基于加固盖板涵的体外预应力方案分析.pdf

交通世界TRANSPOWORLD1 盖板涵常见加固方法为进一步提高桥涵结构的设计水平与承载能力，达到“实用、安全、耐用、经济”原则，我国已制定桥涵结构加固设计有关的规范。目前，对桥梁、涵洞结构的常用加固措施有：扩大断面、粘贴钢板、内套“门”形框架、体外预应力加固等。1）扩大断面法：扩大断面法通常是在原有结构的基础上，对原有结构进行再灌注，使其截面变得更大，从而具有更好的刚度和承载能力；扩大断面加固方法的优势在于施工简单，在保证工程质量的前提下，采用这种方法进行加固是较为理想的；但其不利之处在于增加了结构自重，在对涵洞净空有较高要求时，难以达到要求；2）粘贴钢板补强法：利用结构胶将钢板黏附于原部件的表面，然后用螺栓将其紧固，使其与原部件协同工作；该加固方案具有不改变原有结构截面几何特征、对结构短期承载能力有显著改善、不影响结构外形、不影响桥下净空等优点，但缺点是容易腐蚀；3）内置“门”式框架补强法：“门”形框架内置补强是在桥涵的底板下，穿设钢筋混凝土“门”形框架，并在上部灌注高强度水泥浆液，从而增强整体性能；结合箱涵病害的类型、成因及室内静力试验，根据现场的实际可施工性，特别是不影响通行的情况下，在桥涵顶板底部内套钢筋混凝土“门”形框架，加固效果明显；4）体外预应力加固法：体外预应力加固是将预应力钢索置于原有结构外侧，使其主动作用于结构，改善结构受力，以提高结构整体承载力；采用精轧螺纹钢筋作为预应力筋，并对预应力筋进行张拉，以消除外载荷引起的内力，使其处于消压状态，从而可以减缓裂纹的产生、发展；这种加固方案的优势在于当采用较少的有效预拉力后，结构的受力特性得到了显著提高，同时实现了刚度、强度的加固，协同改变了结构的内力，并且在施工期间不会对车辆的运行产生任何影响，其不足之处在于，存在断裂失效、松弛等常见质量问题。2 加固盖板涵截面弯矩计算2.1 应力增量计算盖板涵体外加固预应力筋应力增量计算公式见式（1）；其具体计算模型如图1所示；=EP()lAB+lEFl1=2nEP()h+t-c()n-2 l（1）式（1）中：EP为体外预应力筋弹性模量；lAB为左侧预应力筋伸长量；lEF为右侧预应力筋伸长量；l1为预应力筋长度，；l为计算跨径；h为梁高；t为预应力筋距涵洞底部长度；c为受压区高度；为锚固位置转角；n为锚固系数。为进一步明确是否考虑体外预应力筋负弯矩对挠度及转角的影响，具体计算过程中，梁构件受弯应符收稿日期：2023-01-25作者简介：王锦涛（1995），男，山西汾阳人，工程师，从事公路试验检测工作。基于加固盖板涵的体外预应力方案分析王锦涛（山西省交通建设工程质量检测中心（有限公司），山西 太原 030032）摘要：针对某公路工程盖板涵体外预应力加固方案进行探究，通过计算预应力筋应力增量及盖板涵截面承载力，对影响加固后盖板涵力学性能相关参数进行分析，得出了提高盖板涵承载性能的具体措施。供同类工程参考。关键词：公路工程；盖板涵；涵洞加固；体外预应力；应力增量计算中图分类号：U445文献标识码：B图1 体外预应力加固盖板涵计算模型113总655期2023年第25期（9月 上）合平截面假定。2.2 加固后盖板涵截面受弯承载力计算根据上述假定，结合梁截面受力计算模型及截面内力平衡原则，能够推导出盖板涵截面水平方向的力学平衡公式，如式（2）；0.5fcbc+mAsfc()c-asc=mAsfc()h0-cc+P+AP（2）其中，m=Es/E式（2）中：As为受压钢筋面积；As为受拉钢筋面积；AP为预应力筋面积；as为受压区混凝土保护层厚度；fc为混凝土抗压强度；Es为钢筋弹性模量；b为截面宽度；h0为截面有效高度。通过获取体外预应力筋中心位置的力与力矩，能够求出盖板涵截面受弯承载力M，见式（3）：M=0.5fcbc()h+t-c3-mAsfc()h0-cc()t+as+mAsfc()c-asc()h+t-as（3）式（3）中：as为受拉区混凝土保护层厚。2.3 考虑与不考虑负弯矩影响的应力增量计算结果对比对截面惯性矩实施换算，忽略混凝土受拉区影响。