分水江大桥加固设计

文章编号:0451-0712(2002)12-0021-03 中图分类号:U 445.72 文献标识码:B分水江大桥加固设计吴宝兴(浙江省交通规划设计研究院　杭州市　310006) 摘　要:根据桐庐分水江大桥的现状及危害检测报告,分析了危害产生的原因,介绍了采用高强螺栓张拉器施加体外预应力的加固设计方法及加固效果。

关键词:T 梁;裂缝;加固设计1　大桥概况桐庐分水江大桥位于320国道,于1961年元旦通车。

上部结构为10×20.0m 钢筋混凝土T 形梁,下部结构为双柱式桥墩和石砌重力式桥台,墩台基础为35c m ×35c m 钢筋混凝土打入桩支撑于黄砂岩风化层上。

桥梁设计荷载为汽车—13级,验算荷载为拖车—60;桥面宽为净6+2×1.5m 。

上部T 梁系套用前苏联1957年2月颁发的标准图。

2　桥梁主要病害该桥于20世纪70年代末80年代初已发现梁肋裂缝增多加大,因桥台位移,致使两桥台台背被梁端顶推开裂,桐庐台摆柱支座倾斜,杭州台切线支座偏移,曾于1982年在桥台处增设板式橡胶支座。

1994年5月20日的再次观测表明,两台台背严重开裂推移,台身腹拱处的竖向裂缝宽度达1～4c m ,桐庐台摆柱支座倾斜达15°左右,杭州台切线支座向杭州端偏移达5～7c m ,T 梁的裂缝数量多,且每片梁均有宽0.45～1.6mm 的超限裂缝,最大裂缝宽度达1.74mm 。

缝长已超过中性轴,甚至已延伸至翼板根部。

桥面严重破损,梁间接缝处的纵向裂缝几乎贯通。

桥面上只要有手扶拖拉机经过,就能感觉到明显的抖动,10t 以上车辆通过时,则感到剧烈抖动。

经上级主管部门鉴定,该桥被定为危桥。

3　病害成因分析3.1　支座该桥桥台高达14m ,基础覆盖层较厚,采用的打入桩基础在穿透覆盖层后进入风化岩仅50c m 左右。

因此,可以认为桥台开裂、支座偏位的主要原因是桥台在活载、恒载及台背路基土压力共同作用下所致。

3.2　T 梁经分析,T 梁产生诸多超限裂缝的主要原因有2方面:(1)由于支座偏位,尤其是摆柱支座倾斜达15°,已失去了回复功能,许多裂缝是由温度应力所致;(2)该桥的设计荷载为汽车—13级,拖车—60,在经历了34年的风风雨雨之后,其所承受的交通量和车辆荷载均已今非昔比。

有关观察资料表明,1994年年平均日交通量机动车达9351辆 日,非机动车33498辆 日,折算成中型车为11937辆 日。

车辆荷载也大大超过其设计荷载。

因此,超负荷亦是该桥T 梁产生诸多超限裂缝的主要原因。

4　加固设计根据以上病害成因分析,本桥的加固设计重点是:(1)支座更换为板式橡胶支座;(2)用体外预应力加固T 梁;(3)重铺桥面铺装层。

本文将着重介绍采用体外预应力法加固T 梁。

4.1　主梁的几何尺寸主梁全长22.16m ,计算跨径21.6m ,梁高1.25m ,翼板顶宽1.39m ,腹板厚0.17m ,翼板厚8～12c m 。

4.2　现有主梁的力学性能主梁的混凝土标号为25号,主筋采用尤—5号热轧圆钢筋,钢筋容许应力[Ρg ]=162.5M Pa (相当R g =280M Pa ),每片梁跨中配置钢筋为12<32。

经计算分析,该桥在设计荷载作用下,各主梁的正截面强度、斜截面强度、挠度、最大裂缝宽度等均能满足设收稿日期:2002-08-05　公路　2002年12月　第12期 H IGHWA Y D ec 12002　N o 112　计要求,证实了其破坏原因是由于支座卡位失效而产生过大温度应力及超载所致。

4.3　体外预应力加固方案计算由于本桥主梁裂缝数量多,其刚度大大降低,因此,加固方案当首选能提高主梁刚度的体外预应力方案。

根据本桥的特点,体外预应力钢筋的布置如图1所示。

每片T梁采用4<25钢拉杆予以加固。

图1　体外预应力钢筋布置4.3.1　力学计算图式施加了体外预应力后的T梁,可看成是一次超静定结构。

因此,在外荷载作用下,体外钢拉杆将产生次内力∃N。

其力学计算图式如图2所示。

图2　计算图式4.3.2　张拉力根据主管部门要求,桥梁修复的载重标准为汽车—15级。

加固目标为使其承载力提高15%,刚度提高20%。

按此加固目标,每根钢拉杆拟施加100kN的力,则每片梁共计施加400kN。

4.3.3　计算成果加固计算的内容包括:(1)主梁跨中截面及支点截面的内力计算;(2)加固前主梁跨中截面的抗弯强度、混凝土压应力、受拉主钢筋的拉应力,支点截面的斜截面抗剪强度、混凝土主拉应力,主梁跨中的最大挠度及裂缝最大宽度;(3)加固中及加固后预应力筋的摩阻损失、预应力筋次内力,主梁跨中截面的抗弯强度、混凝土压应力、受拉主筋及预应力筋的拉应力,支点截面的斜截面抗剪强度、混凝土主拉应力,主梁跨中的最大挠度及裂缝最大宽度。

