某變截面連續箱梁頂板縱向裂縫病害成因分析

吳文輝 丁志凱

（1.廣東省路橋建設發展有限公司路達分公司 梅州 514779；2.中交第二公路勘察設計研究院有限公司 武漢 430052）

變截面連續箱梁具有以下特點：①截面抗扭剛度大，結構在施工與使用過程中都具有良好的穩定性；②頂板和底板都具有較大的混凝土面積，能有效地抵抗正負彎矩，并能滿足配筋的要求，適用于產生正負彎矩的結構；③適合于現代化施工方法的要求；④承重結構與傳力結構相結合［1］。所以，預應力混凝土變截面連續箱梁得到了廣泛的應用。

但由于受當時國內經濟條件的影響，早期設計的預應力混凝土箱梁橋過于追求結構最優化、材料最省化，在設計中橋梁的設計參數往往取規范的下限值，這就導致在現今交通量大量增加、重車比例提高的情況下，橋梁的裂縫病害頻頻出現，而且形式多樣。本文結合某預應力變截面連續箱梁橋實例，僅對箱梁頂板出現的縱向裂縫及應對措施進行探討。

1 橋梁概況

該橋為55m＋80m＋55m 預應力變截面連續箱梁，單箱單室，橋面總寬11.75 m，橋梁交角為30°，橋面橫向布置為0.25m（左側護欄）＋2.5 m（人行道）＋8.50m（行車道）＋0.50m（右側護欄）。箱梁頂板寬11.55m，底板寬5.75m；跨中截面高2.5m，支點截面高4.5m；頂板厚25cm，腹板由支點厚60cm 漸變至跨中厚40cm，底板由支點厚60cm 漸變至跨中厚25cm。

該橋為三向預應力結構，縱、橫向預應力鋼絞線采用Φj15.24 mm 低松弛鋼絞線，標準強度Rby＝1860 MPa，彈性模量Ey＝1.95×105MPa，錨下控制張拉應力σcon＝1395 MPa；預應力鋼束管道均采用塑料波紋管。豎向預應力鋼筋采用冷拉直徑32mmJL785 級精軋螺紋鋼筋（Rby＝750 MPa），錨下張拉控制力513kN。

橋梁的設計荷載等級為：汽車－超20 級，掛－120，人群荷載：3.5kN／m2。

2 頂板裂縫病害概述

箱梁頂板共有88 條縱向裂縫，裂縫斷續貫通，總長約300m，最大寬度0.20mm。箱梁頂板縱向裂縫主要集中在邊跨支點至L／2，及中跨L／4～3L／4處頂板張拉有縱向預應力鋼束的梁高較矮的梁段，全橋基本對稱分布。在箱內頂板兩側設置有縱向預應力的區域裂縫較長、較多，而在箱梁頂板中間區域裂縫相對較短、較少，見圖1。

圖1 箱梁頂板裂縫分布示意圖（單位：m）

3 箱梁頂板橫向仿真分析

3.1 計算模型及計算參數

采用MIDAS CIVIL對箱梁跨中及支點截面進行橫向有限元計算。橫向計算時，箱梁頂板按照部分預應力A 類構件驗算，未考慮縱向預應力張拉產生的泊松效應。箱梁橫向計算模型見圖2，圖3。

圖2 箱梁跨中截面計算模型

圖3 箱梁支點截面計算模型

箱梁頂板橫向采用3Φj15.24 mm 預應力鋼絞線，斜向30°折線形布置，設置間距50cm。汽車荷載的分布輪載根據《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTJ 023－85）（以下簡稱《公橋規》（85））第3.1.4條計算，并結合實際交通量及車輛超載情況，將其乘以1.87倍超載放大系數。梯度溫度作用的豎向日照溫差參照《公路橋涵設計通用規范》（JTG D60－2004）第4.3.10條取值。驗算荷載組合參照《公橋規》（85）的荷載組合II選取，即恒載＋車輛荷載后軸在計算梁段的等效分布荷載＋梯度溫度荷載。

3.2 頂板下緣截面正拉應力計算結果

在頂板驗算荷載組合作用下，箱梁跨中及支點截面頂板下緣應力包絡圖見圖4、圖5，最大正拉應力與規范限值對比見表1。

圖4 箱梁跨中截面頂板下緣應力包絡圖

圖5 箱梁支點截面頂板下緣應力包絡圖

表1 最大正拉應力與規范限值對比表 MPa

由以上計算結果可見，在考慮車輛軸重超重的驗算荷載的作用下，由于箱梁頂板預應力鋼絞線的折線布置，從頂板跨中至梗腋正拉應力逐漸產生并增大，在梗腋部位拉應力達到了最大值。這與頂板縱向裂縫在箱內頂板兩側分布較長較多的病害一致。

同時，對比跨中和支點截面的計算結果可見，由于支點截面腹板剛度的增大，對頂板在荷載作用下的變形起到了一定的限制作用，使頂板下緣拉應力得到了一定程度的減小。這與頂板裂縫產生于箱梁梁高較矮梁段的病害分布一致。

