預應力混凝土T型剛構拼寬加固技術研究

王技

摘要：為了解決預應力混凝土T型剛構橋因懸臂端撓度較大，影響行車的舒適性及安全性的問題，以青銀高速某特大橋為例進行拼寬加固技術研究，將新舊主橋懸臂板拼接，腹板間錨固焊接鋼隔板，并對拉螺紋鋼筋，完成原縱向拼接縫的整體剛接。仿真計算分析及荷載試驗結果表明，該橋實現了新舊橋梁結構協同受力，證明該方法可行。

關鍵詞：T型剛構橋；拼寬；鋼隔板；加固設計

中圖分類號：U445.7+2文獻標志碼：B

Research on Widening and Reinforcement Technology for Prestressed Concrete Tshaped Rigidframe Bridge

WANG Ji

（CCCC First Highway Consultants Co.， Ltd.， Xian 710075， Shaanxi， China）

Abstract： In order to solve the problem that the prestressed concrete Tshaped rigidframe bridge is affected by the deflection of cantilever end， which compromises the comfort and safety of the drivers， a grand bridge of QingdaoYinchuan expressway was taken as an example to study the widening and reinforcement technology. The cantilevers on new and existent bridges were spliced； the steel plate was welded between the webs； the steel bars were connected， and the original longitudinal joints were rigidly coupled. The results of simulation and analysis and load tests show that the new bridge can realize the cooperative force of the old and new bridge structures， which proves the feasibility of the method.

Key words： Tshaped rigidframe bridge； widening； steel plate； reinforcement design

0引言

隨著中國交通路網的快速發展，過去修建的公路等級與現實的運營需求已逐漸不相適應。因此，近年來公路改擴建項目越來越多，旨在通過道路的拓寬和擴建，以提高公路服務能力和水平[15]。然而，對于大跨徑預應力混凝土結構橋梁來說，擴建時往往存在新舊橋梁混凝土收縮和徐變不一致、基礎沉降不均等問題，從而造成新舊結構不能立即進行拼接，需要采取設置接縫的方式。但是，這種方法又會使新舊橋運營過程中產生過大的撓度差，嚴重影響行車的舒適性及安全性[611]。

基于以上背景，本文以預應力混凝土T型剛構橋工程實例為研究對象，通過新舊主橋懸臂板拼接、腹板間錨固焊接鋼隔板及對拉螺紋鋼筋完成原縱向拼接縫的整體拼接，采取仿真計算分析驗證該拼寬加固方式的相關數據。經試驗驗證，該方法可實現新舊橋梁結構協同受力，為同類型橋梁拼接加固設計提供參考。

1工程概況

本文研究對象為青銀高速上的1座特大橋梁，主橋為預應力混凝土T型剛構，跨徑組成為60 m+5×90 m+60 m，掛孔為30 m預應力混凝土簡支T梁。由于該橋所在公路由一級改為高速，舊橋相應需拓寬改建，即在原橋上、下游兩側各建設單箱單室同跨徑、同結構體系的新橋，并對原橋橋面鋪裝及伸縮縫等進行改造。拼寬后新舊主橋之間預留2 cm寬的變形縫，橋面設縱向變形縫構造。大橋分左右幅，各單幅橋面寬為1725 m。典型橋跨立面布置如圖1所示，橫斷面布置如圖2所示。

2主要病害及原因分析

大橋左右幅變形縫均出現嚴重病害，主要表現為：變形縫凹凸不平，高差較大；錨固區混凝土出現裂縫、剝落及大面積破損現象，錨固構件松動、損壞；型鋼脫落、破損、失效；橡膠條老化、剝離、脫落，內部垃圾堵塞。變形縫病害如圖3、4所示。

通過搜集資料，結合大橋病害特征，分析病害成因。大橋于2002年進行拓寬設計，當時考慮新建橋梁與原有舊橋間存在豎向變形差異，故采取懸臂相互分離方案，并在兩者之間設置預留縫。但由于縱向伸縮縫與橫向伸縮縫相交，整幅橋從結構上實際被分為4個部分，重車從內側行車道通過時，內側橋梁懸臂端下撓，外側橋沒有相應的變位，使新橋與舊橋產生過大的撓度差，影響行車的舒適性及安全性。橋面撓度差較大處為邊跨牛腿與掛梁連接位置，易發生主梁間錯位和不協調變形，長期作用下造成橋面變形縫及伸縮裝置損壞。

