先張預應力混凝土板梁梁端橫裂病害原因分析及處治對策研究

閆燕紅，鄧 鳴，2，何立忠，趙向櫻

(1.天津市交通科學研究院，天津 300300； 2.長沙理工大學 土木與建筑學院，湖南 長沙，410114)

先張法預應力空心板梁應用非常廣泛，現(xiàn)已建成通車的一大批采用先張法預應力空心板梁橋已出現(xiàn)不同程度的結構破損、開裂等病害，導致橋梁承載能力下降，一部分成為危橋[1-5]。

先張法預應力空心板梁橋在運營階段常見病害有：① 梁端橫向裂縫，此類裂縫主要出現(xiàn)在距離梁端1.0～2.5 m范圍內；② 跨中底板橫向裂縫；③ 梁端腹板斜向裂縫；④ 梁體底板混凝土縱向開裂等病害[6-10]。

筆者對天津周邊多條高速公路橋梁進行檢測，發(fā)現(xiàn)預應力板梁開裂問題較多，其中先張板梁梁端橫裂病害尤為突出，10、13、16、20、25 m先張板梁檢測中均發(fā)現(xiàn)梁端橫裂病害。梁端橫裂對板梁抗剪承載力有嚴重影響，存在梁體斷裂風險，嚴重影響著橋梁的整體安全性。

1 先張板梁梁端底部橫裂現(xiàn)狀

先張預應力板梁廣泛應用于公路橋梁中，尤其以20 m跨徑以下的橋梁比例較高。筆者對天津某條高速公路上的橋梁應用情況進行了統(tǒng)計分析。

該高速公路共有橋涵131座，其中102座以板梁為主橋梁結構，占全線橋梁的77.7%；先張板梁橋83座，應用較多的為13、16、 20 m跨徑的先張預應力板梁。

該高速公路在2005年—2011年對先張預應力板梁梁端底部橫裂數(shù)量統(tǒng)計如表1。不同跨徑先張板梁橋存在板梁開裂的橋梁占此類跨徑先張板梁橋總數(shù)的統(tǒng)計情況見表2。

表1 高速公路A先張預應力板梁梁端底部橫裂統(tǒng)計(2005年—2011年)Table 1 Statistics of transverse cracks at the bottom of beam end of pre-tensioning prestressed slab beam of highway A(2005—2011)

注：其中每年對橫裂病害板梁進行維修和更換。

表2 高速公路A先張預應力混凝土板梁梁底橫向開裂統(tǒng)計(2011年)Tab1e 2 Statistics of transverse cracks at the bottom of beam end of pre-tensioning prestressed slab beam of highway A (2011)

由表1、2可看出：在含有先張預應力板梁結構的不同跨徑橋梁中，存在板梁開裂的橋梁比例在42.9%～76.9%之間，不同跨徑開裂板梁數(shù)占總板梁數(shù)比例在1.13%～3.79%之間，板梁開裂數(shù)量占總板梁數(shù)比例較低，但占橋梁數(shù)量比例很高，橋梁總體存在隱患數(shù)量較多。

2 先張板梁梁端底部橫裂原因

針對先張板梁梁端橫裂的情況，筆者從結構構造本身特點出發(fā)，分析了其運營期間可能產(chǎn)生的病害及運營荷載等方面的問題。對16 m先張法預應力混凝土板梁進行了結構有限元計算分析及梁端橫裂范圍的受力及裂縫開展情況[11-17]。

16 m先張板梁理論分析采用FEA有限元進行。預應力筋采用直徑Φj15.2高強低松弛鋼絞線，共計14根，梁端錨固2根，距梁端1.0 m處錨固2根，距梁端1.5 m處錨固2根，距梁端2.5 m處錨固2根，距梁端3.5 m處分兩層錨固6根，錨固處距離底面4.5 cm，兩層間錨固距離為6.0 cm；預應力失效段采用PVC塑料套管，預應力鋼絞線張拉控制應力大小為1 357.8 MPa，考慮預應力損失后，預應力施加采用均勻施加；板梁混凝土為40號混凝土，普通縱筋采用II級鋼筋，箍筋采用I級鋼筋。

2.1 恒載狀態(tài)下受力分析

先張板梁預應力鋼絞線依靠混凝土與鋼絞線的黏結力錨固，錨固采取分配錨固，先張板梁錨固區(qū)位于梁端1/4跨徑范圍內，同時也是先張板梁梁端橫裂的主要范圍。恒載狀態(tài)下板梁梁端受力及微裂縫分布如圖1。

