考虑应力-挠度耦合效应的连续刚构体外束合理加固时机研究*

刘陆平 单巍巍 骆佐龙

(1.济南市市政工程设计研究院(集团)有限责任公司合肥设计院 合肥 230001;2.安徽省交通规划设计研究总院股份有限公司 合肥 230093; 3.山西大学电力与建筑学院 太原 030031)

目前,国内外预应力混凝土连续刚构在运营过程中普遍出现了不同程度的开裂、下挠等病害[1-2]。体外束加固作为一种主动加固技术,在增加结构自重较小的情况下能够从根本上恢复或提高结构承载能力,抑制结构下挠与裂缝发展,且施工工艺简单,对桥下净空影响较小,因此广泛应用于连续刚构病害处置与维修加固过程中[3-4]。

国内外众多学者针对体外束加固连续刚构计算理论、设计方法,以及施工工艺均开展了比较系统的研究,并且取得了一些有价值的结论[5-7],部分研究成果已纳入国家、行业规范。对于体外束加固连续刚构而言,存在一个合理加固时机的选择问题,即当连续刚构开裂、下挠发展到何种程度时进行体外束加固,加固时机过早或过晚,均不利于发挥体外束良好的加固作用。对于上述问题,有学者从结构承载能力、刚度、裂缝宽度的角度,提出了连续刚构体外束加固合理时机,但结论较为笼统,未对体外束合理加固时机进行进一步量化分析[8]。同时通过对既有连续刚构体外束加固实践调研发现,加固时机的确定尚无统一参考目标,有以挠度为参考,有以应力为参考,还有两者兼而有之,加固参考目标尚无定论,导致加固时机选择难度加大。

文中以一座体外束加固三跨连续刚构为依托工程,拟进行体外束合理加固时机的研究。通过参数敏感性分析,明确连续刚构体外束加固过程中的主要控制参数及其取值范围;基于最大主拉应力-挠度耦合分析,提出该三跨连续刚构外束合理加固时机。

1 依托工程简介

该桥梁位于渭南市澄城县S202清渭线上,是一座跨越渭北地区黄土塬V形冲沟的特大桥,桥梁全长428.6 m,桥面总宽12 m。主桥为67 m+120 m+67 m预应力混凝土连续刚构,1996年12月建成通车。设计荷载为汽车-20级,挂车-100,人群3.5 kN/m2。

桥梁定期检查结果表明,主桥箱梁腹板存在较多斜向裂缝,裂缝间距20～30 cm;中跨跨中存在下挠程度较大,顶、底板纵向裂缝较多等病害,主桥技术状况为4类。

由于主桥中跨存在较大程度的下挠,且箱梁腹板存在大量斜向裂缝,裂缝宽度较宽,一定程度上削弱了主梁刚度,导致桥梁运营状况恶化,影响结构安全性能与正常使用性能。该桥加固设计采用在主桥张拉纵向体外束,使主跨跨中有一定的向上位移,抑制主梁下挠,同时抵消加固带来的自重增加等不利影响,并适当改善主梁应力状态,提高承载能力。

2 病害参数敏感性分析

2.1 原结构有限元模型验证

通过调研国内外连续刚构开裂、下挠病害,并对病害形成原因、机理进行分析,可以得出:引起连续刚构开裂、下挠的主要原因有体内预应力损失、截面损伤引起的刚度折减、混凝土徐变收缩、混凝土超方、活载增大效应,以及墩顶相对位移。因此,以下主要考虑上述6个因素,采用有限元数值模拟进行病害参数敏感性分析,有限元模型示意见图1。为验证上述有限元模型的准确性,首先对依托工程进行设计验算,其作用效应计算结果见图2、图3,承载能力极限状态、正常使用极限状态验算结果见图4～图7。

图1 有限元模型示意

图2 自重作用下结构弯矩示意

图4 持久状况正截面抗弯验算包络

图5 持久状况斜截面抗剪验算包络

图6 使用阶段正截面抗裂验算包络

图7 使用阶段斜截面抗裂验算包络

2.2 病害参数敏感性分析

利用上述经验证过的有限元模型进行病害参数敏感性分析,以体内预应力损失为例,分别考虑2%,5%,10%,20%,30%的体内预应力损失,计算上述工况下结构的最大主拉应力与挠度,结果见表1。

表1 体内预应力损失影响分析结果

由表1可知,依托工程最大主拉应力、最大挠度均随着体内预应力损失的增加而增大,当体内预应力损失不超过10%时,二者增长趋势相对平缓;超过10%后,增长趋势明显加速,整体上近似呈线性增长,直至结构开裂。因此,体内预应力损失对结构开裂、下挠影响较大。

按照同样的方法分析刚度折减、混凝土徐变收缩、混凝土超方、活载增大效应、墩顶相对位移5个参数对结构最大主拉应力、挠度的影响,限于篇幅,计算过程从略。

为综合考虑各因素对最大主拉应力、挠度的影响,明确主要控制参数,需对各个参数发生的概率及发生时对结构的影响程度进行量化分析。参数敏感性量化分析思路为:首先对各个参数发生的概率进行量化分析,以出现极端事件概率最小的参数为基本系数,分别确定其他参数的相对概率系数[9];以各参数引起的结构最大主拉应力(挠度)最小变化数值为基本系数,分别确定其他参数的相对变化系数,最后以各参数的相对概率系数与相对变化系数的乘积作为参数敏感性量化分析结果,以敏感性系数表示。参考文献[9],各参数相对概率系数取值见表2。

