纵向预应力引起悬浇混凝土箱梁腹板损伤分析

杜 勇 柳海涛 秦 耕

(1.陕西高速公路工程试验检测有限公司，陕西 西安 710068； 2.陕西高速集团渭蒲高速公路项目建设管理处，陕西 西安 710068； 3.西安长庆科技工程有限责任公司，陕西 西安 710068)

纵向预应力引起悬浇混凝土箱梁腹板损伤分析

杜 勇1柳海涛2秦 耕3

(1.陕西高速公路工程试验检测有限公司，陕西 西安 710068； 2.陕西高速集团渭蒲高速公路项目建设管理处，陕西 西安 710068； 3.西安长庆科技工程有限责任公司，陕西 西安 710068)

以某预应力混凝土连续刚构桥为例，结合实体工程出现的箱梁腹板开裂现象，选取一个节段进行局部有限元建模分析，发现混凝土主拉应力超过规范限值，通过增大腹板厚度，有效解决了后续梁段腹板开裂问题，并进行了引起腹板开裂的参数敏感性分析，提出了多种解决方案。

混凝土箱梁，纵向预应力，腹板开裂，有限元分析

0 引言

近年来，随着我国公路交通建设的大发展，预应力混凝土连续刚构箱梁桥在大跨度桥梁中得到了广泛的应用[1]，但该种桥梁在施工或营运过程中裂缝问题普遍[2]，特别是腹板开裂更为严重。裂缝的出现对结构的安全性、耐久性和正常使用都产生了十分不利的影响，因而探索箱梁腹板开裂成因[3，4]无论对桥梁的养护还是对新建桥梁的设计、施工都具有重要意义。本文以某预应力混凝土连续刚构桥为例，采用现场调整和有限元分析的方法[5]，对其腹板混凝土开裂问题展开研究，以确定腹板损伤原因并提供有效改善措施。

1 纵向预应力引起腹板混凝土开裂案例调查

1.1 工程概况

某主桥采用(50+75+75+50)m四跨预应力混凝土连续刚构结构，三向预应力体系，在两岸桥台处设XF1180伸缩缝各一道。主梁为单箱单室直腹板箱梁。箱梁顶板宽度为15.50 m、底板宽度为8.0 m、翼缘板悬臂长度为3.75 m，翼缘板端部厚度为20 cm、根部厚度为85 cm；墩顶梁高300 cm，跨中梁高190 cm；顶板除0号段厚度为40 cm外，其他节段厚度均为26 cm；底板厚度60 cm～23 cm；0号块腹板宽度70 cm，其余腹板宽度55 cm。主桥箱梁采用纵、横、竖三向预应力体系。顶板、底板、腹板纵向预应力钢束采用φs15.2 mm高强度低松弛钢绞线，标准强度fpk=1 860 MPa，纵向预应力束锚具采用ZKYM15-19及15型；顶板横向预应力束扁锚体系(BM15-4)配以扁平波纹管成孔；腹板竖向预应力束采用直径32 mm的精轧螺纹粗钢筋，JLM32型预应力锚具，预应力管道采用塑料波纹管。主桥的断面图如图1所示。

1.2 事故描述

8号墩左幅1号、1′号块混凝土压浆时，发现8号桥墩腹板内侧出现沿F1钢束方向的裂纹，经检查9号桥墩右幅腹板内侧，发现出现裂纹方向一致。经检测，裂纹长度约为2 m～3 m，宽度不相等，9号桥墩右幅1号、1′号块由于竖向束已经张拉完成，裂纹宽度均小于0.05 mm；8号桥墩左幅1号、1′号块竖向束没有张拉，裂纹宽度约为0.05 mm～0.15 mm。9号墩右幅和8号墩左幅1号块外侧安装挂篮检查，发现裂纹位置和方向与腹板内侧分布规律基本一致。裂缝拍摄图如图2所示。

1.3 原因分析

针对该事故，分别从设计方面和施工方面分析原因如下：

1)预应力张拉前混凝土的强度及龄期是否进行了双向控制：规范上要求张拉时混凝土强度达到100%且混凝土的龄期在8 d以上方可张拉。因混凝土强度及其弹性模量未达到要求而进行张拉，会导致混凝土开裂。

