预应力混凝土连续箱梁弯桥斜向裂缝病害成因分析及加固方案研究

李永波

(辽宁省交通规划设计院有限责任公司 沈阳市 110166)

1 工程概况

某立交匝道桥，建成于 2008年。该桥共三联，跨径布置为(20+3×21+20)m+5×25.5m+5×20m；桥梁全长为 336.5m；该桥为曲线桥, 其中，第二联平面位于R=90m的圆曲线，第一联、第三联位于缓和曲线。该桥桥面净宽为 7.5m，两侧均设置宽度为0.50m 的混凝土护栏；桥面铺装采用沥青混凝土；设4道型钢伸缩缝，分别位于0号台顶、15号台顶和5号墩顶、10号墩顶。 每联2个中墩均为墩梁固结(第一联的2号墩、3号墩，第二联的7号墩、8号墩，第三联的12号墩、13号墩)，边墩、台设双支座，次边墩设单支座，支座均采用盆式橡胶支座。上部结构均为等截面现浇连续箱梁，第一联、第三联箱梁为钢筋混凝土结构，采用满堂支架现浇施工；第二联箱梁为预应力混凝土结构，采用支架逐孔现浇施工；箱梁两侧腹板等高度，桥面横坡由箱梁整体旋转形成，最大桥面横坡7%。下部结构：桥台采用肋板台、扩大基础；桥墩：第5号墩、10号墩为双柱式方形墩，其余均为圆形独柱墩，7号墩采用桩基础，其余墩均采用扩大基础。该桥上部结构未设置预偏心。

2013年，该桥第二联箱梁边跨底板及腹板出现一些斜向裂缝，第一联、第三联箱梁底板出现多条横向裂缝，两侧腹板出现多条竖向裂缝，且经计算，该桥支座承载力不满足要求，基于上述病害和问题，对该桥进行了加固和维修，具体方案如下：

(1)墩柱改造：连续墩(第一联1号墩、4号墩，第二联6号墩、9号墩，第三联11号墩、14号墩)墩顶通过外包混凝土形成混凝土小盖梁，并增设2个支座，将原来的单支座改造为3支座，增多支撑点。新增支座与原支座间距为1.5m，新增支座在恒载作用下与梁体接触但不受力，在活载作用下发挥作用。3支座支撑系统解决了结构的抗倾覆、支座承载力不足问题，但主梁抗扭不足问题依然存在。其余墩均采用外包混凝土加固，且对墩柱塑性铰区加强箍筋配置，增强墩柱在地震作用下的抗剪能力。

(2)主梁加固：第一、三联钢筋混凝土箱梁底板、腹板纵向粘贴钢板；第二联预应力混凝土箱梁未进行加固。

(3)常规病害维修：对裂缝进行封闭处理。

2 主要病害

2021年，根据业主要求，对该桥第二联进行了专项检测，重点检查了第二联箱梁裂缝。根据现场检测，该桥第二联(第6孔至第10孔)箱梁腹板出现多条斜向、竖向裂缝，底板出现多条斜向裂缝，腹板斜向、竖向裂缝和底板斜向裂缝主要集中在边跨(第6孔和第10孔)。具体如下：

(1)外侧腹板斜向、竖向裂缝

第6孔外侧腹板距5号墩1.9～14.6m范围内，共计13条斜向裂缝，裂缝长度为0.7～1.6m，宽度为0.08～0.35mm，大部分裂缝发展至腹板顶缘，有3条斜向裂缝向底板延伸0.17～0.2m，其中距5号墩10.1m处斜向裂缝长度为1.16m，宽度为0.35mm，深度为110mm(裂缝处腹板设计厚度为40cm)，见图1。距5号墩11.3m、17.3m处各有1条竖向裂缝，裂缝长度分别为0.5m、0.86m，宽度分别为0.1mm、0.15mm，其中1条竖向裂缝向底板延伸0.2m。

图1 第6孔箱梁外侧腹板斜向裂缝展开图

第10孔外侧腹板距10号墩4.2～13m范围内，共计16条斜向裂缝，裂缝长度为0.4～1.3m，宽度为0.08～0.2mm，大部分裂缝发展至腹板顶缘，其中距10号墩9.5m处斜向裂缝长度为1.3m，宽度为0.2mm，深度为75mm(裂缝处腹板设计厚度为40cm)，该条斜向裂缝向底板延伸0.2m。距10号墩13.6m处有1条竖向裂缝，裂缝长度为0.8m，宽度分别为0.1mm，该条竖向裂缝向底板延伸0.4m。

(2)底板斜向裂缝

第6孔底板距5号墩5～21m范围内，共计36条斜向裂缝，裂缝长度为0.5～5.0m，宽度为0.1～0.25mm，局部渗水泛碱，裂缝间距为0.2～0.4m，裂缝走向均为从连续端外侧向简支端内侧发展。

第10孔底板距10号墩0～17m范围内，共计29条斜向裂缝，裂缝长度为0.5～4.5m，宽度为0.1～0.35mm，局部渗水泛碱，裂缝间距为0.1～0.4m，裂缝走向均为从连续端外侧向简支端内侧发展。