未考虑因支座卡位而产生温度影响力的主梁加固前计算成果见表1,加固后计算成果见表2。

表1　加固前计算成果截面位置荷载效应不利组合结构抗力混凝土压应力钢筋拉应力主拉应力挠度裂缝宽度M jkN・mQ jkNM ukN・mQ ukNΡhaM PaΡgM PaΡz lM Paf m axmm∆m axmm 跨　中1885.832212.239.65145343.00.181支　点0349.6397.3331.15133注:“3”表示该项不控制设计。

从表中看出,加固后主梁跨中截面的正截面抗弯强度提高了18.5%。

在使用阶段,主梁上缘混凝土压应力降低了41.2%,挠度降低了70%,主钢筋拉应力降低了89%,裂缝计算宽度缩小了40%,支点截面的斜截面抗剪强度提高了13.5%,混凝土主拉应力降低了17.3%。

从上述比较数值可知,加固—22— 公 路 2002年　第12期　表2　加固后主梁计算成果截面位置张拉力预应力筋次内力摩阻损失结构抗力混凝土压应力钢筋拉应力主拉应力预应力筋拉应力挠度裂缝宽度NkN∃NkNΡs1M PaM ukN・mQ ukNΡhaM PaΡgM PaΡz lM PaΡyM Paf m axmm∆m axmm跨中40032.802622.535.67615.33220.512.80.109支点40026.1143451.0331.253203.233　注:“3”表示该项不控制设计。

后主梁抗挠刚度的提高尤为明显。

事实上,在加固过程中,现场施工的工人都反映,施拧钢拉杆前,主梁抖动幅度很大,在桥下感到“心惊肉跳”,而随着钢拉杆的施拧,抖动的幅度越来越小,安全感渐增。

4.4　体外预应力构造经过多方案的比较,该桥创造性地采用了以高强螺栓为张拉器的体外预应力结构体系。

该结构体系由张拉器、转向块、锚固端、体外预应力钢筋等组成。

4.4.1　张拉器的构造张拉器构造包括拉杆张拉端及张拉器内螺栓、螺母、垫圈等构造。

拉杆张拉端由厚为20mm的主钢板(16M n钢)及厚为10mm的加劲钢板(16M n钢)与钢拉杆焊接而成。

每个张拉器上设2根高强螺栓,高强螺栓(M20×370)采用40B钢制作,螺母、垫圈采用45号钢制作。

张拉器构造如图3所示。

图3　张拉器平面示意4.4.2　转向块构造转向块由2块厚34mm的钢板中间垫1块厚28mm的钢板焊制而成。

转向块与钢拉杆的接触面要求在工厂加工成半径为82.2c m的光滑曲面,由于钢拉杆为螺纹钢,为了减少摩阻损失,在钢拉杆与转向块之间垫一层厚0.5mm的光滑钢板。

转向块采用环氧砂浆固定于主梁梁底,并辅以其他临时固定措施。

4.4.3　锚固端构造锚固端设在梁端,由厚为20mm的肋形钢板与钢拉杆焊接而成。

U形钢板要求在工厂冲轧而成。

4.5　张拉预应力筋通过施拧张拉器上的螺母拉紧预应力筋,达到对主梁施加预应力的目的。

张拉力值是通过终拧扭矩值来控制的,终拧扭矩值按下式计算: M=K×N×D式中:M为终拧扭矩值,N・m;K为扭矩系数(由试验确定);N为螺栓的预拉力,kN;D为螺栓公称直径,mm。

该桥每片梁采用4<25mm预应力筋加固,每根预应力筋由2根高强螺栓连接,因此每根高强螺栓的预拉力N=4008×111=55kN。

螺栓公称直径为20mm。

施拧螺母由人工完成,采用配有扭矩计的板手,十分方便。

为使每根螺栓受力均匀,施拧应分多次进行。

5　荷载试验为了了解加固效果,正确评价加固后桥梁的承载能力,浙江大学建筑工程学院土木工程系结构实验室对该桥加固前后的振动频率、主梁静载挠度、混凝土应力、体外预应力筋的应力等进行检测。

实测值普遍小于理论值。

根据对现场测试数据的分析,在所测工况下对桐庐分水江大桥的静态和动态特性做出如下结论:(1)大桥各跨振动频率均大于4.5H z,它比日本经典公式计算值4.42H z(49.1×L-0.779,L为跨径)要大,说明加固后大桥各跨竖向刚度比这一统计平均值要高;(2)加固后各跨跨中活载静挠度在1.37～3.25mm之间,小于L 600;(3)加固后T梁混凝土应力比加固前减少了30%,静挠度和振幅也有所减少。

桥梁加固达到了加固设计要求。

6　结语分水江大桥加固工程表明,采用高强螺栓张拉器施加体外预应力的加固方法,具有受力明确,施工方便,加固效果好等特点,对今后同类桥梁的加固具有较高的应用价值。

不足的是该张拉方法不如千斤顶张拉能直接读出张拉力的大小,在这方面还需要加强研究,使其不断完善。

—32—　2002年　第12期 吴宝兴:分水江大桥加固设计。