体外预应力加固T梁及相关优化研究

高荣雄， 李 敬， 袁卫军， 汤森霖

(1.华中科技大学 土木工程与力学学院， 湖北 武汉 430074； 2. 河南省交通运输厅公路管理局， 河南 郑州 450000)

体外预应力是后张预应力体系的重要组成部分和分支之一。起源于上世纪30年代的体外预应力技术，80年代在法国和美国得到迅速发展。在法国高速道路局规划新建桥梁中，体外预应力混凝土桥就占了近一半[1]。近20多年来，我国体外预应力技术在新建桥梁结构中已经得到较为成熟的应用，体外预应力技术可以与各种传统的桥梁设计和施工方法相结合，灵活地应用于桥梁设计与施工中。在旧桥加固方面，体外预应力加固法愈来愈受到关注，与扩大截面、粘贴钢板和纤维等被动加固法相比，体外预应力加固具有显著的优点，属于主动加固范畴。它克服了被动加固存在应变滞后的弱点，确保新加固部分能与原先结构协同工作。理论和实践证明：体外预应力加固技术不仅能提高结构承载力，而且提高了结构刚度，降低结构挠度和减小裂缝宽度，也提高了结构弹性恢复能力，同时具有施工方便和不过多增加结构自重等优点。

我国现有60多万座桥梁中的大部分桥梁设计荷载等级偏低，许多桥梁存在病害，无法满足实际的通行要求，处于超负荷和“带病”运行中。这些桥梁需要通过加固和改建等方式得以提升。相比粘贴板材等被动加固法，体外预应力加固法还未得到广泛应用，这与其理论研究和实践缺乏密不可分。如裂缝对桥梁承载力和加固前后结构刚度的影响评估，如何在确保锚固可靠性的前提下更好地优化体外索锚固系统，体外索振动对脱锚的影响，方便实施的体外预应力施工和维护体系等诸多方面急需深入研究和实践积累。本文在分析T梁体外预应力加固力学特性的基础上，探讨了体外预应力钢索自由长度控制，重点阐述适合于现场制作或工厂加工的体外预应力新型钢板锚固系统和转向器设计，详细分析了工程实践应用。研究成果丰富了体外预应力加固的锚固和转换体系，为工程应用提供了借鉴。

1 T梁体外预应力加固结构特点

1.1 力学特性

T梁非常适合采用体外预应力进行加固改造，新增钢索布置在主梁的两侧面。早期修建的T梁桥大多是简支结构，体外力筋多采用折线型(图1)，仅在锚固区域和转向处与结构连结，通过调整转向块、锚头的位置和张拉力大小，体外索在主梁内部产生的内力可以人为控制，使荷载产生的内力抵消到一定程度，达到部分卸载的效果。

图1 T梁体外预应力布置

对多组体外预应力加固简支梁试验(图2)表明[2～4]：(1)开裂构件采用体外预应力加固后，预应力的施加不仅使部分裂缝闭合，且T梁较开裂前被加固构件的刚度有明显的提高，提高幅度普遍在20%以上，但随着张拉力增大，被加固梁的刚度增幅逐渐减小；(2)结构的抗裂能力和变形得到控制。同时，可显著提高截面抗弯极限承载力，一定程度上也提高了抗剪承载力。

图2 体外预应力加固简支梁p-f曲线

1.2 体外索的振动

由于车辆荷载作用等多种原因，体外索振动难以避免，但不受限制的振动将可能导致：体外索在锚固点和转向块间出现过大反复弯曲变形，导致预应力失效；体外索在锚固点处轴向变形过大，产生脱锚、失效；被加固梁与体外索发生共振，导致结构失效。为了防止上述现象发生，避免出现共振和疲劳破坏，往往通过限制体外索的自由长度来改变体外索的自振频率，使体外索的自振频率与被加固结构的频率相互错开[5]。

采用体外预应力加固后，体外索与主梁除在锚固点和转向装置处连结外，其它部分都是分离的，且新添加的体外预应力钢索质量相比结构小得多。因此，认为钢索和结构有着各自相对独立的自振频率。通常桥上通行汽车激励的频率大约在0.1～2 Hz，桥梁基频一般在1～5 Hz[6]，以无粘结钢绞线(UPS15.20-1860)体外索为例，改变张拉力，分析得到不同自由长度下的自振频率(图3)。

