體外預應力加固橋梁轉向塊受力特性及混凝土配制

劉占浦,杜小龍

（1.贛州市公路發展中心信豐分中心,江西 信豐 341600; 2.贛州市公路發展中心安遠分中心,江西 安遠 342100）

0 引言

結合類似工程經驗，轉向塊受力復雜，應力集中，設計難度大，如果設計不合理，定位不準確，必定引發體外索局部摩擦損失增大及轉向塊混凝土開裂。對于施工空間狹小的箱室環境，混凝土澆筑及振搗難度大，對轉向塊混凝土填充性、流動性和密實性的要求也較高。基于此，該文對體外預應力加固橋梁轉向塊受力性能及混凝土配合比展開研究，以期為工程實踐提供借鑒參考。

1 工程概況

某跨河公路橋梁主橋長190 m，上部采用跨徑（55+80+55）m的預應力鋼筋混凝土變截面單箱單室連續箱梁結構（見圖1）。主跨跨中、邊跨現澆梁段梁高及墩頂箱梁梁高分別為2.0 m、2.0 m和4.5 m。該橋梁始建于2008年，在2021年展開的定期檢測中發現，腹板斜向裂縫、頂板縱向裂縫、主跨下撓等病害較為嚴重；隨后進行的靜力荷載試驗結果也顯示，該橋梁撓度校驗系數達不到《公路橋梁荷載試驗規程》（JTG/T J21—01—2015）的規定，上部結構豎向抗彎剛度降幅明顯。為盡快恢復橋梁工作狀態和結構安全，擬實施體外預應力加固。

圖1 主橋結構（單位：m）

2 轉向塊受力特性分析

2.1 轉向裝置構造

總結體外預應力加固橋梁轉向裝置設計經驗，其在設計時必須考慮以下構造要求：①在靠近腹板處布置體外預應力筋管道，以減小腹板和底板處偏心彎矩；管道與側邊緣、頂板及底板的凈距分別為8 cm和4 cm；管道間凈距應超出管徑。受壓型轉向裝置受力筋應單層設置；而受拉型轉向裝置受力筋可單層或雙層設置，內外層箍筋端部均應與錨栓牢固焊接并形成閉口。所使用的受力箍筋直徑應為12～16 mm，并按10～15 cm的縱向間距布置。②雙層箍筋布設時，所有體外預應力筋管道均應被內層箍筋裹覆，箍筋和管道的凈距至少達到2.5 cm；為使外層箍筋保護層能完全包裹內層箍筋，其保護層厚度必須達到4～6 cm，且內層和外層箍筋豎直向間距應在5 cm以上。③綜合考慮體外預應力筋管道外徑、布置情況、保護層等后確定轉向裝置橫向設計尺寸；而縱向設計尺寸確定時必須考慮導管曲率半徑、保護層和箍筋等方面。

2.2 轉向裝置受力分析

該橋梁連續箱梁施工空間受限，跨中箱內凈高1.45 m，轉向塊為不規則五邊形（見圖2），按照設計要求，配筋間距最小為10 cm，使用普通混凝土存在較大的澆筑難度。為此，設計及施工方決定采用流動性、填充性強，自密性好的自密實混凝土。考慮到轉向塊受力的復雜性，如果設計不當，必然加重體外索局部硬化及摩阻損失。該文采用MIDAS FEA3.6土木結構仿真分析軟件展開跨中轉向塊以及1/4跨轉向塊受力情況模擬，體外索豎向分力疊加在轉向孔處。轉向塊主拉應力最大值見圖3。根據圖中情況，轉向孔附近混凝土承受較大且復雜的拉應力，其整體豎向拉應力取值在1.67～2.48 MPa之間；而1/4跨轉向塊主拉應力最大值為2.46 MPa，均未超出轉向塊混凝土標準抗拉強度。張拉體外預應力束的過程中，轉向塊整體豎向壓應力值位于0.10～0.35 MPa范圍內，取值較小。

圖2 跨中轉向塊結構（單位：cm）

圖3 轉向塊主拉應力最大值（單位：MPa）

對轉向孔間混凝土配筋進行了加密布置。因施工空間受限，配筋間距下，轉向塊受力復雜，為保證混凝土澆筑的密實性，避免受力后出現開裂，對自密實混凝土性能和強度要求較高。原箱梁混凝土設計強度C50，調整后轉向塊及錨固塊混凝土強度提高為C55，且拌和物塌落度增大至（650±50）mm。

2.3 轉向塊受力性能影響因素

體外預應力加固橋梁轉向塊受力性能主要與轉向力橫縱向作用位置、斜腹板傾角、轉向構造形式等有關。

2.3.1 轉向力橫縱向作用位置

該加固橋梁橫橋向布置數根預應力索，轉向構造布置多束體外預應力，為展開原結構及轉向構造受力變化規律分析，以該橋梁橫橋向三根預應力索通過的轉向塊為對象，依次進行預應力索穿過三個孔道過程的模擬。根據圣維南局部效應原理[1]，選取8 m長的主梁段，以縱向兩側截面為約束；采用15Φs15.2預應力鋼絞線，張拉力取2 132.98 kN，張拉系數為0.56，轉向塊設計厚度為80 cm；預應力筋縱橋向夾角及與轉向塊夾角分別為3.506°和 1.899°。

根據對三個孔道施加預應力時轉向塊和箱梁交界面三向應力的計算結果，隨著預應力和腹板距離的增大，轉向塊和箱梁內腹板交界處橫縱橋向、豎向壓應力遞增；箱梁外腹板縱橋向、豎向應力也遞增，但橫向應力先增后降；轉向塊和箱梁底板交界處橫縱橋向、豎向應力均遞增；箱梁底板及轉向塊頂面應力變化均不大。由此可見，為控制三向應力變化及轉向塊對原結構的不利影響，必須在體外預應力加固過程中使其盡可能靠近大剛度腹板。

