低高度寬體連續箱梁橋的加固設計

陳鐵軍，卓 靜

（1.四川西南交大土木工程設計有限公司南京分公司，江蘇 南京 210012；2.重慶科技學院，重慶 401331）

0 引言

在我國早期建造的橋梁中，預應力混凝土箱梁橋是數量比較多的橋型，由于多種原因[1]，這類橋梁存在較多病害，主要表現在：a）橋梁主體結構開裂、露筋銹蝕、裂縫寬度大于規范限定值；b）橋梁墩臺沉陷、滑動、變形太大；c）橋面鋪裝層剝離、開裂、橋面防水層失效、伸縮縫損壞；d）其他附屬工程病害。對于橋梁工程的附屬工程病害及一般病害通常僅需有針對性地進行養護維修即可，但主體結構病害如已危及到結構的正常使用，則必須對其進行加固處理。箱梁橋的主體結構開裂及承載能力不足通常采用體外預應力索加固法，當箱梁高度較低，箱室內無法施工時，在箱梁的底面或側面安裝體外預應力索；當箱梁高度較大，箱室內便于施工時，在箱室內安裝體外預應力索。然而，當箱梁橋的跨度不大時（40～100 m），箱梁高度并不大（低于2.0 m），箱室內無法施工（主要因為凈空高度較低），而且箱室本身也比較寬（城市或高速公路的單箱寬度超過12 m），而形成低高度寬體箱梁橋。這類寬體箱梁橋在側面布置體外預應力索，存在預應力集中布置，箱梁因剪力滯效應[2]，預應力分布不均勻等問題。為解決這些困難，文章提出采用分布式預應力碳纖維板加固法，在箱梁底面沿寬度方向均勻布置并粘貼預應力碳纖維板，與箱梁形成有黏結預應力體系，不但解決預應力的集中錨固的缺陷，而且避免體外預應力的震動和疲勞等問題，此外，預應力碳纖維板本身較薄，加固后對結構的外觀影響非常小，是一種非常適用于低高度寬體箱梁橋的加固方案。為便于說明分布式預應力碳纖維板加固法，以南京三汊河大橋加固處治工程為例，對分布式預應力碳纖維板和體外預應力兩種加固方案進行了對比研究。

1 工程概況

三汊河大橋位于南京市下關區外秦淮河與惠民河交叉處，南北走向，全橋長435.12 m。其中主橋采用（45+60+45）m變截面預應力混凝土連續梁橋，引橋為組合箱梁橋，橋面總寬24 m，單幅寬12 m。

主橋上部結構采用變截面預應力混凝土連續箱梁，墩頂梁高3.8 m，跨中梁高1.8 m，梁高按照拋物線變化。箱梁采用單箱單室截面（如圖1），箱梁頂寬12 m，底寬6.5 m，懸臂長2.75 m，頂底板厚25 cm，腹板厚30 cm，墩頂處箱梁腹板漸變為50 cm，底板漸變為60 cm厚。橋梁施工采用懸臂澆筑法完成。對跨中截面，箱梁高度與寬度之比為0.15，是典型的低高度寬體箱梁。

圖1 主橋墩頂及跨中橫斷面（單位：cm）

2 主體結構病害

經檢測三汊河大橋主橋邊跨合攏段附近存在大量底板橫向與腹板斜向裂縫，箱梁頂板普遍存在縱向裂縫，主橋施工時節段間澆筑質量較差，多處接縫處存在高差，高差最大值達5 cm，預應力筋外露銹蝕，個別波紋管內沒有灌漿。邊跨底板橫向及腹板斜向裂縫從其分布位置及形態分析，橫向裂縫表現為彎曲裂縫，腹板斜裂縫表現出較明顯的剪切受力裂縫狀態，其中個別裂縫寬度達到0.15 mm。

根據城市橋梁養護技術規范裂縫寬度要求，三汊河大橋檢測評估等級為D級—不合格級，急需進行加固修復[3]。

3 加固設計

3.1 加固前計算分析

橋梁加固前計算采用有限元程序進行，計算采用平面桿系理論，主梁三維梁單元模擬。為了比較準確反映結構的受力情況，各個構件截面特性按照結構實際尺寸進行取值，施工階段按照原設計圖中階段進行懸澆施工模擬。計算中荷載主要考慮自重、二期恒載、溫度作用、支座沉降、收縮徐變、預應力以及汽車作用，其中汽車作用按照原設計標準汽-20級，掛-100級加載，并考慮汽車沖擊作用。驗算采用的規范限值按照規范[4]執行。

經過模擬計算可以得出以下結果：

由正截面抗彎承載能力包絡圖（如圖2）可以得出，主橋邊跨合攏段附近正截面抗彎承載力不足，主橋中跨跨中正截面抗彎承載力儲備較少。

圖2 正截面抗彎承載能力包絡圖及對應內力圖

圖3 正截面抗裂驗算短期效應組合結果圖形

由正截面抗裂驗算結果（如圖3）可知，短期效應下主橋邊跨合攏段附近正截面拉應力最大值-3.08 MPa遠大于A類構件限制應力-1.68 MPa，正截面抗裂不滿足要求。

驗算結果顯示除以上兩項不滿足規范要求外，另外還有邊支點附近抗剪承載力及箱室框架頂板抗彎承載力不滿足規范要求。由此可見，三汊河橋梁主橋的計算結果與檢測中發現的病害是吻合的，這也說明橋梁病害產生與結構受力不滿足使用要求是緊密相關的。