2)张拉力是否存在超张拉。

3)考虑到梁体较高且一次浇筑完毕，建议采用插入式与附着式相组合的方法进行施工。

4)管道位置是否存在偏差问题。

5)预应力张拉前是否已拆除模板，以避免因模板约束引起梁附加力。

6)0号～1号截面腹板宽度突变，从0号块的70 cm腹板宽度突变成1号块的55 cm厚度，造成主拉应力过大。

7)设计采用腹板下弯束的规格为19φ15.2，控制应力1 395 MPa，钢绞线面积19×139，张拉力达到3 684 kN，造成腹板局部应力过大。

2 腹板开裂的有限元分析

2.1 计算分析及后续处理

1)设计计算参数。

根据相关图纸发现：该桥有8个悬浇节段，其中1号～3号节段有下弯束，由于问题出在1号节段，现对1号节段进行详细地分析。

a.箱梁混凝土采用C50。Ftk=2.65 MPa，ftd=1.83 MPa；

b.1号块梁高根部为406 cm、悬臂端为359 cm；节段长375 cm，顶板宽度1 550 cm，底板宽度800 cm，腹板宽度55 cm；

c.腹板预应力钢绞线采用19φs15.2，标准强度为1 860 MPa，张拉控制应力为1 395 MPa，张拉力达到3 684 kN；

d.腹板箍筋间隔为15 cm，预应力曲线段半径为900 cm，管道直径为10 cm；

e.顶板预应力钢绞线采用19φs15.2，标准强度为1 860 MPa，张拉控制应力为1 395 MPa，张拉力达到3 684 kN。

2)局部有限元计算。

由MIDAS civil、桥博等杆系有限元得到的应力计算结果具有较大的局限性，其原因如下：

a.杆系有限元输出内力值仅为断面杆端，一个悬臂节段作为一个单元，只能输出单元断面的内力值，不给出断面应力分布规律。

b.当悬臂伸长时，远离悬臂端的杆件内力比较准确，反之则计算精度不够，如张拉1号块预应力时，用杆系计算1号块的应力值，误差就比较大。

c.采用杆系有限元，不能模拟预应力束孔道引起的截面削弱，也不能考虑截面预应力弯曲的影响。

基于以上分析，为确保计算精度，本文采用实体有限元分析软件MIDAS FEA，建立该箱梁节段的三维实体模型，并采用自由网格划分技术得到该箱梁节段模型的精细化计算。该局部模型可以充分考虑纵向和竖向预应力束管道挖空、预应力束曲线布置等参数，使模拟工况与实际较为吻合。计算模型如图3所示。

通过计算得到预应力作用下混凝土箱梁的主应力云图，如图4所示。经计算发现：腹板的主拉应力达到1.69 MPa，不能满足规范要求的斜截面抗裂性验算公式σtp≤0.4ftk(1.06 MPa)的要求，出现斜截面裂缝也是情理之中的。

2.2 方案改进及计算

事故发生后，设计单位提出将主梁1号块腹板宽度改为70 cm，2号块腹板宽度改为65 cm，3号块腹板宽度改为60 cm。通过对主梁1号块腹板宽度改为70 cm，再次进行有限元计算，得到其主应力云图，如图5所示。由图5可知，变更后的腹板主拉应力为1.23 MPa，较改进前有较大幅度降低。通过观察后续梁段的施工监控发现，张拉过程中未出现腹板裂缝，可见改进方案行之有效。

3 结构参数影响分析

通过加宽腹板宽度，解决张拉预应力束引起的腹板裂缝问题。本文进一步确定影响腹板裂缝的主要因素，以能够对今后的箱梁设计和施工起指导作用。预应力束张拉过程中，影响箱梁腹板局部应力的主要参数有：

