组合箱梁桥体外预应力加固方法及效果跟踪评价

高兆东

（江苏京沪高速公路有限公司，江苏 淮安 230005）

1 工程背景

京沪高速公路（江苏段）2000年竣工通车，作为我国主要的交通大动脉之一，车流量大，重车比例高，目前已运行近20年，京沪高速90年代开工建设，建设标准为双向四车道高速公路，桥梁设计荷载为汽车-超20级，挂车-120，属于较早期建设的高速公路。在定期检查中，京沪高速（江苏段）部分组合箱梁桥梁体出现不同程度的受力裂缝，且发展迅速。其中，新沂河大桥上部结构采用30 m跨径先简支后连续的部分预应力混凝土组合箱梁，全桥共计12联72孔，均为6孔一联，跨径组成为12×（6×30）m，箱梁梁高1.5 m，上铺5 cm厚30号防水混凝土调平层和9 cm沥青混凝土桥面铺装。下部结构为桩柱式墩、肋板式台和钻孔灌注桩基础。典型断面见图1、图2。

图1 新沂河大桥典型横断面布置（cm）

图2 边梁和中梁尺寸（cm）

2 加固前裂缝发展及特点

在桥梁定期检查中发现本桥组合箱梁存在大量的腹板竖向裂缝、腹板斜向裂缝和底板横向裂缝，且裂缝发展迅速，部分梁体两侧腹板和底板裂缝联通形成U型裂缝，全桥各类典型受力裂缝变化情况见图3。

图3 新沂河桥加固前典型裂缝发展（条）

表1 加固前全桥裂缝数量发展变化统计（条）

根据表1和图4可知：箱梁腹板裂缝于2008年出现，后续迅速增长；底板横向裂缝2009年出现，至2010年，略有增长，从2011年开始迅速增多；腹板斜向裂缝2008年开始出现，至2011年每年均有少量增加，从2011年开始增幅也迅速提高。由此可知，全桥各类典型受力裂缝桥从2011年开始均大量增加，裂缝迅速发展。

图4 第九联中间跨2011年典型裂缝分布

桥裂缝的主要分布特点：（1）桥各联均为6孔一联，各联边跨（1#、6#孔）裂缝数量很少，次边跨、中跨（2#～5#孔）均有大量裂缝。（2） 腹板竖向裂缝：左、右幅箱梁腹板均存在大量竖向裂缝，缝宽一般为0.10～0.15 mm，主要分布在L/4跨至L3/4范围，测得缝深为50.4 mm，右幅京沪方向多于左幅沪京方向。（3）腹板斜裂缝：左、右幅箱梁腹板有少量斜向45°裂缝，裂缝深度测试为16～78.6 mm。主要分布于L/4跨至跨中，右幅京沪方向多于左幅沪京方向。（4）底板横向裂缝：右幅京沪向箱梁底板有大量横向裂缝，主要分布于跨中附近，间距约20～40 cm，裂缝宽度均较小，一般在0.1 mm以下。左幅沪京方向箱梁也发现少量横向裂缝。

3 病害原因分析

3.1 箱梁腹板竖向裂缝与底板横向裂缝病害原因

（1）标准规范。由于京沪高速组合箱梁桥设计时采用的荷载标准为汽-超20、挂-120，较目前最新的《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60-2015）中的公路-I级荷载标准要低，箱梁的承载力和应力储备少，不满足现行的规范要求，在目前实际车辆荷载作用下，箱梁会产生底板横向裂缝和腹板竖向裂缝的病害。（2）运营荷载。根据《基于WIM和SHM的新沂河大桥车辆荷载模型报告》，综合考虑在线监测系统与动态称重系统实测结果及车辆荷载的冲击系数、动态称重系统的误差（根据标定结果按最大10%计算）等因素，新沂河大桥位处右幅实际车辆荷载为公路-I级JTG D60-2004的1.24倍，在超载的作用下，箱梁抗裂承能力不足，产生裂缝病害。（3）温度效应。组合箱梁顶板位置通过湿接缝连接成为整体，因此整体升温对组合箱梁存在空间扭曲的影响，表现在整体升温作用下，各跨的边梁和中梁的荷载效应相反：边梁跨中存在0.4 MPa左右的拉应力，而中梁跨中存在0.4 MPa左右的拉应力。温度梯度作用对组合箱梁的应力影响较大，在规范规定的温度梯度荷载作用下，箱梁跨中拉应力达到2.54 MPa，考虑到温度荷载沿横桥向的梯度效应后，箱梁跨中拉应力值也有2.15 MPa，而成桥阶段箱梁跨中压应力储备仅在10 MPa左右，温度梯度效应对箱梁的安全使用影响较大。（4）预应力施工。由于组合箱梁桥设计时按部分预应力混凝土A类构件进行设计，基本控制跨中拉应力不大于规范规定值，若钢束存在张拉不到位的情况（即预应力损失过大），则有可能引起跨中的开裂病害。（5）支座安装。考虑施工引起的支座安装误差，会对梁体腹板和底板带来一定的附加应力，降低了梁体的压应力储备。（6）施工工艺。通过对组合箱梁临时支座的拆除顺序的模拟计算，当临时支座拆除顺序不合理的时候，对箱梁应力会有一定程度的影响。（7）箱梁尺寸影响。箱梁尺寸对箱梁刚度影响非常大，若考虑箱梁施工误差引起的尺寸减小，在成桥阶段箱梁跨中挠度较标准尺寸的桥跨增大45%～50%。跨中反拱值的增大直接影响桥面混凝土铺装层的厚度，对于组合箱梁桥的安全使用存在不利的隐患。考虑施工误差影响减小尺寸的箱梁的裂缝发展比标准箱梁更快，但其承载力与标准箱梁相差不大，主要是因为底板和腹板钢筋在即将破坏时承担了主要的拉应力，因此，在顶板尺寸不变的情况下，两种箱梁极限承载能力差别并不太大。