利用数值的迭代运算，能够求出考虑与不考虑负弯矩作用的体外预应力筋应力增量及强度值，其应力增量数值如表1所示；表1 外荷载作用下体外筋的应力增量计算结果对比外荷载/（kN/m）0.0025.0037.5050.0062.5075.00集中荷载考虑/MPa0.0028.6044.8061.1077.5093.80不考虑/MPa0.0038.2056.7075.1093.60112.10相差率（%）0.0025.1021.1019.2017.2016.20三分点荷载考虑/MPa0.0026.1040.1054.2068.3082.40不考虑/MPa0.0032.1047.4062.6078.1093.10相差率（%）0.0019.1015.1013.2012.2011.10均布荷载考虑/MPa0.0019.2029.6040.1050.7061.30不考虑/MPa0.0024.5036.1047.4058.8070.20相差率（%）0.0022.2018.2015.2014.1013.10通过表1可知，当加载大小及加载方式不同时，考虑体外预应力筋负弯矩对挠度及转角的作用，两种情况下体外预应力筋应力增量存在显著差异，其数值偏差率高达20%，主要是由于体外预应力筋负弯矩会导致中心轴产生一定程度的下移，且会减弱盖板涵转体性能，从而使其应力增量显著降低。3 试验验证为充分验证上述计算方式的准确性，对运营中的盖板涵采取体外预应力加固静载试验。测得的实际值与理论值如表 2 所示；通过表 2 得出：盖板涵截面强度、刚度实际测量值与理论值大致相同，其压应力理论值与实际值比值均值为 0.98，标准差为2.6%。表2 运营阶段盖板涵截面强度、刚度实测值与计算值对比施加荷载/kN50.095.0133.0180.0230.0260.0受压区混凝土的压应力值实测值/MPa1.6402.6204.0105.2206.3407.420计算值/MPa1.6702.7303.7104.9205.9406.960计算值与实测的比值0.9201.0200.9600.9400.9980.930受压区钢筋拉的应力值实测值/MPa17.1033.7044.1060.3073.1085.50计算值/MPa17.4031.2045.1062.2076.8091.40计算值与实测的比值1.0301.0500.9200.9400.9300.930跨中间的挠度值实测值/MPa0.5701.2802.0502.8403.5704.280计算值/MPa0.5301.3101.9802.8303.5504.270计算值与实测的比值1.0200.9201.0201.0201.0601.0804 参数影响分析4.1 体外预应力筋面积影响分析采用直径为16、20、25、32mm的预应力筋，得出各种直径体外预应力筋加固的盖板涵截面顶部压应力与跨中挠度随荷载变化的曲线，如图2所示。图2 各种直径体外筋加固的盖板涵截面顶部压应力与跨中挠度随荷载变化曲线图2得出：荷载越大，各直径体外预应力筋加固的盖板涵，受力差距越大；当加载至 75 kNm-1时，32mm 体外预应力筋加固效果显著优于16mm 体外筋，混凝土顶部压应力及跨中挠度分别降低 10.5%和44.1%。由此可知，增大体外预应力筋面积可显著提升盖板涵截面强度、刚度。4.2 体外预应力筋有效预应力影响分析施加15、55、95、135 kN四种不同形式的张拉力，114交通世界TRANSPOWORLD得出通过不同有效预应力加固的盖板涵截面顶部压应力与跨中挠度随荷载变化的曲线，如图3所示。图3 不同有效预应力加固的盖板涵截面顶部压应力与跨中挠度随荷载变化曲线图3得出：荷载越大，通过不同有效预应力加固的盖板涵截面，其受力性能显著增大，当加载至75 kNm-1时，张拉力为 135 kN 状态下相较于 15 kN 状态下，混凝土顶部压应力及跨中挠度分别下降 15.5%和37.7%。由此可见，增加体外预应力筋有效预应力，可有效增强盖板涵截面承载性能。4.3 体外预应力筋与盖板涵底距离影响分析选取t为40、60、80、100mm，得出距盖板涵底部不同距离体外预应力筋加固的盖板涵顶部压应力与跨中挠度随荷载变化的数值，具体见表3、表4。