预应力混凝土连续梁的体外预应力加固研究

赛志毅，段美栋，李 才，马银强

（1.山东高速股份有限公司，山东 济南 250014；2.山东省交通科学研究院，山东 济南 250031）

引言

预应力混凝土连续梁桥具有变形小、行车舒适性高自重较小等优点［1-2］，在我国公路桥梁中广泛应用。随着运行时间的增加，自身劣化、车辆超载、环境腐蚀等因素影响，许多既有桥梁底板、腹板等部位出现裂缝等影响承载力的病害，裂缝的存在会削弱梁体刚度和强度［1-3］。为满足现行荷载的要求，需对桥梁进行加固。目前桥梁加固的主要方法［4-5］：（1）增大截面法；（2）黏贴钢板法；（3）黏贴碳纤维法；（4）体外预应力加固法。

体外预应力加固指通过施加体外预应力，使原结构、构件的受力得到改善或调整的方法［6-8］。体外预应力加固方法具有自重轻、施工方便、工期短、预应力筋替换维护方便等优点，在桥梁加固中被广泛运用［9-12］。如何确定体外预应力的预加应力值是体外预应力加固法的难点［1］。学者虽然总结了预加应力值的计算方法和原则，但目前计算方法并不统一，加固后的检测评估也无统一的标准。

1 工程概况

济南黄河三桥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 m+8×30 m+8×30 m+3 m+4×45 m+6×45 m，桥梁全宽19.55 m，主梁采用单箱双室截面，箱梁混凝土为C50，梁高1.8 m，箱梁顶板宽度19.55 m，底板宽度10.77 m。箱梁采用纵、横两向预应力体系，单根钢绞线直径为15.2 mm，设计荷载等级为公路-Ⅰ级。主要病害为第二联8×30 m 箱梁外裂缝较多，裂缝形式有腹板竖缝、底板横缝、底板纵缝、L 形裂缝，分布在跨中附近，缝宽0.05～0.15 mm。采用15-15 型体外预应力钢束加固，体外预应力钢束由15 根15.24 单丝环氧涂覆型无黏结钢绞线组成，标准抗拉强度为1 860 MPa，每跨设置4束。

体外预应力束张拉控制值计算原则，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）。该桥第二联第1#～8#跨设计体外预应力张拉控制值见表1［1］。

表1 体外预应力张拉控制值

2 加固前后荷载试验数据分析

加固前后对该桥第二联1#～8#跨进行了荷载试验，测试在设计荷载作用下1#～8#跨跨中附近控制截面挠度和应变，加载效率为0.96～0.99，符合《公路桥梁荷载试验规程》（JTG/T J21-01—2015）（以下简称《规程》）要求，1#～8#跨加载效率见表2。

表2 加载效率

挠度测点和应变测点均布置在控制截面底板，每截面3 个挠度测点，5 个应变测点，挠度测点布置见图1，应变测点布置见图2。

图1 挠度测点布置

图2 应变测点布置

2.1 挠度分析

加固前后挠度校验系数见表3，给出的校验系数为3 个测点的平均值。由表3 可知，4#、5#、7#跨加固前挠度校验系数均＞1.0，超过了《规程》限值，与加固设计中这3 跨的张拉控制应力较大对应。加固后除8#跨外其余各跨挠度校验系数均有所减小，说明桥梁刚度有所提升。加固后挠度校验系数均＜1，满足《规程》要求，说明桥梁刚度满足设计要求。

表3 加固前后挠度校验系数

2.2 应变分析

加固前后应变校验系数见表4，给出了校验系数为5 个测点的平均值。

表4 加固前后应变校验系数

加固后各跨应变校验系数均有所减小，但2#、4#、5#、6#、7#跨校验系数仍然＞0.9，不满足《规程》要求，说明桥梁强度不满足要求。

通过挠度和应变校验系数分析可知，加固后挠度检验系数满足《规程》要求，但应变校验系数不满足《规程》要求，说明加固后桥梁承载力仍不满足设计荷载要求。荷载试验数据分析表明体外预应力提高了桥梁刚度和强度，但强度提高量不足，桥梁体外预应力加固方式有待改进。

3 加固后有限元模型分析及总结

根据设计资料建立利用Midas Civil 建立有限元模型，见图3。

图3 Midas Civil 模型

计算体外预应力引起的跨中反拱值和箱梁下缘的压应力，将体外预应力反拱值与加固前挠度实测值与理论值之差比较，见表5。

表5 体外预应力反拱值/mm

由表5 可知，除4#和6#跨外其余跨反拱值均大于加固前实测值与理论值之差，但4#和6#跨的反拱值与差值非常接近，体外预应力设计基本满足加固原则。

将体外预应力引起的箱梁下缘应力与加固前荷载试验应力实测值与理论值的0.9 倍之差进行比较，见表6。

表6 预压应力对比分析/MPa

由表6 可知，在当前的体外预应力加固方式作用下，2#、5#、6#、7#跨理论预压应力均小于实测值与理论值之差，而2#、5#、6#、7#跨加固后实测的应变校验系数均＞0.9，不满足《规程》要求，理论分析结果与实际试验结果相吻合。推断加固后强度依然不足，与体外预应力产生的预压应力不足有密切关系。

综上所述，总结出另一种体外预应力设计计算方法，即计算体外预应力筋对箱梁下缘的预压应力，使预压应力值大于或等于设计荷载作用下下缘应力实测值与理论值之差。同时，预压应力值不宜过大，《规程》中应变检验系数宜为0.6～0.9，建议预压应力值满足：

式中：S实测—荷载试验时箱梁下缘应力实测值；S理论—试验荷载作用下箱梁下缘应力理论值；σ体外—体外预应力筋作用下箱梁下缘预压应力。

根据公式（1）计算该实际工程体外预应力张拉控制应力，计算结果见表7。

表7 体外预应力预压应力/MPa

由表7 可知，通过该方法计算的体外预应力筋张拉控制值，较实际加固工程2#、5#、6#、7#跨所采用的张拉力有所提高，其余跨张拉力不变，经有限元模型计算可知所有加固跨的体外预应力引起的下缘压应力均满足该方法的要求，具体加固效果还有待进一步验证。

4 结语

通过对实际工程预应力混凝土连续梁桥加固前后试验数据进行分析，指出当前体外预应力加固方法的不足，针对性地提出更为有效的体外预应力设计计算方法。