4 裂縫成因分析

混凝土結構裂縫的成因復雜，且多為各種因素耦合。根據現場檢測情況和MIDAS 仿真分析，箱梁裂縫成因主要有如下幾個方面。

（1）車輛超重。根據箱梁頂板的檢算結果，箱梁中跨跨中和支點梁段，在考慮汽車軸重超重狀態時，箱梁跨中梁段的頂板下緣，在腹板間跨中兩側至局部梗腋區域產生了超過規范限值的拉應力，最大拉應力達到3.11 MPa，甚至超過了C50混凝土的極限抗拉強度3.0 MPa，從而會產生縱向裂縫；箱梁支點梁段的頂板下緣，在箱梁腹板間頂板靠人行道側跨中附近至梗腋范圍區域產生了超過規范限值的拉應力，最大拉應力達到2.73 MPa，雖然超過了規范的C50混凝土拉應力容許值2.7 MPa，但未超過C50混凝土的極限抗拉強度3.0 MPa，所以不會產生縱向裂縫。這和現場觀測的裂縫分布是一致的。因此，車輛超重是該橋箱梁頂板產生縱向裂縫的主要原因。

（2）縱向預應力張拉產生的橫向應力［2］。由于邊跨現澆段和合龍段頂板縱向預應力鋼束張拉時，橫向預應力鋼束還未張拉，箱梁頂板在較強的縱向預壓應力作用下，頂板會發生泊松比效應，產生較大的橫向拉應力，超過了混凝土的極限抗拉強度，從而產生了縱向裂縫。

（3）先澆段與后澆段齡期差導致了橫向收縮應力的發生［3］。混凝土的收縮與齡期有密切的關系，凝結初期收縮變形發展很快，2周可以完成全部收縮量的25%，1個月可完成50%。該橋在懸臂施工過程中，每一懸澆段的施工周期為10d，即相鄰先澆段與后澆段的混凝土齡期相差為10d。因此由于齡期差，后澆段混凝土凝結初期的收縮量會遠大于先澆段混凝土的收縮量。后澆段混凝土的橫向收縮必然會受到先澆段的限制，產生橫向拉應力，且先澆段對后澆段混凝土的約束向遠離先澆段的自由端方向減弱，橫向拉應力也會隨之逐漸減小。這也是裂縫從靠近先澆段處產生，向自由端方向逐漸減小的主要原因。而后澆段混凝土的縱向收縮是自由的，不會產生拉應力，也就不會因此產生橫向裂縫。

合龍段無論是邊跨還是中跨，施工準備時間均比普通懸澆段長，特別是跨中合龍段。該橋跨中合龍段與相鄰的懸澆段混凝土齡期相差50d，合龍段混凝土開始凝結時，先澆段的混凝土收縮已經完成了約50%。因此，由于齡期差引起的混凝土收縮差異更大，相應的收縮應力也會更大，這也是導致合龍段附近混凝土產生縱向裂縫的主要原因之一。

（4）頂板較薄。大量的縱向預應力孔道削弱了頂板的有效面積。該橋跨中附近箱梁頂板厚度僅為25cm，而沿頂板縱向預留了大量的預應力孔道。雖然在施工過程中采用了抽真空壓漿，但也很難做到壓漿完全飽滿。即使壓漿很飽滿，其抗拉壓強度也無法和梁體本身所要求的C50 混凝土相比。因此，較薄的頂板上布置的大量縱向預應力孔道嚴重削弱了頂板有效面積，這也是造成頂板容易出現縱向裂縫的主要原因之一。

（5）施工方面的原因［4］。現場振搗混凝土時，振搗不當，漏振、過振或振搗棒抽拔過快，均會影響混凝土的密實性和均勻性，誘導裂縫的產生；高空澆筑混凝土，風速過大，烈日暴曬，混凝土收縮值大；現場氣溫太低，水化熱造成混凝土內部與表面溫差過大，導致混凝土表面開裂；現場養護措施不到位，灑水不及時，混凝土早期脫水，引起收縮裂縫。雖然施工和養護不當會造成混凝土表面開裂，但不是造成該橋頂板縱向裂縫的主要原因。

5 結語

箱梁頂板縱向裂縫的產生受多種因素的影響，既有設計方面的原因，也有施工工藝方面的原因，更有交通車輛軸重超載方面的原因。因此，為了有效控制箱梁頂板縱向裂縫，需要設計、施工及交通管理等3方面共同配合。

［1］徐尚村，王新定，曾曉青.寬幅變截面連續箱梁底板縱向裂縫成因及對策［J］.山西建筑，2010，36（1）：172－174.

［2］劉效堯，蔡 鍵，劉 暉.橋梁損傷診斷［M］.北京：人民交通出版社，2002.

［3］羅陽青，杜召華，蔣 鑫，等.連續箱梁頂板裂縫成因分析研究［J］.湖南交通科技，2012，38（1）：63－66.

［4］張 利.預應力混凝土連續剛構橋箱梁頂板縱向裂縫分析［J］.公路，2006（8）：262－264.