图3 体外索基频与自由长度关系

由图3分析可知：随着自由长度增大，体外索的固有频率迅速减小，尤其在0～20 m的区间，体外索的自振频率降低幅度达到80%以上。假定体外索在无侧向支撑的前提下，自由长度确定为10 m，无粘结钢绞线(UPS15.20-1860)抗拉标准强度fptk=1860 MPa，张拉控制应力取为0.4fptk～0.75fptk，预应力损失按20%计，则体外索的有效应力为595.2～1116 MPa，计算得到体外索的自振频率在13.71～18.77 Hz，这个频率比结构基频通常大3倍以上。因此，对于采用无粘结钢绞线作为体外预应力材料进行桥梁加固，张拉控制应力在0.4fptk～0.75fptk范围内的情况下，体外索的自由长度不大于10 m时，体外索的频率与结构和车辆激励频率可相互错开，且具有一定的安全空间，可有效避免共振现象；若体外索自由长度大于10 m，应在索中间适当位置设置定位或减震装置；当桥梁频率已测得时，也可通过振动分析，验算并确定体外索自由长度，确保体外索的自振频率与外部荷载激励频率相互错开。

2 锚固系统与转向块构造优化

2.1 锚固系统

可靠的锚固是体外预应力加固得以实现的前提，锚固点可根据支座附近的负弯矩(连续结构)或斜截面剪力的大小，结合施工难易程度进行选择。锚固位置主要有：梁顶面、梁端和梁腹板。桥面行车道板锚固易受交通限制，当桥上交通量较小可以短期封闭交通或当桥下施工难度大、危险高的情况可以考虑采用；梁端锚固相对较可靠，但往往受到施工操作空间的限制，较难实施。大部分T梁体外预应力加固的锚固点都设在腹板上，主要原因是施工期间对桥面交通影响较小，可操作性强。

腹板锚固常见形式有钢销锚固(图4a)和摩擦-粘结锚固(图4b)。钢销锚固依靠钢销的抗剪、抗弯和承压作用来实现锚固，由于锚固需要较大的钢销直径，腹板开孔较大，对主梁损伤大，实际应用相对较少。摩擦-粘着锚固通过高强螺栓固定在腹板上锚固斜筋，其锚固作用是通过高强螺栓的摩擦力和环氧砂浆的粘结力来保证。这种锚固形式具有可靠的锚固效果、传力均匀和对梁体损伤小等优点，在T梁体外应力加固中较多使用。

图4 锚固构造示意

如图4b所示的摩擦-粘结锚固构造，由于钢索支撑钢板需焊接在锚固钢板上，钢索拉力和偏心弯矩分别产生的强大剪应力和拉应力使得支撑钢板需做得较为庞大。同时张拉钢索时，为了满足千斤顶具有一定的行程和施工操作空间，支撑钢板离锚固螺栓应具有足够的长度，往往导致锚固钢板和整个锚固系统都需要做得较大，不仅用钢量大，且施工安装不便。结合工程实践不断的改进，探索出采用两块钢板夹紧形成箱式锚板锚固系统(图5)。两块钢板之间的空隙由垫层钢板厚度控制，钢索从钢板之间穿过，在钢板端头锚固，锚栓布置于钢索之间。这种锚固系统由高强螺栓强大压力产生的摩阻力来实现锚固，若采用普通螺栓，则锚固力取决于螺栓的抗剪强度。锚板尺寸由螺栓数量的多少确定，可大可小，调整简单。实践证明：箱式锚板锚固系统锚固可靠，施工方便[7]。

图5 箱式锚板锚固系统

2.2 转向块

体外索需通过转向块改变方向，从而形成曲线或折线布筋，以满足提高结构抗弯、抗剪承载力和实现锚固需要。对转向块的要求，一方面通过转向实现钢索必要的形状，并确保转向块与原有结构连接可靠，尽可能降低局部应力集中；另一方面在转向块与体外索的接触面，由于摩擦和径向力的挤压作用，若转向块设计不合理或构造措施不当，钢索容易产生局部硬化、保护层开裂和摩阻损失过大等病害；此外，转向块也不应对钢索有任何损害。JTG/T J22-2008《公路桥梁加固设计规范》[8]对箱形梁箱内转向钢管的最小半径进行了限制，FIP标准和欧洲体外预应力规范也对转向块内预埋管道所需的最小弯曲半径作了规定。

