体外预应力加固桥梁转向块受力特性及混凝土配制
时间：2023-06-12 20:15:35 来源：雅意学习网 本文已影响 人 
刘占浦,杜小龙
（1.赣州市公路发展中心信丰分中心,江西 信丰 341600; 2.赣州市公路发展中心安远分中心,江西 安远 342100）
结合类似工程经验，转向块受力复杂，应力集中，设计难度大，如果设计不合理，定位不准确，必定引发体外索局部摩擦损失增大及转向块混凝土开裂。对于施工空间狭小的箱室环境，混凝土浇筑及振捣难度大，对转向块混凝土填充性、流动性和密实性的要求也较高。基于此，该文对体外预应力加固桥梁转向块受力性能及混凝土配合比展开研究，以期为工程实践提供借鉴参考。
某跨河公路桥梁主桥长190 m，上部采用跨径（55+80+55）m的预应力钢筋混凝土变截面单箱单室连续箱梁结构（见图1）。主跨跨中、边跨现浇梁段梁高及墩顶箱梁梁高分别为2.0 m、2.0 m和4.5 m。该桥梁始建于2008年，在2021年展开的定期检测中发现，腹板斜向裂缝、顶板纵向裂缝、主跨下挠等病害较为严重；
随后进行的静力荷载试验结果也显示，该桥梁挠度校验系数达不到《公路桥梁荷载试验规程》（JTG/T J21—01—2015）的规定，上部结构竖向抗弯刚度降幅明显。为尽快恢复桥梁工作状态和结构安全，拟实施体外预应力加固。
图1 主桥结构（单位：m）
2.1 转向装置构造
总结体外预应力加固桥梁转向装置设计经验，其在设计时必须考虑以下构造要求：①在靠近腹板处布置体外预应力筋管道，以减小腹板和底板处偏心弯矩；
管道与侧边缘、顶板及底板的净距分别为8 cm和4 cm；
管道间净距应超出管径。受压型转向装置受力筋应单层设置；
而受拉型转向装置受力筋可单层或双层设置，内外层箍筋端部均应与锚栓牢固焊接并形成闭口。所使用的受力箍筋直径应为12～16 mm，并按10～15 cm的纵向间距布置。②双层箍筋布设时，所有体外预应力筋管道均应被内层箍筋裹覆，箍筋和管道的净距至少达到2.5 cm；
为使外层箍筋保护层能完全包裹内层箍筋，其保护层厚度必须达到4～6 cm，且内层和外层箍筋竖直向间距应在5 cm以上。③综合考虑体外预应力筋管道外径、布置情况、保护层等后确定转向装置横向设计尺寸；
而纵向设计尺寸确定时必须考虑导管曲率半径、保护层和箍筋等方面。
2.2 转向装置受力分析
该桥梁连续箱梁施工空间受限，跨中箱内净高1.45 m，转向块为不规则五边形（见图2），按照设计要求，配筋间距最小为10 cm，使用普通混凝土存在较大的浇筑难度。为此，设计及施工方决定采用流动性、填充性强，自密性好的自密实混凝土。考虑到转向块受力的复杂性，如果设计不当，必然加重体外索局部硬化及摩阻损失。该文采用MIDAS FEA3.6土木结构仿真分析软件展开跨中转向块以及1/4跨转向块受力情况模拟，体外索竖向分力叠加在转向孔处。转向块主拉应力最大值见图3。根据图中情况，转向孔附近混凝土承受较大且复杂的拉应力，其整体竖向拉应力取值在1.67～2.48 MPa之间；
而1/4跨转向块主拉应力最大值为2.46 MPa，均未超出转向块混凝土标准抗拉强度。张拉体外预应力束的过程中，转向块整体竖向压应力值位于0.10～0.35 MPa范围内，取值较小。
图2 跨中转向块结构（单位：cm）
图3 转向块主拉应力最大值（单位：MPa）
对转向孔间混凝土配筋进行了加密布置。因施工空间受限，配筋间距下，转向块受力复杂，为保证混凝土浇筑的密实性，避免受力后出现开裂，对自密实混凝土性能和强度要求较高。原箱梁混凝土设计强度C50，调整后转向块及锚固块混凝土强度提高为C55，且拌和物塌落度增大至（650±50）mm。
2.3 转向块受力性能影响因素
体外预应力加固桥梁转向块受力性能主要与转向力横纵向作用位置、斜腹板倾角、转向构造形式等有关。
2.3.1 转向力横纵向作用位置
该加固桥梁横桥向布置数根预应力索，转向构造布置多束体外预应力，为展开原结构及转向构造受力变化规律分析，以该桥梁横桥向三根预应力索通过的转向块为对象，依次进行预应力索穿过三个孔道过程的模拟。根据圣维南局部效应原理[1]，选取8 m长的主梁段，以纵向两侧截面为约束；
采用15Φs15.2预应力钢绞线，张拉力取2 132.98 kN，张拉系数为0.56，转向块设计厚度为80 cm；
预应力筋纵桥向夹角及与转向块夹角分别为3.506°和 1.899°。
根据对三个孔道施加预应力时转向块和箱梁交界面三向应力的计算结果，随着预应力和腹板距离的增大，转向块和箱梁内腹板交界处横纵桥向、竖向压应力递增；
箱梁外腹板纵桥向、竖向应力也递增，但横向应力先增后降；