3.2 腹板斜裂缝

箱梁腹板在受力中主要起到抗剪的作用，箱梁腹板产生斜裂缝，说明是箱梁的抗剪能力不足以承担其所真正承受的荷载。根据现场实际检测结果看，腹板斜裂缝仅在部分桥跨的部分梁上产生，数量较少，因此该斜裂缝产生的原因一方面是由于超载车辆的局部作用产生的，另一方面可能是该片箱梁在预制的时候，腹板的施工质量没有很好的控制造成的。

4 加固方案

新沂河大桥组合箱梁裂缝主要是由于箱梁的压应力储备小，抗裂能力不足，在实际运行荷载下，梁体产生开裂并迅速发展。因此，分别于2013年、2014年对病害严重的部分联跨采用体外预应力进行了加固，加固方案见表2。

表2 新沂河大桥加固方案

根据对京沪高速实际通行荷载监测结果，对上部结构加固采用荷载标准为实际运营荷载，即1.24倍公路-I级。

根据实测运营荷载下结构计算分析结果，边跨箱梁抗弯承载能力有所不足，约10%，边跨箱梁应力水平基本能够满足规范限值，而次边跨和中跨箱梁的抗弯承载能力相差较大，约30%，梁体拉应力水平超过规范限值较多。因此，体外束配置采用长、短钢束相结合的形式，即两边跨各配短束、中间四跨配通长束。

加固方案：（1）第1、6 跨边梁采用2束4Фs15.2钢绞线，第2～5 跨边梁采用2 束6Фs15.2钢绞线，锚下张拉控制应力为0.63fpk=1 171.8 MPa。（2）第1、6跨中梁采用2束4Фs15.2钢绞线，第2～5跨中梁采用2束5Фs15.2钢绞线，锚下张拉控制应力为0.63fpk=1 171.8 MPa。见图5～图7。

图5 边跨（第1、6 跨）体外预应力加固

图6 次边跨（第2、5 跨）体外预应力加固

图7 中间跨（第3、4 跨）体外预应力加固

5 加固后荷载试验结果

新沂河大桥第九联分别于2013年6月加固前和2013年11月加固后进行了静载试验，加固后静力特性提高显著，且边跨加固效果优于中跨。试验主要结论：（1）边跨加固后挠度实测值普遍比加固前挠度实测值减小30%左右，第三跨（中跨）加固后挠度实测值普遍比加固前挠度实测值减小10%左右。（2）边跨加固前最大挠度为20.98 mm，加固后最大挠度为14.18 mm，边跨最大挠度变化率为32.4%；中跨加固前最大挠度为15.86 mm，加固后最大挠度为12.43 mm，中跨最大挠度变化率为21.6%；加固后应变实测值普遍较加固前减小约20%，其中边跨加固后减小幅度普遍优于中跨。（3）边跨和中跨最大应变值均由550左右减小为300左右，减小幅度接近50%。（4）外观检查、汽车荷载试验以及相关分析计算表明：加固后静载挠度有较大幅度的减小，原先裂缝区域的应变值也大幅度减小。说明加固后，新沂河大桥裂缝得到了有效控制，其承载力能够满足加固设计汽车荷载等级要求。见图8、图9。

图8 第九联第1跨跨中挠度对比

图9 第九联第3跨跨中挠度对比

6 加固后跟踪检测结果

在2013年加固后，对新沂河大桥每年进行定期检查，同时2017年进行了专项检查，病害最严重的右幅第九联检测结果：

（1）外观检查。本联2013年进行加固，加固前典型受力裂缝从2008—2013年迅速增长，2013年对原有裂缝封闭处理并采用体外预应力加固。加固后，腹板竖缝、斜缝及底板横缝均未再有新增出现，说明体外预应力加固对限制裂缝的发展起到了很好的效果，见图10。

图10 第九联典型受力裂缝数量发展变化（条）

（2）模态测试结果。新沂河大桥2013年加固前后，先后于2013年6月和2013年11月对右幅第九联进行了环境振动试验,通过对结构振动频率比对，检验桥梁加固效果，2017年再次对右幅第9联的基频进行测试，结果见表3。可知，新沂河大桥右幅第九联加固前实测基频2.87 Hz，加固后提高到3.418 Hz，说明体外预应力加固提高了结构的刚度，四年后（2017年10月）结构的实测基频3.37，频率略有减小，减小约1.4%，说明结构基频基本无明显变化，加固效果良好。

表3 新沂河大桥右幅第9联加固前后实测动力特性对比

通过检测数据可知，组合箱梁通过体外预应力加固之后，能够很好的限制裂缝的出现和发展，经过多年的运营，预应力钢束锚固性能稳定，能够为梁体持续稳定地提供相应的预加应力，梁体状况目前良好，说明已达到预期的加固效果。

7 结语

体外预应力加固适于桥梁结构病害发展迅速，结构有较大安全隐患时采用，对于病害发展缓慢的桥梁，可以采用粘贴钢板、预应力碳纤维板加固等方式。新沂河大桥加固前病害发展迅速，对高速公路的安全运营带来很大的安全隐患，通过采用体外预应力加固，对其加固后的效果采用荷载试验，并历经数年使用后的跟踪检测结果表明，体外预应力加固可以很好的限制组合箱梁裂缝发展，为桥梁安全运营提供保障。