1)梁高；2)腹板宽度；3)纵向预应力束张拉力大小；4)钢绞线弯曲半径；5)纵向、竖向预应力束孔径大小；6)钢绞线位置偏移；7)普通钢筋；8)温度变化。

这些参数的变化会对结构受力产生多大影响是我们所关心的。采用的基本模型尺寸如下：

1)梁高根部为420 cm，悬臂端为359 cm；

2)顶板宽度1 550 cm，底板宽度为800 cm；

3)腹板宽度为55 cm；

4)预应力钢绞线为190φs15.2，标准强度为1 860 MPa，张拉控制力为1 395 MPa。预应力曲线段半径为900 cm。管道直径为10 cm；

5)箱梁混凝土采用C50。ftk=2.65 MPa，ftd=1.83 MPa。

纵向预应力束张拉端角度。

通过改变张拉端角度，得到腹板主拉应力值如表1所示。

表1 腹板在不同张拉端角度下的主拉应力

由表1可知，张拉角度对腹板的主拉应力影响较大，必须严格控制，为避免出现斜裂缝，可采用小角度张拉。纵向预应力束曲线半径大小。改变纵向预应力束曲线半径大小，得到腹板主拉应力值如表2所示。

由表2可知，腹板弯曲半径对腹板主拉应力有一定影响，但位置不同影响程度有很大差异。如果曲线靠近顶板处，由于倒角的存在，对腹板影响较小。一般情况而言，腹板预应力束的平弯和竖弯在足够空间的情况下，应采用较大的管道曲线半径，减小管道平弯和竖弯引起的局部拉应力。

表2 不同弯曲半径下腹板主拉应力值

腹板宽度影响分析。

改变腹板宽度，得到腹板主拉应力值如表3所示。

表3 不同腹板宽度下腹板主拉应力值表

由表3可知，腹板宽度对腹板主拉应力影响较大，可作为控制腹板主拉应力的主要手段之一。纵向、竖向预应力束孔径大小及钢绞线位置偏移。经计算发现，纵向、竖向预应力束孔径大小和预应力束孔道偏移对腹板主拉应力影响不显著。

4 结语

针对腹板开裂的影响因素有：结构断面尺寸，包括箱梁高度、顶底板宽度、腹板宽度；预应力管道尺寸，预应力孔道直径、预应力管道弯曲半径；预应力值，张拉力大小、张拉端角度；材料：混凝土标号，普通钢筋规格数量，包括箍筋直径、数量，纵向钢筋直径、数量；施工因素：混凝土密实度，混凝土养护及张拉时龄期。

通过对预应力混凝土箱梁腹板应力计算及参数敏感度分析，发现：1)板斜裂缝是由于腹板主拉应力过大产生的。2)腹板宽度和梁高是抵抗结构内力、减小结构应力的主要参数；由于梁高主要起抵抗弯矩作用，那么腹板宽度主要起抵抗剪力作用，因此，降低主拉应力主要由腹板宽度确定。

[1] 王玲丽，蔡 健.浅谈预应力混凝土连续刚构桥设计体会[J].中国科技信息,2011(15):70.

[2] 王贤基.大跨径桥梁连续箱梁腹板典型病害原因分析[J].山西建筑,2013，39(9)：176-178.

[3] 林才亮，林益群.预应力混凝土连续梁桥箱梁腹板开裂成因初探[J].山西建筑,2008,34(30):341-342.

[4] 孙东方.连续刚构桥箱梁腹板开裂原因分析[J].山东交通学院学报,2006,14(1):68-70.

[5] 王良波，王会永.大跨径连续刚构桥箱梁腹板开裂原因数值分析[J].公路与汽运,2010(4):193-196,242.

Analysis on cantilever concrete box girder wed damange owning to longitudinal prestress

Du Yong1Liu Haitao2Qin Geng3

(1.ShannxiHighwayEngineeringTestingCo.,Ltd，Xi’an710068,China; 2.ShannxiHighwayGroupWei-PuHighwayProjectConstructionAdministrationOffice,Xi’an710068,China; 3.Xi’anChangqingScience&TechnologyEngineeringCo.,Ltd，Xi’an710068,China)

Taking the prestressed concrete continuous steel rigid bridge as an example, combining with box girder web cracking phenomenon, the paper analyzes local finite element modeling by selecting a section, finds out major concrete stressing limits. Through increasing web thickness, it effectively solve continuous beam web cracking problems, and analyzes web cracking parameters sensitivity, and finally puts forward various solving schemes.

concrete box girder, longitudinal prestress, web crack, finite element analysis

1009-6825(2015)07-0170-03

2014-12-22

杜 勇(1980- )，男，工程师； 柳海涛(1983- )，男，工程师； 秦 耕(1984- )，男，工程师

U441

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