大跨徑預應力混凝土梁橋病害分析

1箱梁梁體裂縫頻繁導致結構剛度下降目前，我國大橫徑鋼筋混凝土梁橋的主要疾病是主、中、左、右擾動過大，箱梁梁體裂縫?？缰邢聯蠒M一步加劇箱梁底板開裂,而箱梁梁體裂縫增多使結構剛度降低,進一步加劇了跨中下撓,這兩者互相影響形成了惡性循環。以下是幾座主跨跨中下撓過大的橋梁實例。(1)跨中撓4年的穩定性黃石大橋為一座5跨預應力混凝土連續剛構橋,跨徑布置為162.5+3×245+162.5m,連續長度達1060m,于1995年建成。該橋通車運營3年后,跨中仍然持續下撓。運營7年后,各跨跨中均有明顯下撓,與成橋時相比,大橋北岸次邊跨2#墩和3#墩之間主梁跨中下撓累計已達30.5cm,中跨3#墩和4#墩之間主梁跨中下撓已達21.2cm,南岸次邊跨4#墩和5#墩之間主梁跨中下撓累計已達22.6cm。(2)混凝土力學性能虎門大橋輔航道橋為一座3跨預應力混凝土連續剛構橋,跨徑布置為150+270+150m,于1997年建成通車,是當時世界上最大跨度預應力混凝土連續剛構橋。連續7年的觀測表明,承臺豎直變位和墩頂角位移很小,但主跨跨中撓度卻因混凝土收縮徐變等原因而逐年增長,而且尚未停止。2003年11月測量數據表明,與成橋時相比,左幅橋跨中累計下撓達22.2cm,右幅橋跨中累計下撓達20.7cm。(3)跨徑跨徑布置三門峽黃河公路大橋主橋為一座6跨預應力混凝土連續剛構橋,跨徑布置為105+4×140+105m,1992年建成通車。2002年6月對該橋的檢查發現,跨中區域下撓最大達到22cm,另外梁體有大量裂縫。(4)跨徑布置設計廣東南海金沙大橋主橋為一座3跨預應力混凝土連續剛構橋,跨徑布置為66+120+66m,于1994年建成通車。2000年底對該橋檢查發現,主跨跨中撓度達22cm,主跨箱梁腹板有大量斜裂縫,最大裂縫寬度1.15mm。(5)英美法系典型橋橋結構科羅·巴島(Koror-Babeldaob)橋是一座跨中帶鉸的3跨連續預應力混凝土剛架橋,其跨度組合為72+241+72m,是當時世界上同類橋梁中跨度最大者。1978年建成通車,通車后不久就產生了較大的撓度,到1990年,其撓度達到1.2m。后來采用體外索施加預應力,使主跨中央撓度減小。1996年7月加固結束,加固處理后不到3個月就發生了倒塌事故。英國的Kingston橋是一座跨度布置為62.5+143.3+62.5m的預應力混凝土箱梁橋,主跨中央帶鉸。1970年建成后跨中撓度緩慢加大,至1998年已超過30cm。美國1979年竣工的鸚鵡渡口橋(ParrottsFerryBridge),跨徑布置為99+195+99m,上部結構采用輕質混凝土建造。該橋在使用12年后,195m的主跨跨中下撓了63.5cm。2混凝土橋梁橫跨平均直徑的原因(1)跨徑梁橋箱結構的影響混凝土的收縮和徐變是一個十分復雜而又難以精確計算的非線性問題。美國混凝土學會第209委員會1982年的報告指出,所有影響收縮、徐變的因素及結果本身都是隨機變量,它們的變異系數最小也達到15%?，F在大跨徑梁橋箱形截面越來越輕型,板件越來越薄,混凝土強度等級越來越高,使得徐變對結構的影響越來越大。多座橋梁跨中下撓過大說明了對混凝土收縮徐變的影響程度及長期性估計不足。(2)數k的比規范值采用懸臂澆筑法施工的預應力混凝土梁橋,預應力管道跨越幾個節段,預應力與管道的實際摩擦系數μ及管道偏差系數k通常比規范值大?；炷潦湛s徐變引起的損失和預應力鋼筋松弛損失隨著時間的增加而逐漸增大,并且兩者相互影響,一方面混凝土收縮徐變使結構縮短,加劇了預應力松弛損失;另一方面預應力松弛改變了結構的內力狀態從而影響著混凝土收縮徐變。