箱内转向块主要有3种基本型式：隔梁；肋梁；折角块。材料采用钢筋混凝土或钢结构，且加固规范规定新浇筑的混凝土转向块厚度不得小于80 cm。但对于采用无粘结钢绞线作为预应力钢索的T梁体外预应力结构，由于斜筋和水平筋为同一根连续的预应力索，而不同于斜筋采用钢构件的滑块结构，上述转向块的构造并不适合T梁采用无粘结预应力钢绞线加固的情况。因为T梁加固转向块一般安装在横隔板、梁腹板或顶托在梁底上，为满足最小转弯半径要求，转向器的尺寸需要做得比较大，不仅影响美观，而且安装困难。常规的滑块(转向块)需要重新设计优化。

在转向块处，钢索为T梁提供了向上顶托力N，不计摩阻力的影响，则N=F·sinθ。以钢索张力F=0.6fptk为例，T梁每侧各布置两根钢索，则：N=0.6×1860×139×4×sin15°=160.6 kN(无粘结钢绞线fptk=1860 MPa，单根有效面积A=139 mm2)，该力还会随着桥上活载作用而增大。顶托力经转向块顶板施加到T梁梁底(或其它部位)，而被加固T梁混凝土强度通常不高且截面尺寸较小，转向块与结构结合部应适当增大接触面，以避免过大应力集中，形成损伤薄弱点。此外，转向器尤其是其上顶板需要承受强大的压力和弯矩，应具有足够的刚度以满足受力要求。

图6 新型转向器构造

经过优化和实践检验，适用于T梁体外预应力加固斜筋和水平筋为同一根连续预应力钢索的新型转向器如图6所示。与钢索接触的弧形钢板用于满足体外索转弯半径要求，不同的转弯半径，弧形钢板和与T梁接触的上钢板长度也需相应调整，半径越大，钢板长度越长。弧形钢板与上钢板之间的间隙可以充入微膨胀混凝土(砂浆)，不仅可满足承压要求，而且保护了钢板内表面。与上钢板连接的侧向楔形板，大大提高了上钢板刚度，以抵抗顶托力产生的强大弯矩。转向块与结构连接通过少量预留在侧面板上的螺栓孔即可，转向器安全可靠，安装方便。

3 工程实践

3.1 概况

修建于1992年的某大桥，上部结构采用17跨20 m钢筋混凝土T梁，横桥向由5片T梁组成，梁高1.5 m，梁肋间距2.2 m，桥梁全长356 m。设计荷载：汽-20，挂-100；人群荷载3.5 kN/m2。下部结构为双柱式墩台，灌注桩基础。2011年检查发现，主要病害表现为T梁跨中及支座附近出现裂缝(图7)。

图7 T梁裂缝

3.2 加固对策

由于本桥主要病害为实际受力超出T梁承载力而产生主梁开裂，属于结构性受力裂缝。因此，加固的核心是在恢复原结构使用功能的基础上，适当提高T梁承载力，从而有效改善结构的可靠度和耐久性。

简支T梁常用的加固办法主要有两种类型：被动加固法；主动加固法(表1)。在这些加固方法中，粘贴钢板和纤维法由于施工简单，对交通影响较小而广泛应用。但由于这两者均属于被动加固范畴，即粘贴到构件上的钢板或纤维，由于应变滞后，只有活载作用结构产生新的变形后，新加部分才能参与结构受力。对结构刚度提高贡献小，不能有效调节结构内力分布和裂缝闭合。实际使用中也存在钢板容易生锈和雨水侵蚀导致纤维与构件表面分离问题。扩大截面法对构件损伤较大，简支T梁构件采用扩大截面法不是最佳选择。

表1 简支T梁常规加固法

图8 简支梁体外预应力加固内力调整示意

体外预应力加固法属于主动加固技术。如图8所示，图8(a)为采用体外预应力加固的简支T梁。图8(b)为加固前的主梁弯矩(假定跨中截面的最大弯矩为M1，正弯矩)；图8(c)仅为体外预应力钢索产生的弯矩(假定跨中截面的弯矩为M2，负弯矩，其大小和分布可以通过预应力钢索调整)；图8(d)为加固后的主梁弯矩M3(此时，主梁跨中弯矩M3=M1+M2)。可见M3

3.3 无粘结预应力钢绞线加固

根据受力分析，每片T梁采用4根UPS15.20-1860无粘结钢绞线(图9)，两侧各对称布置两根，在T梁1/4截面附近设置转向支撑件，体外钢索斜筋段错开布置，以满足锚固构造需要。水平和斜筋段分别设置1、2道减震器。钢索采用两端同时张拉，每次张拉一根，当一侧张拉完成一根后，紧接着张拉另一侧的钢索，直至张拉完成所有钢索。钢索张拉应力为0.6fptk。