由圖1可看出：恒載狀態(tài)下，非線性分析結果顯示，16 m先張板梁梁端2.5 m范圍(預應力鋼絞線錨固起點附近)由預應力筋錨固引起局部區(qū)域平均應力達2.35 MPa，整個斷面平均應力較小，局部錨固處應力較大，接近40號混凝土的抗拉強度標準值(2.60 MPa)。預應力鋼絞線錨固起點處在恒載狀態(tài)下存在局部微裂縫區(qū)域，先張板梁鋼絞線錨固處在先張預應力放張過程中，錨固處混凝土內產(chǎn)生了局部微裂縫區(qū)域，成為先張板梁梁端的抗裂薄弱部位。

圖2是預應力距離底板不同位置的局部微裂縫范圍。由圖2可看出：恒載狀態(tài)下，非線性分析結果顯示，16 m先張板梁預應力錨固筋距離底板3.5 cm與距離底板4.5 cm處，這兩種不同錨固層厚度下，先張預應力筋錨固處混凝土局部微裂縫分布范圍與錨固保護層厚度有關，錨固層厚度越薄，微裂縫范圍越靠近底板，且顯示微裂縫較密集，先張預應力筋錨固保護層厚度對局部微裂縫分布有影響，影響底板橫裂出現(xiàn)幾率。

圖1 16 m板梁梁端2.5 m范圍內錨固處計算Fig. 1 Calculation of anchorage zone in 2.5 m range at beam end of 16 m beam

2.2 運營期間支座脫空和鉸縫破損影響

運營期間，板梁常出現(xiàn)的病害有支座脫空和鉸縫破損等。在恒載與運營活載組合作用下，筆者分析了這兩類病害對先張板梁梁端橫裂的影響，如圖3。

圖2 預應力距離底板不同位置局部微裂縫范圍Fig. 2 Local micro-crack range of the prestress away from different positions of the floor

圖3 局部主拉應力Fig. 3 Local main tensile stress

由圖3可看出：在預應力鋼絞線錨固附近，單梁狀態(tài)下簡支板梁的4個支座中，支座不脫空底板局部最大主拉應力為1.40 MPa，支座脫空一個底板局部最大主拉應力為1.62 MPa，引起底板局部主拉應力增大15.7%，距離梁端1.5 m預應力筋錨固處附近，板梁支座脫空會加速錨固處微裂縫范圍的發(fā)展。

鉸縫破損影響按照部分鉸縫破損進行分析[3]，當中板兩側鉸縫破損長度達到50%時，引起中板板梁在活載作用下橫向分布系數(shù)增大25%左右。計算鉸縫破損影響時，假設中板橫向分布系數(shù)增大25%，分析鉸縫部分破損對預應力鋼絞線錨固處局部應力影響。圖4是梁端錨固區(qū)主拉應力云圖。

由圖4可看出：在恒載與設計活載組合作用下，鉸縫完好的鋼絞線錨固處底板局部主拉應力為1.40 MPa；鉸縫局部破損引起鋼絞線錨固處底板局部最大主拉應力為1.71 MPa，橫分增大25%，錨固處底板局部應力增大21.4%，鉸縫局部破損會促進局部微裂縫范圍的發(fā)展。

圖4 梁端錨固區(qū)主拉應力Fig. 4 Main tensile stress in the anchorage zone of the beam end

2.3 運營荷載影響

通過對天津地區(qū)車輛進行稱重測試，部分6軸貨車總重量可達149 T，嚴重超規(guī)范55 T局部驗算標準車。考慮嚴重超重車輛出現(xiàn)概率較低，筆者以小跨徑橋梁單孔出現(xiàn)一輛149 T超重車進行計算分析。按照橫向分布系數(shù)折減荷載，對16 m板梁進行有限元計算，分析結果如圖5～圖7。

圖5 149 T重車示意(單位：m)Fig. 5 Schematic diagram of 149 T heavy truck

圖6 錨固區(qū)主拉應力Fig. 6 Main tensile stress in the anchorage zone

圖7 錨固區(qū)微裂縫范圍Fig. 7 Micro-crack range of the anchorage zone

由圖6可看出：恒載與149 T的6軸車組合作用下，鋼絞線錨固處底板局部最大主拉應力為1.81 MPa，較設計活載增加29.3%。由圖7可看出：在149 T的6軸車活載作用下，梁端1.0～2.5 m錨固范圍所引起的局部微裂縫較設計活載作用下急劇擴展，超重荷載誘發(fā)和加速了底板錨固區(qū)橫向貫通裂縫產(chǎn)生。

通過計算可看出：在施工階段，放張先張預應力鋼絞線過程中，若梁端出現(xiàn)局部微裂縫，預應力筋或底模安放會偏移，導致預應力筋錨固保護層偏薄，加劇局部微裂縫范圍，增加底板橫裂出現(xiàn)幾率。使用階段，設計活載作用下，微裂縫范圍有所擴展，由于支座脫空、鉸縫破損和超載車輛影響，局部主拉應力增大，會引起局部微裂縫范圍擴大，錨固微裂縫范圍累積發(fā)展到一定程度后，則會出現(xiàn)先張板梁錨固區(qū)底板橫裂病害。