所有這些都影響了預應力損失的計算精度,使得預應力損失的實際值與理論計算值有較大差別。(3)孔道灌漿施工實際定位位置與設計要求偏大,孔道灌漿施工質量較差,成為預應力束偏距的問題我國總體施工質量水平不高,管理不完善,在施工過程中,經常發生預應力波紋管的實際定位位置與設計要求偏差較大,改變了預應力束的偏心距,使得難以建立足夠的預應力。另外,在預應力孔道灌漿施工中,也常出現質量問題:孔道中水泥漿未充滿,有空隙;水泥漿體硬化后收縮與孔道壁分離;水泥漿硬化后強度不滿足規范要求等。3確定預應力混凝土梁橋的預拋高值目前,施工控制已經成為大跨徑橋梁施工中的一個重要環節。線形控制是施工控制的主要部分,其目的是保證橋梁在運營一段時期后線形滿足設計要求。大跨徑預應力混凝土梁橋的線形控制主要采用預拋高的方法,即在建造期間通過設置預拱度來抵消橋梁長期下撓變形。然而,由于存在各種不確定因素,諸如混凝土材料變異性、混凝土收縮徐變難以準確計算、預應力損失難以準確計算、施工中模板定位誤差較大、預應力管道位置偏離設計較大等,使得預拋高值取多大難以準確確定。鑒于人們對跨中下撓問題的擔心,目前,預拋高值常寧大勿小,對于大跨徑預應力混凝土梁橋,一般預拋高值達到L/2000～L/1000。對于雙向縱坡的橋梁,過大的預拋高值相當于改變豎曲線的曲率半徑,沒有徹底改變豎曲線的形狀,對行車速度、行車舒適性影響相對較小;而對于單向縱坡的橋梁,過大的預拋高值徹底改變了豎曲線的形狀,對行車速度、行車舒適性影響較大。根據林同炎教授提出的荷載平衡概念,假如用預應力產生的彎矩平衡掉自重產生的彎矩,這樣在預應力和自重作用下結構將處于軸向受壓狀態,結構在混凝土長期收縮徐變作用下,只會發生軸向縮短,而不會發生彎曲下撓。理論上,在設計時只要保證結構在預應力和自重作用下每個截面彎矩為零,那么建造時就可以不設置預拋高,這樣利于施工控制。在文獻中介紹了一座47+70+45m的3跨連續梁橋采用恒載零彎矩理論分階段配置預應力鋼束。具體做法是:在懸臂階段,按照結構零彎矩要求設計懸臂靜定束,使單個T構僅受軸向壓力;然后根據結構合龍順序設計后期束滿足正常使用階段應力要求。對于采用懸臂澆筑法施工的梁橋,由于每個節段混凝土齡期有差異,預應力損失難以精確計算,很難保證每個截面彎矩都為零。但是,可以根據恒載零彎矩理論配束使每個截面在恒載作用下總彎矩較小,這樣撓度和徐變內力均較小,有利于工程控制。4預應力筋張拉控制本文以安徽荊涂淮河大橋為背景,采用恒載零彎矩理論對頂板束進行重新配置,并對原設計和恒載零彎矩配束后的內力、撓度和頂板束用量情況進行比較。目前,國內預應力混凝土梁橋縱向預應力一般采用高強度低松弛鋼絞線,預應力的張拉控制應力一般取0.75Rbyyb。由于平彎、豎彎的管道摩阻、夾片松弛以及混凝土軸向壓縮造成的預應力筋縮短,使有效預應力降至(0.55～0.60)Rbyyb。合龍后進入運營狀態若干年后,由于混凝土的長期收縮徐變影響,使預應力筋進一步松弛,有效預應力降低到(0.45～0.50)Rbyyb。本文在最大雙懸臂狀態時,計算由自重產生的彎矩時,每個節段的重力等效為作用在該節段縱向中點處的一個集中力;計算預應力產生的彎矩時,預應力鋼束的使用應力在考慮預應力鋼束的平彎、豎彎后取用0.55Rbyyb。4.1主跨跨中梁高安徽荊涂淮河大橋為跨徑布置95+160+95m的預應力混凝土連續剛構橋,采用懸臂澆筑法施工。該橋橫向采用兩個分離的單箱形式。單幅箱梁頂板寬11.45m,底板寬6m。梁高在主墩頂為8.0m,在過渡墩處為3.0m,主跨跨中梁高為3.0m。箱梁頂板厚25cm,腹板厚50～80cm;箱梁底板厚度自跨中處30cm按二次拋物線變化至根部110cm,梁高按照1.8次拋物線變化。