图2 第6孔箱梁底板斜向裂缝展开图(单位：mm)

3 计算与分析

3.1 计算模型及荷载

采用空间有限元计算软件进行结构分析与计算，结构计算模型如图3所示，主梁跨中标准横断面示意图见图4。

图3 5×25.5m连续箱梁计算模型(曲线半径R=90m)

图4 主梁跨中标准横断面示意图(单位：mm)

荷载主要包括永久作用和可变作用，具体如下：

(1)永久作用

自重：自重系数为1.04。

二期恒载：桥面铺装(6cm调平层+9cm沥青混凝土)27.5kN/m；护栏16.6 kN/m(双侧)。

(2)可变作用

汽车荷载标准按原桥设计规范《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60—2004)取值，汽车荷载为公路-I级，活载按2车道计算。

制动力、温度等其他作用按《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60—2004)取值。

3.2 简支端支反力及主梁受力现状

恒载作用下支反力见图5、主梁扭矩见图6，预应力次效应产生的主梁扭矩图见图7。

图5 恒载作用下支反力(单位：kN)

图6 恒载作用下主梁扭矩(单位：kN·m)

图7 预应力次效应产生的主梁扭矩(单位：kN·m)

计算结果表明，恒载作用下，该桥第二联简支端曲线内侧支座与外侧支座受力差别过大：5号墩内侧支反力为207.1kN，外侧支反力为2003.4kN；10号墩内侧支反力为394.0kN，外侧支反力为1890.2kN。简支端内、外侧支反力的巨大差异导致边跨承受过大的扭矩，两侧边跨最大扭矩分别为4500.7kN·m、3751.3kN·m。对恒载作用进一步分析可知，产生扭矩的主要因素是预应力次效应(约占74%～87%)，其次是结构自重及二期恒载偏心。

3.3 病害成因分析

根据现场检测和计算分析结果，该桥第二联箱梁边跨腹板、底板产生斜向裂缝的主要原因是设计不合理，导致边跨承受扭矩过大。具体如下：

(1)预应力束布置不合理。由于设计时未考虑弯桥的受力特点，该桥箱梁预应力束布置与直线桥一样，内外侧腹板对称布置。对于弯箱梁截面，预应力对剪心存在力臂而产生扭矩，在对称布筋的情况下，由于腹板束沿梁长大部分位于截面剪心以下，腹板束和底板束产生的径向力引起的偏心弯矩，导致主梁承受过大扭矩。

(2)未设置预偏心。曲线桥截面外缘尺寸大于内缘尺寸，截面重心偏移主梁中心线，而该桥未设置预偏心，恒载偏心产生的扭矩加剧了主梁的负担。

3.4 加固方案

2011年，姜斌等[1]研究表明，预应力筋的不对称布置方式能改善恒载作用下曲线梁桥的扭矩分布，但该桥主梁截面为宽翼缘箱形截面，截面剪心偏上，在外侧腹板增加预应力束，无法减小主梁扭矩。黄龙田等[2]提出对主梁粘贴钢板+焊接钢筋形成闭环套箍的方法，增强主梁抗扭承载能力，但该方法需要对主梁翼缘根部钻孔使钢筋穿过，钻孔施工对主梁可能造成损伤，且加固效果无法通过理论计算进行验证。本项目借鉴黄跃平等[3]提出的方法，通过顶升调整主梁变形和受力，改善恒载作用下主梁的扭矩分布。

对第二联箱梁5号墩和10号墩内侧支座位向上支顶，对比不同顶升高度下简支端支反力及主梁扭矩变化情况，顶升前、后简支端支反力见表1，顶升前、后主梁扭矩见表2。

表1 第二联主梁顶升前、后简支端支反力对比表

表2 第二联主梁顶升前、后主梁扭矩对比表

方案比选：上述计算结果表明，顶升能有效改善支反力和主梁扭矩分布。综合考虑不同顶升高度下主梁扭矩和简支端曲线内、外侧支反力情况，最终选取方案为：5号墩曲线内侧顶升3cm，10号墩曲线内侧顶升2.5cm。顶升后，恒载作用下边跨扭矩减小3387.3kN·m，但中墩支点附近扭矩有所增大，恒载作用下扭矩增加945.3kN·m；简支端曲线内外侧支座在恒载作用下支反力差值明显减小，5号墩曲线内、外侧支反力差值由1796.3kN减小至452.3kN，10号墩曲线内、外侧支反力差值由1496.2kN减小至409.4kN。

4 结论

(1)独柱式曲线桥梁受力复杂，主梁预应力布置方式应根据主梁受力特点采取非对称形式，支座应设置预偏心，使主梁在恒载作用下处在合理的受力状态。

(2)宽翼缘箱梁截面剪心偏上，通过后增加预应力，难以改善主梁扭矩分布。

(3)对既有曲线桥梁，通过顶升的方法，能有效改善支反力和主梁扭矩分布。