度

冲击系数和动挠度通过无障碍行车试验完成。试验车辆在桥上以一定速度行驶，对桥梁施以动力荷载，测量桥梁特征位置的振幅、动应力和冲击系数等，对测得的桥梁动力响应值进行分析，获得桥梁的动力响应特性。试验时采用1 辆同静载试验相同的试验加载车辆匀速通过桥跨结构，共分为10 km/h、20 km/h、30 km/h 三个工况进行测试。

4.2 动载试验结果比对

4.2.1 自振频率和阻尼比

本次动载试验加固前、后1～3 阶自振频率及阻尼比结果对比见表4。

表4 上部结构自振特性参数

从数据对比分析，加固后结构自振频率比加固前实测值有了明显提高，阻尼系数有一定增加，与原设计值自振频率相比也略有提高。说明经加固后目前桥梁结构的整体刚度有了明显提高。

4.2.2 冲击系数和动挠度

无障碍行车试验的测试截面一般选择在活载作用下结构应变最大的位置，根据本桥结构的弯矩包络图特点，车辆激励试验观测断面布置在K2 截面，本次无障碍行车试验加固前、后冲击系数和动挠度结果对比见表5。

表5 跨中截面冲击系数和动挠度

4.3 动载试验结论

（1） 自振特性试验表明，该桥加固后实测前3 阶竖向自振频率相比于加固前明显提高，且均大于理论计算频率。加固后实测振型和理论振型一致，试验桥跨上部结构实际刚度大于理论刚度。阻尼比最大为2.057%。

（2） 无障碍行车试验表明加固后实测冲击系数低于加固前。

5 结论

（1） 加固后T 构的静载试验挠度和应变测试相比于加固前均有所改善，校验系数小于1，同时残余值变小，结构在试验荷载作用下，基本处于弹性阶段；结构的刚度和承载能力有较大提高，达到了加固设计目标及预期效果。

（2） 加固后T 构的动载试验结果较好，加固前实测主频小于理论计算主频，加固后实测主频1.699 Hz大于理论计算主频1.647 Hz，结构在动载下的刚度也明显提高；加固后结构的阻尼比增大，整体性较好。在无障碍行车试验作用下，不同速度行驶时产生的冲击系数结果均小于计算值，说明结构行车性能较好。

（3） 预应力加固为主动加固法，采用组合预应力体系对结构进行加固，长束可有效提高结构整体抗弯能力，达到提高桥梁承载能力的目的，配合短束能对局部刚度下降严重的结构起到较好的补强效果，增加结构的应力储备。