該橋梁體外預應力加固時，預應力主要從豎向穿過轉向構造，為研究豎向變化的轉向力對橋梁結構受力的影響，將預應力豎向分力設定為300 kN，其與底板的距離在50～170 cm之間取值，模擬結果見表1。由表可知，當轉向力沿著轉向塊豎向移動時，原結構橫縱橋向頂底板應力增幅較小，但底板應力增幅大。表明設置轉向塊后和原結構腹板、底板剛度具有較大的相關性，必須在設計和施工過程中局部增強相應區域，促進其抗拉性能的提升。

表1 豎向作用位置變化后轉向力對結構的影響

2.3.2 斜腹板傾角

針對箱梁截面有限元模型，在其箱梁腹板及頂板寬度、厚度既定的情況下，腹板斜率位于1/6～1/4范圍內，向轉向孔分別施加500 kN的鋼束豎向轉向力后，對各孔受力情況展開模擬分析[2]。結果顯示，當斜腹板斜率持續增大，轉向管道下部豎向拉應力呈增大趨勢，且越臨近腹板的轉向管道，拉應力值越大。在轉向管道既定時，隨著斜腹板斜率的增加，管道單元與大剛度腹板距離也越大，拉應力也隨之增大。所以在加固斜腹板箱梁時，必須使內側轉向管道靠近腹板，以控制豎向拉應力。

2.3.3 轉向構造形式

通過對各轉向管道豎剖面應力變化規律的分析，在轉向塊頂部厚度既定時，隨著底板寬度的增大，各管道上下壓應力和拉應力均降低，這種構造形式立模施工流程比等厚轉向塊復雜，但應力明顯改善，故該橋梁體外預應力加固推薦使用上窄下寬的轉向構造形式[3]。

3 轉向塊混凝土配置及性能

3.1 混凝土配置

該體外預應力加固橋梁轉向塊自密實混凝土所用原材料包括表觀密度3.2 g/cm3的P.O42.5普通硅酸鹽水泥；工程所在地電力廠Ⅱ級粉煤灰；細度模數2.98、表觀密度2.649 g/cm3、含泥量 0.84% 的河砂；表觀密度 2.697 g/cm3、粒徑 10～16 mm 和 5～10 mm 的碎石料按 25:75 的摻配比搭配使用；密度在±0.01 g/mL以內的聚羧酸高效減水劑。

按照《自密實混凝土應用技術規程》（JGJT 283—2012）的規定展開自密實混凝土配合比設計。具體而言，依據外界環境、澆筑條件、混凝土性能、設計強度，通過試拌試驗確定出5種不同的配合比，具體見表2。

表2 自密實混凝土配合比

3.2 混凝土工作性能

自密實混凝土工作性能主要指其抗離析性、間隙通過性和填充性，結合橋梁特點，轉向塊、錨固塊均為不規則形狀，鋼筋布設較為密集，故以拌和物填充性為自密實混凝土工作性能評價的主控指標，以抗離析性和間隙通過性為選擇指標[4]。采用塌落擴展度和擴展時間T500測試混凝土填充性，通過J環擴展度和塌落擴展度差值測試間隙通過性，通過V型漏斗試驗檢測抗離析性。經檢測，該體外預應力加固橋梁轉向塊自密實混凝土拌和物工作性能見表3。根據表中試驗結果，配合比5混合料V型漏斗時間超出了25 s，不符合要求；其余四組配合比合理，工作性能均滿足規范，自密實性、均質性等均較好，且未出現碎石沉積、粉煤灰上浮等離析表現。

表3 自密實混凝土拌和物工作性能

3.3 硬化混凝土性能

針對工作性能滿足要求的四組配合比拌和物制備長× 寬 × 高為 150 mm×150 mm×150 mm 的混凝土試件，并按試驗規程養護28 d后，使用GJ-3型萬能壓力機展開抗壓強度檢測。結果見表4。根據試驗結果，四組拌和物試件的7 d抗壓強度均在50 MPa以上；其中，配合比1試件的28 d抗壓強度＜C55混凝土標準抗壓強度的1.15倍，故該組試件強度達不到規范；其余三組試件28 d抗壓強度均在64.3 MPa以上，符合規范。綜合考慮后，該體外預應力加固橋梁轉向塊C55自密實混凝土制備采用配合比3。

表4 自密實混凝土抗壓強度試驗結果

該橋梁轉向塊和錨固塊鋼筋布設較為密集，完成自密實混凝土澆筑后，拆除重新澆筑的難度非常大，故必須一次澆筑成功。在橋梁加固現場進行了首件自密實混凝土試澆筑，養護后前期強度增長快速，完全滿足橋梁運行期間加固維修方面的要求。拆模后，混凝土表面也較為密實平整，無空洞、氣泡。

4 結論

綜合以上分析，對于體外預應力加固橋梁體系而言，轉向塊結構受力復雜，在張拉體外預應力束的過程中轉向塊整體豎向拉應力最大值出現在臨近腹板側轉向器周圍，且轉向孔間混凝土承受較大且復雜的拉應力，必須適當增強配筋；轉向塊應采用上窄下寬的構造形狀。按照以上思路，在采用C55強度等級的自密實混凝土后，該橋梁跨中箱內澆筑情況良好，整個澆筑過程無需外力振搗，澆筑后強度提升較快，28 d抗壓強度達到66.4 MPa，取得了較為理想的加固效果。