3.2 加固設計方案

限于篇幅，本文中僅介紹抗彎加固的設計方案。根據以往經驗，對于抗彎加固一般采用粘貼碳纖維板（或布）、鋼板或體外預應力加固[5]，本橋梁為大跨徑預應力橋梁結構，除抗彎承載力不滿足外，邊跨合攏段附近截面下緣拉應力也超標較多。理論分析認為，混凝土截面裂縫開裂后，開裂的截面剛度折減[6]，靠近開裂位置的受拉鋼筋會因水氣的進入而逐漸銹蝕，影響橋梁結構耐久性及結構安全。為此，合理的加固方案不僅要提高截面承載能力，還需對截面邊緣出現的較大拉應力進行消壓，使得較大寬度（大于0.1 mm）裂縫的開展有所限制，較小寬度（小于等于0.1 mm）裂縫適度的閉合。考慮到普通粘貼加固是一種被動加固法，對既有結構加固，存在二次受力問題，雖然對截面承載能力有一定程度提高，但是無法有效消壓，對裂縫的開展限制作用有限，更不可能閉合裂縫[7]。經分析研究，認為采用預應力加固的主動加固方法才可以滿足本橋的加固要求[8-9]，提出以下兩種方法。

3.2.1 體外預應力索加固

圖4 體外預應力加固斷面圖

如圖4，本方案對原橋梁結構抗彎不足的邊跨合攏段附近及中跨跨中附近采用體外預應力技術加固，橫向在截面兩側近腹板處對稱布置兩束15-φs15.2預應力鋼束，每束預應力鋼束的張拉力為2 520 kN。由于箱室內的高度在1.3 m左右，設置錨固齒塊及預應力張拉施工均較為困難；若設置在箱室外，錨固座及預應力索使橋梁外觀不佳；出于對體外預應力筋加固的受力進行對比分析，暫以在箱室內的布置方案為研究對象。

3.2.2 分布式預應力碳纖維板加固

圖5 分布式預應力碳纖維板加固斷面圖

如圖5，通過在箱梁底面（邊跨合攏段、中跨跨中一定范圍內）粘貼多條預應力碳纖維板，碳纖維板厚2 mm，寬 50 mm，每根預應力碳板張拉力為120 kN，總張拉力為2 520 kN。相對于體外預應力筋加固（方案一），分布式預應力碳纖維板（方案二）的預應力布置思路是“化整為零”，這樣有很多好處。第一，避免集中的體外預應力在寬箱梁上的剪力滯效應[2]，讓預應力在箱梁上分布更合理（下面詳細計算）；第二，預應力碳纖維板布置在箱梁底面，距中性軸較遠，預應力的抗彎效果更好；第三，預應力碳纖維板與箱梁相黏結，能緊密結合，在受力時共同工作，能抑制既有裂縫的擴展，這是體外預應力筋或者無黏結預應力筋所不具有的特點[9]；第四，碳纖維板厚度較薄，施工完成后，對箱梁的外觀基本不改變，對城市橋梁景觀來說至關重要；第五，錨固區設置同樣也是“化整為零”，每個錨固座的設計將變得相當簡單，甚至錨固座可以實現隱形設計，施工完成后，同碳纖維板一樣對橋梁外觀幾乎沒有改變。

3.3 寬體箱梁加固后橫向應力分布計算

針對以上兩種預應力加固方案，對后加預應力在寬體箱梁上的應力分布分別做有限元分析對比計算。計算中采用Midas civil軟件中的實體單元模擬箱梁節段混凝土，預應力筋體外束及碳纖維板以桁架單元模擬分析計算。計算結果如圖6及圖7。

圖6 體外預應力鋼束加固后正截面壓應力（單位：MPa）

圖7 分布式預應力碳纖維板加固后正截面壓應力（單位：MPa）

經有限元結構分析可知：方案一中體外預應力束加固的箱梁節段，由于鋼束張拉及錨固力均較大，因此靠近腹板位置處，在預應力作用下，壓應力首先由齒塊傳遞至與其相連的腹板及底板，最后才能傳遞至底板中部，底板上產生的應力沿橫向是不均勻分布的，呈現中間小兩邊大的狀態。此處，齒塊位置最大壓應力26.31 MPa，底板中間壓應力接近0，可見體外束加固后對底板的消壓作用因箱梁的剪力滯效應，預壓應力分布極不均勻，施力處大，遠離處小，受力較不合理。方案二中分布式預應力碳纖維板加固的梁段，由于碳纖維板直接布置于箱梁底板，預應力作用下，壓應力通過錨具及黏結力直接作用于底板，無剪力滯效應[2]，分析結果顯示底板壓應力為4.99 MPa，且壓應力沿底板分布均勻，可見分布式預應力碳纖維板加固對底板的消壓作用相對而言是均勻且顯著的。

基于以上分析，并考慮兩種預應力加固方法的施工難度及耐久性[8-10]、經濟性，最終采用分布式預應力碳纖維板加固方案作為加固設計方案。

3.4 加固后橋梁整體效果分析

對加固后的橋梁進行模擬分析計算，計算結果（如圖8、圖9）顯示經分布式預應力碳纖維板加固后橋梁抗彎承載力及正截面抗裂能力均有大幅提高。表明該橋采用分布式預應力碳纖維板加固方案可以達到預期加固效果。

圖8 加固前后結構抗力對比（單位：kN·m）

圖9 加固前后結構短期作用抗裂對比（單位：MPa）

4 結語

通過對南京市三汊河大橋的加固設計的對比研究，可以得出：對于低高度寬體箱梁橋結構因抗彎承載力不足或裂縫寬度較大等病害，采用分布式預應力碳纖維板加固是一種較體外預應力筋加固更合理可行的方法，在技術經濟可行條件下應優先采用。