3 先張板梁梁端橫裂處置對策研究

對先張板梁梁端橫裂病害，主要采取處置措施是黏貼鋼板加固、換梁等。若滿足黏鋼錨固長度要求的，采取黏鋼板加固；不滿足錨固條件的，采取換梁。筆者分別對換梁和黏鋼加固影響因素進行了分析。

13 m先張板梁理論分析采用FEA有限元進行。其配筋示意如圖8。預應力筋采用直徑φ15.2預應力鋼絞線，1#預應力鋼絞線錨固于梁端，2#錨固于距梁端0.5 m處，3#錨固于距梁端1.0 m處，4#錨固于距梁端1.5 m處，5#錨固于距梁端2.0 m處，預應力鋼絞線張拉控制應力為1 357.8 MPa，考慮預應力損失，預應力應采用均勻施加，板梁混凝土為40號，普通縱筋采用Ⅱ級鋼筋，箍筋采用I級鋼筋。

圖8 板梁配筋Fig. 8 Reinforcement of slab beam

3.1 換梁梁端箍筋加強(圖9)

針對先張板梁梁端橫裂病害，采取梁端箍筋加粗、加密范圍擴大分析，箍筋一般布置為：板梁梁端1.0 m范圍，箍筋間距為10 cm，其余段箍筋間距20 cm，箍筋直徑為8 mm；箍筋加強布置為：梁箍筋加密范圍為梁端3.0 m范圍，箍筋間距為10 cm，其余段箍筋間距20 cm，箍筋直徑為14 mm。

圖9 0.5～2.0 m范圍不同配箍筋局部微裂縫結果Fig. 9 Local micro-cracks in 0.5～2.0 m range with different stirrups

通過理論計算顯示：箍筋加強前后，局部微裂縫范圍無明顯變化，箍筋加強對預應力鋼絞線錨固處的微裂縫改善不明顯，對抑制先張板梁預應力鋼絞線錨固引起的微裂縫起不到改善作用。

3.2 換梁梁端底板增加縱筋(圖10)

根據(jù)先張預應力筋分批錨固，梁端1/4跨范圍底板局部布置縱向普通鋼筋，縱筋布置在距離底板6 cm，鋼筋采用直徑20 mm，橫向布置間距分別為4、6、8 cm。

由先張板梁梁端底板預應力鋼筋錨固處局部微裂縫可看出：在恒載與設計活載組合作用下，由計算結果分析(圖10)，隨著底板局部縱筋配筋密度量增加，微裂縫范圍和密度明顯降低。通過密集的底板縱筋配置，可有效約束先張板梁梁端微裂縫的開展和分布范圍。

依據(jù)JTG D62—2004《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》[2]，確定先張板梁抗剪承載能力。預應力梁體受彎構件，抗剪承載能力計算時，預應力提高系數(shù)α2=1.25，但允許出現(xiàn)裂縫預應力混凝土受彎構件α2=1.00，則開裂截面抗剪承載能力較未開裂降低20%。通過密集配置縱筋可提高開裂截面抗剪承載能力，最高有效配筋率為2.5%，當?shù)装寰植靠v筋配筋率達到2.0%時，縱筋加密后抗剪承載能力相對底板縱筋只配先張預應力筋可提高20%以上，底板橫裂高度不大于縱筋形心的情況下，加縱筋的先張板梁梁端抗剪承載能力不降低。

對先張板梁在梁端先張預應力鋼絞線錨固范圍內增加底板縱筋，可有效約束先張預應力鋼絞線錨固微裂縫的開裂和受荷作用下裂縫的擴展。當預應力筋錨固區(qū)底板局部配筋率達到2.0%以上，可有效約束梁端錨固微裂縫，微裂縫引起梁端底板橫裂不高于鋼筋形心時，梁端抗剪承載能力不降低，結構安全儲備較高。

圖10 板梁梁端1.0 m處預應力筋錨固微裂縫區(qū)域Fig. 10 Micro-cracks at the 1.0 m area of the beam end caused by anchoring tendons

3.3 梁端開裂板梁黏貼鋼板加固

對13 m先張預應力混凝土板梁梁端開裂梁體進行鋼板加固，1#梁梁端橫裂距離梁端1.4 m，加固鋼板最短錨固長度0.9 m；2#梁梁端橫裂距離梁端0.9 m，加固鋼板最短錨固長度0.4 m，黏鋼加固示意如圖11。對梁端開裂板梁進行理論計算分析，梁端開裂的梁體在活載作用下裂縫變化計算結果如圖12(a)、(b)；黏貼鋼板加固后，裂縫變化計算結果如圖12(c)。