表2 各参数发生的相对概率系数

按照上述分析思路和计算流程,可以得到各计算参数对跨中挠度的影响。上述6个计算参数作用范围、引起的跨中最大挠度变化值及挠度相对变化系数见表3。

表3 计算参数对挠度的影响及相对变化系数

将相对概率系数与相对变化系数的乘积作为敏感性评价结果,以敏感性系数表示。敏感性系数反映了结构挠度对计算参数变化的敏感程度,敏感性系数越大,表明结构挠度对该参数的变化越敏感[10-11]。参数敏感性综合评价结果见表4。

表4 参数敏感性综合评价结果

由表4可知,对连续刚构下挠较敏感的参数首先为活载放大效应、体内预应力损失、混凝土收缩徐变,其次为截面刚度损伤,而混凝土超方、墩顶相对位移由于在施工过程中存在的质量监控环节,其发生概率相对较小,因此对连续刚构下挠影响较小。以下将体内预应力损失作为主要控制参数进行后续研究。

3 体外束合理加固时机

合理加固时机的确定应以结构最大主拉应力、最大挠度为主要参考目标。对于加固时结构最大主拉应力、挠度的阈值问题,应从加固前、后结构主拉应力、挠度变化的幅度、加固后结构主拉应力、挠度增长趋势等角度综合考虑。

3.1 最大主拉应力分析

在初始挠度分别为100,150,200,400 mm的条件下,分别考虑0,2%,5%,10%,20%,30%的体内预应力损失,计算各工况加固前、后主梁最大主拉应力。加固后(初始挠度400 mm,体内预应力损失20%)最大主拉应力计算结果见图8。

图8 加固后最大主拉应力云图

计算其余工况下加固前、后主梁最大主拉应力,结果见图9。

图9 不同工况下加固前、后最大主拉应力变化曲线

由图9可知,当结构初始挠度在150 mm左右时,该阶段采用体外预应力加固后,主拉应力随即显著降低,加固后的应力曲线斜率与未加固相比有所降低,体外束加固效果较好;当结构初始挠度在250～400 mm时,该阶段采用体外束加固虽能够降低结构最大主拉应力,但仅能保证结构在体内预应力损失较小时的安全,加固后的最大主拉应力曲线斜率与未加固相比较为接近,体外束加固效果不足以充分发挥。

3.2 挠度分析

在初始挠度分别为100,150,200,400 mm的条件下,分别考虑0,2%,5%,10%,20%,30%的体内预应力损失,计算在上述各工况下加固前后主梁挠度,结果见图10。由图10可知,当结构初始挠度在150 mm左右时,采用体外束加固后,结构挠度明显降低,且随着后期体内预应力损失的增加,加固前后的挠度差值呈缓慢增长的趋势,加固效果较好;当结构初始挠度在250～400 mm时,该阶段采用体外预应力加固后的结构挠度明显降低,且随着后期体内预应力损失的增加,加固前、后的挠度差值基本不变,加固效果较不明显,且该阶段由于结构挠度过大,体外束加固不足以保证结构安全。

图10 不同工况下加固前后最大挠度变化曲线

3.3 依托工程合理加固时机的确定

据相关研究表明[12-13],连续刚构应力、挠度之间存在一定的耦合关系。利用3.1、3.2结果数据,可以得到体外束加固前后结构最大主拉应力与最大挠度耦合关系散点图,见图11。

图11 加固前、后最大主拉应力与挠度耦合关系

由图11可知,在体内预应力损失一定的条件下,最大主拉应力与最大挠度之间近似呈正相关,且最大挠度增幅大于最大主拉应力增幅。以最大主拉应力为1.2 MPa(依托工程抗裂应力限值)作为界限,可得出合理加固时机为结构最大挠度为77 mm。

综上,以结构最大挠度为体外束加固参考目标,借助长安大学研发的针对预应力混凝土桥梁预应力钢束有效预应力值实时获取专项设备——预应力索张力测试仪,从偏安全的角度可得出依托工程体外束合理加固时机为:结构最大挠度为77 mm,且体内预应力损失小于10%。

4 结论

1) 体内预应力损失为依托工程开裂、下挠主要控制参数,当其损失在10%以内,结构最大主拉应力、挠度增量变化较大,加固后最大主拉应力、挠度变化趋于平缓。

2) 结构挠度在工程实践中易于获取,而主拉应力数值在量测过程中的误差较大,同时考虑挠度对于结构各项损伤均具有代表性。因此,连续刚构体外束合理加固预期目标定义为结构挠度。

3) 基于应力-挠度耦合分析,以最大主拉应力1.2 MPa作为控制指标,依托工程体外束合理加固时机为跨中挠度77 mm,且体内预应力损失小于10%。