另外，新舊橋混凝土收縮徐變不同步造成新舊橋存在沉降差。橋梁在空載時存在高差，差值在縱向拼接后逐年增大，在新橋沉降和收縮徐變完成后逐步穩定[1220]。

通過以上分析可知，大橋在建設期間未采取新舊橋梁結構拼接是因為不具備拼接條件；而現階段新舊主橋沉降和變形都已經穩定，具有實現結構拼接成功的條件和基礎。

3拼接前撓度差計算

新舊橋按車道數最不利布置，即舊橋偏載布置2.5個車道，新橋偏載布置1.5個車道，在單側懸臂反對稱布載（汽車活載）工況下，牛腿處的最大撓度差為42 mm，大于試驗值（35.3 mm）。新橋偏載工況下結構變位如圖5所示。endprint

4拼寬加固設計

本橋舊橋與拓寬新橋在車輛通過時懸臂端橋面撓度差較大，影響行車的舒適性和安全性。在2003年大橋拓寬時，采用設置縱向變形縫形式拼接，結構相互分離，未對新舊橋實施結構連接，而僅做構造即接縫的連接，主要考慮新橋和舊橋之間沉降差以及收縮徐變差會影響新舊橋整體和接縫局部受力。目前新橋已建成11年，沉降以及收縮徐變基本完成，從結構受力特性上分析，大橋目前具備實施拼接的條件。因此本次加固設計的重點是連接舊橋與新橋，使新舊橋協調變形，改善結構受力，保證橋面平順和行車安全[3]。

4.1主橋懸臂板拼接

由于新橋、舊橋的懸臂間存在剛度差異，因此設計時通過“補弱”方式實現新舊橋翼緣剛度匹配。施工時舊橋懸臂根部加高至50 cm，倒角同新橋懸臂板。鑿除新橋翼緣板懸臂端部分混凝土，使懸臂端部厚度為30 cm。通過兩翼緣鋼筋連接后的整體澆注實現連接。具體設計內容如下。

分別切割或鑿除新舊主橋兩相鄰懸臂板翼緣部分的混凝土，切割舊橋頂板懸臂翼緣50 cm范圍，再沿切斷線繼續向懸臂板根部方向人工鑿除30 cm，鑿除過程中保留懸臂板內原有鋼筋，不要傷及橫向主筋，以備懸臂板拼接時使用。原舊橋懸臂板根部高度為25 cm，設計通過豎向、縱向植筋并澆注混凝土使懸臂板根部加高至55 cm，同時使懸臂板下緣由根部到端部的倒角為70 cm×25 cm。人工鑿除新橋懸臂板翼緣至28 cm，端部高度至30 cm，懸臂板下緣同樣倒角為70 cm×25 cm，新舊橋兩懸臂端部等高段為30 cm，長55.5 cm。保留新舊橋懸臂板內原有鋼筋，并增設橫向鋼筋與橋懸臂板預留鋼筋焊接。如既有鋼筋不足，則需要在新舊橋懸臂板上植筋。最后整體澆注C50補償收縮混凝土，使新舊主橋懸臂板形成連接。新舊主橋懸臂板拼接如圖6所示。

4.2牛腿部位連接隔板拼接

在T構懸臂端牛腿處，舊橋原設計為實心斷面，現設計采取在主橋牛腿部位利用連接隔板實施拼接。新增隔板為2道間距為40 cm、厚度為2 cm的Q345鋼板，2道隔板中心距牛腿“L型”突變段的距離為55 cm。新舊主橋牛腿隔板拼接如圖7所示。

4.3其他部位連接隔板拼接

在牛腿至墩頂根部區段范圍內共增設3道連接隔板實施拼接，隔板間縱向間距分別為88、78 m，新增隔板是2道間距為25 cm、厚度為1 cm的Q345鋼板。在新舊橋箱室內對應的新增鋼橫隔板位置增設鋼筋混凝土加強隔板，加強隔板設計為空心斷面，構造型式為頂、底、腹板環形設置，加強隔板高度為40 cm，厚度為25 cm。在頂、腹板與底、腹板交接處采用倒角過渡，通過種植鋼筋與構造鋼筋連接，使新老混凝土形成整體。同時在每道新增隔板下底面位置，橫向對拉2根Φ32 mm精軋螺紋鋼筋，分別錨固于新舊橋內側邊腹板上。新舊主橋其他部位連接隔板拼接如圖8所示。