圖11 鋼板錨固示意(單位：cm)Fig. 11 Schematic diagram of steel plate anchorage

模擬梁端1.0、1.5 m這兩處存在的底板橫向裂縫，恒載作用下，裂縫范圍狀態(tài)模擬如圖12(a)。在恒載及設計活載組合作用下，裂縫范圍狀態(tài)計算結果如圖7，底板橫裂縫范圍擴大，板梁梁端開裂裂縫區(qū)域明顯擴展。模擬先張板梁梁端開裂黏貼鋼板加固，加固鋼板形式如圖11，在恒載與設計活載組合作用下，計算結果如圖12(c)。恒載狀態(tài)下，裂縫范圍無明顯變化，利用黏貼鋼板加固的方式可有效控制梁端橫裂擴展。

圖12 加固前后梁端橫裂縫變化Fig. 12 Change of transverse crack in beam end before and after reinforcement

對梁端開裂的13 m板梁進行加載試驗，分析未加固及加固后裂縫變化狀況。選取1#、2#試驗梁體，采用鋼砝碼塊分級加載，加載砝碼塊尺寸為1.3 m×0.65 m×0.33 m，砝碼單塊重量為2 t，分級加載過程中，每加一塊砝碼塊為一級，加固前后分級加載立面，如圖13。

圖13 加固前后分級加載立面(單位：m)Fig. 13 Graded loading elevation before and after reinforcement

加固前裂縫變化狀態(tài)如表3；加固后裂縫變化狀態(tài)如表4。

表3 未加固梁端腹板及底板裂縫分級加載變化值Table 3 Graded loading change values of the web and floor of the unreinforced beam

表4 加固后梁端開裂板梁底板裂縫分級加載變化值Table 4 Graded loading change values of the cracks at the bottom of slab beams after reinforcement

圖14為加固前后梁端開裂板梁腹板及底板分級加載裂縫變化。

圖14 加固前后梁端開裂板梁底板裂縫分級加載變化Fig. 14 Graded loading changes of cracks at the bottom of slab beams before and after reinforcement

由圖14(a)可看出：未加固板梁梁端裂縫在加載狀態(tài)下，底板裂縫較腹板裂縫變化率大，加載至設計值的0.86倍后卸載，卸載后均存在殘余。由圖14(b)可看出：板梁加固后進行加載試驗，2#梁加載至設計值的1.19倍后卸載，加載過程中底板裂縫線性變化，卸載后1#梁無殘余；2#梁加載至1.19倍設計值時，底板裂縫寬度變化率激增，卸載后存在較大殘余，黏貼鋼板與混凝土間有輕微滑動，鋼板黏貼錨固失效，2#梁黏貼鋼板0.4 m錨固長度，可滿足設計荷載使用要求，但安全儲備較低，黏鋼最短錨固長度需大于0.4 m。

在滿足錨固長度的條件下，對裂縫進行灌膠加固后，利用黏貼鋼板加固方式可有效加固先張板梁梁端開裂病害，可有效控制梁端裂縫的發(fā)展，可恢復梁端結構抗剪受力性能，滿足結構的抗剪承載能力。

4 結 語

先張預應力混凝土板梁梁端橫裂是先張預應力混凝土板梁梁體的主要病害；也是在運營期間板構件主要的結構性病害。若先張板梁梁端結構安全儲備較低，梁端出現(xiàn)橫裂后，將會嚴重影響橋梁運營的安全性。

1) 施工階段，放張先張預應力鋼絞線過程中，局部錨固區(qū)產(chǎn)生錨固微裂縫；使用階段，在設計活載作用下，微裂縫范圍有所擴展，由于支座脫空、鉸縫破損和超載車輛的影響，局部主拉應力會增大，引起局部微裂縫范圍的擴大，進而出現(xiàn)先張板梁梁端底板橫裂病害。

2) 先張預應力混凝土板梁構件，通過增加梁端底板普通縱筋，當橫向配筋間距為4 cm時，可有效約束先張預應力鋼絞線錨固的微裂縫的開裂和受荷作用下裂縫的擴展。當配筋率達到2.0%以上，梁端橫裂未超過縱筋形心時，較未配置附加縱筋的梁體，抗剪承載能力未降低，結構安全儲備較高。

3) 運營期間梁端開裂的先張預應力混凝土板梁，通過實梁結構試驗檢測，黏鋼錨固長度大于0.4 m，對裂縫進行灌膠加固后，利用黏貼鋼板加固可有效加固先張板梁梁端開裂病害，可有效控制梁端裂縫發(fā)展，可恢復梁端結構抗剪受力性能，滿足結構的抗剪設計承載能力。

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