表3 不同t的体外预应力筋加固时上表面混凝土压应力加载分级（kN/m）0.0025.0037.5050.0062.5075.00上表面混凝土压应力/MPat=40/mm0.002.6803.6204.5705.5106.450t=60/mm0.002.6503.5904.5205.4606.420t=80/mm0.002.6203.5504.4805.4106.340t=10/mm0.002.6103.5104.4405.3606.280通过表3、表4得出：当体外预应力筋距板底距离不同时，荷载越大，盖板涵顶部混凝土压应力及跨中挠度基本无变化。主要是因为与体外筋和盖板涵中心轴的距离相比，其与盖板涵底部距离的变化较小，对盖板梁负弯矩作用相对微小。因此，短距离改变体外筋与盖板涵底部间距，起不到增强盖板涵承载力的作用。4.4 体外预应力筋锚固位置影响分析选取6、8、10三种不同的锚固参数（n），得出各锚固位置体外预应力筋加固的盖板涵顶部混凝土压应力与跨中挠度随荷载变化的数值，具体见表5、表6。表5 不同锚固位置加固时上表面混凝土压应力加载分级/（kN/m）0.0025.0037.5050.0062.5075.00混凝土受压区应力/MPan=100.002.6803.6304.5705.5206.460n=80.002.6903.6304.5805.5206.460n=60.002.6903.6404.6105.5406.490表6 不同锚固位置加固时跨中挠度加载分级/（kN/m）0.0025.0037.5050.0062.5075.00跨中的挠度值/mmn=100.000.7201.1301.5602.0102.420n=80.000.7201.1301.5702.0202.430n=60.000.7101.1401.5802.0102.450通过表5、表6得出：荷载越大，各体外筋锚固位置下盖板涵跨中截面顶部混凝土压应力及挠度变化较小，但两端位置主应力变化显著。由此可见，具体对盖板涵进行加固处理时，若仅为提高跨中位置力学性能，可合理调整锚固部位。4.5 荷载形式影响分析以均布荷载、三分点荷载、集中荷载（按等效荷载计算）进行试验，得出各种荷载作用下盖板涵截面顶部混凝土压应力与跨中挠度随荷载变化曲线，如图4所示。通过图4得出：荷载形式及大小发生变化时，盖板涵跨中截面力学性能发生显著变化，当荷载为75 kNm-1时，施加集中荷载的盖板涵混凝土顶部压应力及跨中挠度显著高于均布荷载，其增幅分别达 47.4%和39.5%。由此可知，荷载形式不同，其体外筋加固效果表4 不同t的体外预应力筋加固时跨中挠度加载分级/（kN/m）0.0025.0037.5050.0062.5075.00跨中的挠度/mmt=40/mm0.000.6901.1201.5501.9802.410t=60/mm0.000.6701.0801.5201.9202.340t=80/mm0.000.6401.0501.4501.8602.270t=100/mm0.000.6101.0101.4201.8202.220115总655期2023年第25期（9月 上）也存在显著差异。因此，具体应用时应根据荷载形式差异采取针对性的加固措施。5 结论综上所述，本文结合盖板涵体外预应力加固方案力学性能试验分析，得出如下结论：1）体外预应力筋负弯矩对挠度及转角的作用，两种情况下体外预应力筋应力增量存在显著差异，其数值偏差率高达20%，在实际加固计算时应充分考虑体外预应力筋负弯矩作用。2）为有效增强盖板涵承载性能，应适当降低截面中性轴并限制其转动能力。3）当加载至75 kNm-1时，32 mm体外预应力筋加固效果显著优于16 mm体外筋，混凝土顶部压应力及跨中挠度分别降低10.5%和44.1%。张拉力在135 kN状态下相较于15 kN状态下，混凝土顶部压应力及跨中挠度分别下降15.5%和37.7%。因此，增大体外预应力筋面积和有效预应力均可显著提升盖板涵承载能力。参考文献：1 贺玉婷.波纹钢加固钢筋混凝土盖板涵力学性能研究D.广州：华南理工大学，2021.2 张欣.公路盖板涵施工及质量控制分析J.工程机械与维修，2022（4）：106-108.3 许少龙.高速公路涵洞工程的盖板涵施工技术研究J.交通世界，2021（33）：39-40.4 陈世昌.分析公路现浇钢筋混凝土盖板涵施工技术J.黑龙江交通科技，2021，44（4）：119，151.5 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