單幅橋面2%的單向橫坡通過箱梁腹板變高度來實現。橫斷面示意如圖1所示。該橋上部結構縱向劃分為0#～23#共24個節段,0#塊長8m,1#～6#塊長均為2.5m,7#～11#塊長均為3.0m,12#～17#塊長均為3.5m,18#～23#塊長均為4.0m。邊跨支架現澆段長14.0m,中跨和邊跨合龍段均為2.0m。0#塊及1#塊采用托架與支架施工,2#～23#塊采用掛籃懸臂澆筑施工。橋面鋪裝為10cm瀝青混凝土和6cm50#混凝土。4.2張拉控制預應力該橋采用三向預應力體系?？v向預應力鋼束由頂板束、下彎束及底板束組成。縱向預應力鋼束采用符合美國標準ASTM416-97a之270級高強度低松弛鋼絞線,標準強度1860MPa,張拉控制應力σk=0.75Rbyyb=0.75×1860MPa=1395MPa。頂板束編號為T1～T23,其中T1～T19采用?j15.24-22鋼絞線,T20～T23采用?j15.24-16鋼絞線,每個懸澆節段斷面上均錨固兩束頂板束,頂板束錨固在頂板承托處。下彎束編號為W1～W14,采用?j15.24-16鋼絞線,下彎束錨固在腹板上。底板束分為邊跨底板束和中跨底板束。中跨底板束編號為B1～B14,采用?j15.24-19鋼絞線;邊跨底板束編號為B15～B24,采用?j15.24-12鋼絞線,底板束錨固在底板齒板上。4.3結構內彎矩分析在最大雙懸臂狀態下,箱梁0#塊附加各節段截面自重和預應力分別產生的彎矩如表1所示。由表1可以看出,在0#塊處,預應力產生的總彎矩是674121kN·m,自重產生的彎矩是-795898kN·m,二者之和為-121777kN·m,預應力產生彎矩僅占自重產生彎矩的84.7%,在最大雙懸臂狀態,預應力產生的彎矩不能抵消箱梁自重產生的彎矩。使該橋每個懸澆節段斷面處的累計位移較大,最大位移為23#塊處,達到了10.2cm。按10年收縮徐變后總撓度為3倍彈性撓度,則下撓值為3×10.2=30.6cm,相當于主跨160m的1/523,其值相當可觀。4.4頂板鋼束彎矩按恒載零彎矩理論配置頂板束時,保持所有頂板束號、位置不變,僅改變每孔中的鋼絞線根數。按照恒載零彎矩原則配置頂板預應力鋼束后,0#塊附加每個節段處的預應力彎矩和自重彎矩如表2所示。由表2可以看出,按照恒載零彎矩配置頂板束后,在最大雙懸臂狀態,預應力彎矩和自重彎矩之和較小,最大的為1#塊斷面,為44981kN·m,僅占自重彎矩的44981/734945=6.12%。4.5從預應力筋的用量和材料指標來看,在最大雙懸臂狀態下,最大懸臂端附近各節段,原設計和恒載零彎矩配束后的位移情況如表3所示。由表3可以看出,當采用恒載零彎矩配束后,在最大雙懸臂狀態下,橋梁跨中附近位移顯著減小,由原設計的10cm減小到2cm。原設計單幅橋兩個主墩頂板束T1～T23預應力筋總用量為164.25t,按照恒載零彎矩配束后,單幅橋兩個主墩的頂板束T1～T23預應力筋總用量為217.24t,增加了52.99t,均攤到橋面上為52.99×1000/(11.45×350)=13.22kg/m2。假定鋼絞線1.1萬元/t,則增加的費用為52.99×1.1=58.3萬元。原設計的縱向預應力鋼束材料指標為72.94kg/m2,按照零彎矩配束后,縱向預應力鋼束材料指標為86.16kg/m2。原設計墩頂截面縱向預應力配筋率為0.729%,采用恒載零彎矩配束后,增加到0.843%。5預應力的施工控制大跨徑預應力混凝土梁橋跨中下撓過大,應從多方面考慮。在設計方面,可以通過多配置預應力鋼筋,優化預應力設計使得自重彎矩和預應力彎矩的差值盡量減小,從而減小混凝土長期收縮徐變;做好箱梁的抗剪設計,提高結構的耐久