转向块和箱梁底板交界处横纵桥向、竖向应力均递增；
箱梁底板及转向块顶面应力变化均不大。由此可见，为控制三向应力变化及转向块对原结构的不利影响，必须在体外预应力加固过程中使其尽可能靠近大刚度腹板。
该桥梁体外预应力加固时，预应力主要从竖向穿过转向构造，为研究竖向变化的转向力对桥梁结构受力的影响，将预应力竖向分力设定为300 kN，其与底板的距离在50～170 cm之间取值，模拟结果见表1。由表可知，当转向力沿着转向块竖向移动时，原结构横纵桥向顶底板应力增幅较小，但底板应力增幅大。表明设置转向块后和原结构腹板、底板刚度具有较大的相关性，必须在设计和施工过程中局部增强相应区域，促进其抗拉性能的提升。
表1 竖向作用位置变化后转向力对结构的影响
2.3.2 斜腹板倾角
针对箱梁截面有限元模型，在其箱梁腹板及顶板宽度、厚度既定的情况下，腹板斜率位于1/6～1/4范围内，向转向孔分别施加500 kN的钢束竖向转向力后，对各孔受力情况展开模拟分析[2]。结果显示，当斜腹板斜率持续增大，转向管道下部竖向拉应力呈增大趋势，且越临近腹板的转向管道，拉应力值越大。在转向管道既定时，随着斜腹板斜率的增加，管道单元与大刚度腹板距离也越大，拉应力也随之增大。所以在加固斜腹板箱梁时，必须使内侧转向管道靠近腹板，以控制竖向拉应力。
2.3.3 转向构造形式
通过对各转向管道竖剖面应力变化规律的分析，在转向块顶部厚度既定时，随着底板宽度的增大，各管道上下压应力和拉应力均降低，这种构造形式立模施工流程比等厚转向块复杂，但应力明显改善，故该桥梁体外预应力加固推荐使用上窄下宽的转向构造形式[3]。
3.1 混凝土配置
该体外预应力加固桥梁转向块自密实混凝土所用原材料包括表观密度3.2 g/cm³的P.O42.5普通硅酸盐水泥；
工程所在地电力厂Ⅱ级粉煤灰；
细度模数2.98、表观密度2.649 g/cm³、含泥量 0.84% 的河砂；
表观密度 2.697 g/cm³、粒径 10～16 mm 和 5～10 mm 的碎石料按 25:75 的掺配比搭配使用；
密度在±0.01 g/mL以内的聚羧酸高效减水剂。
按照《自密实混凝土应用技术规程》（JGJT 283—2012）的规定展开自密实混凝土配合比设计。具体而言，依据外界环境、浇筑条件、混凝土性能、设计强度，通过试拌试验确定出5种不同的配合比，具体见表2。
表2 自密实混凝土配合比
3.2 混凝土工作性能
自密实混凝土工作性能主要指其抗离析性、间隙通过性和填充性，结合桥梁特点，转向块、锚固块均为不规则形状，钢筋布设较为密集，故以拌和物填充性为自密实混凝土工作性能评价的主控指标，以抗离析性和间隙通过性为选择指标[4]。采用塌落扩展度和扩展时间T500测试混凝土填充性，通过J环扩展度和塌落扩展度差值测试间隙通过性，通过V型漏斗试验检测抗离析性。经检测，该体外预应力加固桥梁转向块自密实混凝土拌和物工作性能见表3。根据表中试验结果，配合比5混合料V型漏斗时间超出了25 s，不符合要求；
其余四组配合比合理，工作性能均满足规范，自密实性、均质性等均较好，且未出现碎石沉积、粉煤灰上浮等离析表现。
表3 自密实混凝土拌和物工作性能
3.3 硬化混凝土性能
针对工作性能满足要求的四组配合比拌和物制备长× 宽 × 高为 150 mm×150 mm×150 mm 的混凝土试件，并按试验规程养护28 d后，使用GJ-3型万能压力机展开抗压强度检测。结果见表4。根据试验结果，四组拌和物试件的7 d抗压强度均在50 MPa以上；
其中，配合比1试件的28 d抗压强度＜C55混凝土标准抗压强度的1.15倍，故该组试件强度达不到规范；
其余三组试件28 d抗压强度均在64.3 MPa以上，符合规范。综合考虑后，该体外预应力加固桥梁转向块C55自密实混凝土制备采用配合比3。
表4 自密实混凝土抗压强度试验结果
该桥梁转向块和锚固块钢筋布设较为密集，完成自密实混凝土浇筑后，拆除重新浇筑的难度非常大，故必须一次浇筑成功。在桥梁加固现场进行了首件自密实混凝土试浇筑，养护后前期强度增长快速，完全满足桥梁运行期间加固维修方面的要求。拆模后，混凝土表面也较为密实平整，无空洞、气泡。
综合以上分析，对于体外预应力加固桥梁体系而言，转向块结构受力复杂，在张拉体外预应力束的过程中转向块整体竖向拉应力最大值出现在临近腹板侧转向器周围，且转向孔间混凝土承受较大且复杂的拉应力，必须适当增强配筋；
转向块应采用上窄下宽的构造形状。按照以上思路，在采用C55强度等级的自密实混凝土后，该桥梁跨中箱内浇筑情况良好，整个浇筑过程无需外力振捣，浇筑后强度提升较快，28 d抗压强度达到66.4 MPa，取得了较为理想的加固效果。
