某連續箱梁橋裂縫病害成因分析及加固計算

劉昌生

(福建陸海工程勘察設計有限公司，福州 350000)

1 工程背景

某高速上一等截面預應力混凝土連續箱梁橋，左右幅錯孔對稱布置， 左幅為45.8 m+3×50 m+31.6 m， 右幅為31.6 m+3×50 m+45.8 m，單幅橫向布置為0.5 m(護欄)+11.5 m(行車道)+0.5 m(護欄)，橋梁全長235.42 m。 設計荷載：汽車-超20 級、掛-120；1997 年底建成。 總體布置圖見圖1。

（1）挖礦耗能問題。在PoW共識機制中，挖礦僅為簡單的遍歷，浪費了大量的算力。根據加密貨幣信息網站Digiconomist的數據稱：目前投入到比特幣和以太坊挖礦當中的電力可以在所有國家和地區消耗電力中排名第71位，其中比特幣礦機消耗功率為14.54萬兆瓦[14]。這些耗能僅用于交易的確認，造成了巨大的浪費。同時，挖礦造成了顯卡等產品的大量損耗，造成產品單價激增。

作者簡介：林斌，男，福建省南靖縣山城鎮文化技術學校，一級教師，南靖縣山城鎮優秀教師，本科學歷，研究方向：小學數學教育。

上部結構采用等截面預應力混凝土連續箱梁，為單箱單室斜腹板箱型截面，箱梁梁高2.8 m，頂寬12.5 m，底寬4.2 m，斜腹板，翼緣板懸臂長度為3.55 m。中支點往跨中10 m 為厚度漸變段， 其中底板厚度從支點往跨中由48～15 cm 漸變， 腹板厚度從支點往跨中由45～32 cm 漸變，頂板厚度為20 cm。

圖2 箱梁截面(單位：cm)

2 橋梁技術狀況

該橋主要病害為箱外橫向裂縫、 箱內縱向裂縫及箱內斜向裂縫，箱外橫向裂縫分布于梁底1/4 到跨中位置；斜向裂縫分布在梁端兩側腹板位置，其中超限寬裂縫(大于0.15 mm)有87 條，裂縫縫深普遍大于25 mm，最大縫深134 mm；縱向裂縫434 條，分布在兩側腹板位置，其中超限寬裂縫(大于0.15 mm)306 條；兩側腹板頂端存在縱向施工縫，縫寬較大，裂縫順橋向在箱內外對稱分布，箱內縫寬大于箱外縫寬。

(2)JTJ023-85 規范中僅規定了T 形截面連續梁由于日照溫差引起的內力計算，在缺乏實測資料時，可假定溫度差+5℃(橋面板上升5℃)，并在橋面板內均勻分布。對于該條規定，并沒有相應的說明，缺乏對梯度溫度的系統研究，相比JTG D60-2004 規范，明顯考慮不足。 對于連續梁，截面溫差對結構產生此內力，該作用有時甚至超過自重和活載對梁單元的影響。

沖擊系數、梯度溫度導致外部作用增加，預應力損失導致主拉應力安全儲備不足， 是導致斜向裂縫產生主要原因。

3 裂縫病害產生的原因分析

3.1 梁底橫向裂縫

(3)由于本橋施工質量較差，永存預應力可能存在部分損失，預應力損失將導致截面壓應力儲備不足。

針對同步交流發電機旋轉整流器故障[11-12]，擬考慮開路故障模式，即分為3大類：正常工作模式、單管開路故障模式和雙管開路故障模式，具體見表1。

(1)實際沖擊系數較大。 《公路橋涵設計通用規范》JTJ021-89 中，當跨徑≥45 m 的預應力混凝土梁橋時，沖擊系數為0，但依據《公路橋涵設計通用規范》JTG D60-2004 結構基頻計算方法計算得到沖擊系數為0.14，可見無論是舊規范還是新規范，實測沖擊系數(0.28)均大于規范計算值。

計算結果如表1 所示，可以看出，在考慮溫度計算模式及汽車荷載作用修正之后， 箱梁跨中下緣最小正應力及主拉應力均小于規范限值，結構抗彎、抗剪承載能力不滿足要求，該計算結果與本橋梁底橫向裂縫、斜向裂縫大致吻合。

3.2 腹板斜向裂縫及縱向裂縫

荷載試驗結果撓度、應力校驗系數均大于1；結構實測頻率小于理論頻率； 左、 右幅最大沖擊系數分別為0.2817 和0.269，均大于《公路橋涵設計通用規范》的規定值0；因此，左、右幅均不滿足設計活載標準的正常使用要求。

本橋箱梁截面翼緣板懸臂較長， 在汽車偏載的情況下，在腹板上產生較大的彎矩，由于腹板較薄，抗彎剛度較弱，腹板內側產生較大豎向拉應力。腹板內側豎向拉應力、原結構布置的箍筋配筋率較低、箍筋的縱向分布、保護層厚度較厚等因素綜合影響， 導致腹板內側出現縱向裂縫；當靠近支點時，由于該范圍腹板主拉應力較大，腹板內側豎向拉應力與主拉應力耦合作用， 導致斜向裂縫呈小于45°角分布。 對于腹板斜向裂縫及縱向裂縫的原因分析，參考文獻[1]通過建立有限元實體模型進行了詳細闡述。