图9 体外预应力加固立面/cm

箱式锚板尺寸为350 mm×85 mm×350 mm，内外钢板厚12 mm，中间夹层钢块尺寸为90 mm×61 mm×350 mm，由此形成两个大小为55 mm×61 mm的并行内箱供钢索穿过，锚固系统采用9个10.9级M24高强锚固螺栓锚固。转向块转向半径为2.0 m，由3个10.9级M24高强锚固螺栓与主梁连接，钢索中心距离T梁侧面水平98 mm，距离梁底下80 mm。

3.4 加固分析

加固前T梁在跨中和支点附近存在较多裂缝，刚度下降。施加体外预应力后，部分裂缝得以闭合和减小，且钢索中心处于梁下底缘。梁顶受压混凝土和体外钢索形成新的拉压体系，可较大幅度提高主梁刚度。T梁加固前后在恒载作用下的弯矩和挠度如图10，梁顶混凝土压应力和梁底钢筋拉应力变化如图11。

图10 T梁加固前后弯矩及挠度变化

分析上图可知：施加体外预应力钢索后，在恒载作用下主梁弯矩和挠度均得到显著减小，跨中截面弯矩从861.03 kN·m降到302.01 kN·m，降幅达64.9%；最大挠度从9.88 mm降到3.40 mm，降幅65.6%。经体外预应力加固之后，主梁受力得到显著改善，刚度得以提高。

图11 加固前后截面上下缘混凝土应力变化

由于受拉区混凝土开裂，截面变形不再完全满足平截面假定。为了清晰表达加固前后受压区混凝土压应力和受拉区钢筋拉应力的变化情况，根据钢筋和混凝土的弹性模量之比，将受拉钢筋的应力换算成受拉区对应处混凝土的应力，并将截面上下缘应力连成直线(图11)。从图中可见，T梁截面上下缘应力均得到明显改善，截面中性轴下移，受拉区钢筋应力由49.45 MPa降到11.01 MPa，相应的受拉区混凝土拉应变也显著减小，有利于裂缝闭合，受压区混凝土压应力也降低了34.1%。由于新增无粘结钢绞线后，T梁承载力也由原先的2180.52 kN·m提高到3197.97 kN·m。在改善主梁使用阶段受力性能的同时，提高了主梁承载力。

4 结 论

(1)相比其它加固法，T梁加固更适合采用体外预应力，加固效果可靠且施工简便；

(2)体外预应力加固不仅使原结构裂缝减小，改善结构受力性能，在提高刚度的同时可以较大幅度提高结构承载力；

(3)新型箱式锚板系统锚固可靠，焊点少，可较大幅度减小钢索侧向偏心弯矩，改善了锚固系统自身受力，制作和安装简单；

(4)改进型转向块由梁底传递顶托力，通过改变上钢板的尺寸可以人为调整梁底连接处应力集中程度，避免构件局部损伤，而且满足转弯半径要求，又可适当压低钢索重心。

[1] 孙宝俊, 周国华. 体外预应力结构技术及应用综述[J]. 东南大学学报(自然科学版), 2001，31(1): 109-113.

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[8] JTG/T J22-2008, 公路桥梁加固设计规范[S].

热烈祝贺本刊编委聂建国教授当选中国工程院院士

2013年12月19日，中国工程院院士增选结果公布，本刊编委聂建国教授荣登喜榜，当选为中国工程院土木、水利与建筑工程学部院士。

聂建国教授1958年出生于湖南省衡阳县，1982年毕业于湖南大学土木工程系，1984和1991年分别在郑州工学院和南斯拉夫铁托格勒大学获得硕士和博士学位。现为清华大学土木工程系教授，并任结构工程研究所所长。主要学术兼职包括中国钢结构协会副会长、中国建筑学会建筑结构分会副理事长等。聂建国教授长期从事钢-混凝土组合结构方面的研究，包括抗剪连接件、组合梁柱、组合梁板结构、组合剪力墙、组合节点到组合结构体系，在组合结构计算理论和设计方法、新型组合结构研发以及组合结构工程应用等领域取得了突出成绩。成果直接应用于100余项工程，并被多部规范规程采纳。出版专著2部，发表学术论文100余篇，培养博士、硕士50余人、博士后20余人。聂建国教授曾获国家杰出青年科学基金，受聘教育部长江学者特聘教授，并获得中国钢结构协会首届钢结构杰出人才奖，第九届光华工程科技奖工程奖，以第一完成人获1项国家技术发明一等奖和1项国家科技进步二等奖。

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