5拼接加固后計算分析

為了分析新橋、舊橋拼接時新澆注的混凝土對原結構和新澆部分混凝土局部應力的影響，對拼接加固后的結構受力進行計算分析。計算按照以下2個階段予以考慮。

第1階段：新澆注的拼接段混凝土未達到強度標準值，新舊橋按原構件截面計算，荷載加固時應考慮包括原結構自重在內的恒載及施工荷載。該階段僅分析新澆混凝土作為新增恒載對原結構局部應力的影響。

第2階段：新澆注的拼接段混凝土達到強度標準值，構件按拼接后整體截面考慮，荷載考慮結構自重及使用階段的可變作用。該階段分析在最不利工況下拼接段新澆混凝土與原結構混凝土的局部應力情況。

5.1第1階段計算

建立新舊橋拼接段混凝土實體模型，賦予理論容重值，但不賦予剛度，新舊橋新增橫向應力計算結果如圖9所示。

原結構新增橫向拉應力最大值為0.22 MPa，發生在新橋T構墩頂頂板區域；原結構新增橫向壓應力最大值為0.21 MPa，發生在新橋T構墩頂頂板下翼緣局部區域。

5.2第2階段計算

考慮新增隔板后澆混凝土結構自重以及使用階段的可變作用，按拼接后全橋四車道加載，選擇汽車荷載偏載布置在最不利工況下，對T構箱梁橫向拼接后提取結構局部應力進行分析，應力分布如圖10～12所示。經計算：懸臂板拼接部位最大主拉應力為1.96 MPa，發生在距墩頂中心線10 m區域范圍內的頂板位置；原結構混凝土最大主拉應力為2.96 MPa，發生在牛腿處新增隔板靠近下緣區域。

5.3新增隔板計算分析

本文對主橋拼接的設計采用新舊主橋每個T構之間新增設橫隔鋼板進行連接，在考慮反對稱加載（汽車活載）工況下，新舊結構具有最大的變形差值。因此，在計算橫隔鋼板局部應力時，主要指標包括每道新增橫隔鋼板橫橋向最大正應力及最大剪應力，采用逐道橫隔鋼板增設并組合的方式提取計算結果，確定隔板的增設數量及隔板尺寸。

經計算，隔板最大剪應力發生在牛腿新增隔板處，最大剪應力值為67 MPa，隔板橫橋向最大拉應力發生在牛腿新增隔板處，最大拉應力值為186 MPa。新增隔板通過

Ф16 mm錨固螺栓錨固在新舊橋箱梁外側腹板上，最大作用荷載為20.8 kN，小于其承載力標準值60 kN，故錨固螺栓承載能力均滿足要求。

5.4拼接前后應力及撓度對比分析

新舊主橋T構橫向拼接，對應力或撓度曲線對比進行分析。

（1）拼接后新舊橋撓度分布曲線較拼接前平順、圓滑，曲線形狀由Z形過渡為斜向直線。拼接前新舊橋撓度在接縫處存在突變，拼接后新舊橋的突變基本消失。

（2）除墩頂斷面應力外，拼接后新舊橋應力分布曲線較拼接前均有較大變化。其中L/2斷面拼接前后應力峰值由317 MPa降低至143 MPa。新舊橋拼接部位兩側腹板最大主拉應力發生在懸臂板根部，拼接前后應力峰值由2.42 MPa降低至1.44 MPa。endprint

6結語

經試驗檢測，大橋主橋拼接加固施工各項指標均滿足規范要求。本次設計遵從結構安全、耐久適用、經濟合理的原則。

（1）新舊橋梁在混凝土收縮、徐變及基礎沉降基本完成的前提下，完成原縱向拼接縫的整體剛接，改善新舊橋梁協同變形與整體受力，提高行車舒適性與安全性。

（2）新舊橋梁腹板間對拉螺紋鋼筋并錨固焊接鋼隔板，以提高新舊橋梁橫向傳力與分擔橋面荷載的能力。

（3）箱內澆筑混凝土隔板，以增加箱梁橫向剛度與穩定性。本文針對預應力混凝土T型剛構橋的拼寬加固提出了切實可行的加固設計措施，供業內人士參考。

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[責任編輯：高甜]endprint