⑥鄭石橋、劉慶堯:《〈審計法〉涉及的若干基礎性問題的再思考——基于十九大報告的視角》，《南京審計大學學報》2018年第1期。

3.3 結構檢算

本文采用橋梁博士V3.5 程序，按平面桿系進行結構分析。結合以上結構病害及活載沖擊系數、活載影響修正系數、 非線性溫度的同時考慮原橋結構預應力鋼束永久預應力損失。 經試算分析， 當腹板鋼束永久應力損失10%、頂底鋼束永久應力損失5%時，50 m、45.8 m 跨徑跨中截面下緣正應力超出規范上限的范圍與外觀檢測所得的梁底橫向開裂范圍基本一致。

在更新Pareto最優解時，將第g代所得Pareto最優解與第g+1代個體合并，然后通過支配關系篩選出非劣解集X*。若X*集合中個體數少于Np，則將X*作為第g+1代的Pareto最優解集；若X*集合中個體數大于Np，則采用擁擠度距離排序方法篩選出距離排在前Np的個體作為第g+1代的Pareto最優解集。

(4)結構實際剛度較低。根據靜動載試驗可知，無論是撓度校驗系數，還是結構基頻測量，均反應結構的實際剛度小于理論剛度。之所以會出現這種情況，最主要的原因是在箱梁腹板與頂板連接處(梗掖處)存在通長的施工冷縫， 由于腹板與頂板是分階段澆筑砼， 在腹板澆筑完成后，如果時間間隔過久，且交界面未進行鑿毛處理，該位置是很容易產生施工冷縫。根據現場實測，該施工冷縫縫寬最大達4 mm，縫深超過10 cm，有的甚至貫穿腹板厚度。施工冷縫嚴重削弱了頂板與腹板之間力的傳遞，使箱梁介于組合梁與疊合梁之間，結構整體剛度明顯減小。

4 加固方案

圖4 組合Ⅱ截面下緣正應力(單位：MPa)

表1 檢算結果表

該橋病害較為嚴重， 承載能力極限狀態及正常使用狀態均不滿足規范要求，導致縱向裂縫、橫向裂縫、斜向裂縫病害產生，又由于施工冷縫的存在，削弱了橋梁的整體剛度，使橋梁在運營期間存在較大的安全隱患。因此急需采取綜合處治的加固方案。針對本橋存在的問題，本文采用腹板加厚+體內預應力鋼束的組合加固方法進行加固，加固方法詳見參考文獻[1]，該方法是被動加固與主動加固結合，既提高箱梁的抗彎、抗扭剛度，加強箱梁斷面橫向整體性，也能改善結構的應力狀態，提高橋梁抗彎、抗剪承載力， 同時也要保證加固完之后橋梁整體結構均能滿足承載力要求。

5 加固計算

限于篇幅，本文主要介紹縱向計算，橫向計算詳見文獻[1]。 腹板加厚+體內預應力鋼束組合加固是在既有結構的基礎上增大截面，再施加體內預應力，由于本橋病害較嚴重，承載能力較低，加固過程采用在封閉交通的環境下進行，因此，加固計算可以按在完成運營時間內收縮續變階段的基礎上增加腹板加厚及施加體內預應力階段。本文采用橋博軟件進行計算， 腹板加厚部分采用橋博附加截面的方法添加， 腹板加厚部分在形成強度之前其自重有原結構承受，待混凝土強度達到設計要求時，施加體內預應力，腹板加厚部分參與原結構一起受力。

橋梁加固是在既有橋梁的基礎上通過各種方式改變結構的受力狀態，因此，加固設計首先得對既有結構的現狀進行分析判斷，分析判斷的依據主要是原設計資料、竣工資料及歷史檢測維修資料， 但往往由于早期資料管理不善，部分資料缺失，加上現實環境因素復雜，很難對橋梁實際狀態做出準確的判斷， 此時只能根據工程師的經驗及有限的資料進行推測假定。 本文在對既有結構進行檢算時， 部分計算參數根據現場試驗或新規范進行了調整，這些參數的調整是相對有依據的，但是對于預應力的損失，由于依據既有的技術是沒辦法進行檢測，實際永存預應力損失了多少是未知的， 采用假定的方法存在一定的不確定性，有可能由于預應力損失估多了，導致新增預應力過強而出現不利情況，甚至新的病害，因此，在加固計算時應采用包絡法進行計算，即計算上限和下限。

根據上述的計算方法及原則，得到計算結果如表2 所示，根據計算結果可知，采用腹板加厚+體內預應力鋼束的組合加固后，箱梁結構的各項計算指標均滿足規范要求。

表2 加固計算結果表

6 結語

在進行舊橋加固計算時， 一方面要對橋梁的歷史充分調查，了解其設計、施工背景，為分析橋梁病害產生原因提供線索，本橋設計時處于結構優化風盛行時期，橋梁結構的安全儲備幾乎沒有，規范對汽車沖擊、溫度荷載明顯考慮不足，施工不規范、施工質量差也是加劇裂縫產生的主要原因； 另一方面要將病害分布特征與橋梁結構受力形式結合分析， 比如箱梁腹板橫向裂縫與箱梁的橫向受力有關；最后，對于采用預應力法加固時，應采用包絡法計算， 避免因為過度假設， 導致加固造成新的病害產生，如預應力過大，梁體上拱開裂，或者混凝土最大壓應力超限。

該橋加固工程于2018 年9 月底完工通車，通車前荷載試驗結果顯示該橋承載能力滿足要求， 撓度校驗系數均小于1，加固效果達到預期。 根據該橋一年多的監測情況來看， 目前運行良好， 未發現新的病害及異常情況發生，表明本文采用的加固方法及計算方式是基本可行的。