混凝土箱梁牛腿裂缝分析及加固技术创新研究与实践.pdf

Jun.2023Earthquake Resistant EngineeringgandRetrofitting021Jun.22023Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting2023年6 月Vol.45,No.3第45卷第3期工程抗震与加固改造章编号】1002-8412(2023)03-0166-11D0I:10.16226/j.issn.1002-8412.2023.03.混凝土箱梁牛腿裂缝分析及加固技术创新研究与实践毛建平1,2,唐1,2,蒙方成3,潘栋（1.广西交通设计集团有限公司，广西南宁530 0 0 4;2.广西交通工程检测有限公司，广西南宁530 0 0 4；3.中铁四院集团南宁勘察设计院有限公司，广西南宁530 0 0 0）【提要本文详细介绍了某城市立交桥混凝土箱梁牛腿裂缝的专项检测方法，检测结果表明，牛腿裂缝以斜向为主，与底板夹角在2 7 45之间。根据裂缝特征、牛腿结构形式和配筋情况，运用大型有限元软件ANSYS进行数值分析，并在此基础上论述了混凝土牛腿裂缝成因。针对牛腿裂缝引起的结构刚度弱化，影响结构安全问题，综合考虑加固效果、经济性、适用性和耐久性等因素，提出一种钢牛腿置换混凝土牛腿的加固方法。从方法原理、计算分析及施工要点等方面对该方法进行了详细论述，并成功将其运用于实际工程。通过加固后的实桥检测，验证了该加固方法的良好效果，可为同类结构形式桥梁的维修加固提供参考。关键词混凝土裂缝；桥梁加固；混凝土牛腿；钢牛腿中图分类号U445.7文献标识码1AResearch and practice on crack analysis and reinforcement technology innovationof concrete boxgirder corbelMao Jian-pingl2,Tang Geni-2,Meng Fang-cheng,Pan Dong-2(1.Guangxi Communications Desgn Group Co.Lid,Nanning 530004,China;2.Guangxi Traffic Engineering Testing Co.Ltd,Nanning 530004,China;3.Nanning Survey and DesignInstitute Co.Ltd of China Railway Siyuan Group,Nanning 530000,China)Abstract:This paper introduces the special detection method of corbel cracks in a concrete box girder of an urban overpass in detail.The detection results show that the corbel cracks are mainly oblique,and the included angle with the bottom plate is between 27 45.According to the crack characteristics,corbel structure and reinforcement,the numerical analysis is carried out by using the large-scalefinite element software ANSYS,and on this basis,the causes of concrete corbel cracks are discussed.In view of the weakening ofstructural stiffness caused by corbel cracks and the impact on structural safety,a reinforcement method of replacing concrete corbel withsteel corbel is proposed by comprehensively considering the factors of economy,convenience and scientificity.This method is discussedin detail from the aspects of method principle,calculation analysis and construction key points,and has been successfully applied topractical projects.Through the inspection of the reinforced real bridge,the good effect of the reinforcement method is verified,whichcan provide a reference for the maintenance and reinforcement of bridges with similar structural forms.Keywords:concrete cracks;bridge reinforcement;concrete corbel;steel corbelE-mail:混凝土悬臂箱梁加牛腿的结构形式，具有外形美观、对桥下净空影响小及造价低等优势，因此，该结构形式经常被应用于城市立交桥中。牛腿作为主梁的支撑结构和主梁的连接构件，截面高度较主梁小，该处容易产生刚度突变，牛腿位置存在弯、拉、收稿日期2022-06-24基金项目国家自然科学基金（518 7 8 18 6、518 6 8 0 0 7）国家重点研发计划（2 0 19 YFC1511103）剪、扭等多种受力形式的情况，导致其受力复杂，是上部结构的薄弱部位。随着运营期的增长，重载车辆的增加，城市立交桥主梁牛腿处经常出现较为典型的斜向裂缝，给城市交通安全带来了困扰。重建这些桥梁不仅需要大量资金，而且周期长，社会及环境影响大。因此，有必要对城市桥梁牛腿开裂成因及加固技术进行深人研究，提高病害桥梁的承载力和耐久性，消除交通安全隐患。2023Earthquake Resistant Engineeringand RetrofittingVol.45,No.3Engineeringplan diagramFig.1167.毛建平，等：混凝土箱梁牛腿裂缝分析及加固技术创新研究与实践第45卷第3期程丽娟等1 采用空间有限元法，分析了牛腿沿横向和竖向的应力分布规律，探讨了横桥向支座宽度以及水平力对牛腿有效计算宽度的影响，得出了不同情况下牛腿的有效分布宽度及计算公式。熊劲松2 用有限元法研究各类荷载、支座个数等因素对牛腿斜向应力的影响；把MonteCarlo法与有限元法相结合，用统计有限元分析了支座脱空对牛腿斜向应力的影响。罗伟斌等3 采用有限单元法进行牛腿受力分析，结合现场检测中所看到的牛腿裂缝形态，研究牛腿倒角处裂缝产生的机理。勾红叶等4以成都市三环路牛龙路立交桥为工程背景进行了主桥和匝道桥下牛腿部位的开裂及预应力筋加固模型试验及方法。张权5 以城市立交桥牛腿加固处置工程为背景，总结一些常见的牛腿加固处置方法，如：粘贴钢板法加固、增设桥墩法加固、增设桥墩斜撑加固、主梁增大截面加固等。然而上述加固方法存在被动加固效果不佳、侵占净空不易实施、施工困难加固效果不易保障等问题。基于此，本文提出一种钢牛腿置换混凝土牛腿的加固方法，并成功运用于实际工程，发现该加固方法可以显著提高桥梁的使用性能和承载能力，为该加固方法的进一步推广提供了有益的依据和参考。1工工程概况某城市立交为一座3层双环半定向组合立交桥，最底层为地面层道路，第一层为A主线，第二层为B主线，第三层为C主线。其余DH匝道相应连接A、B、C 主线，立交平面示意图如图1所示。B主线、C主线、G匝道跨A主线的箱梁采用钢混组合结构，其余为箱梁采用预应力混凝土连续箱梁，联与联之间通过牛腿连接，箱梁采用C50混凝土浇筑。桥梁设计荷载：城市-A级；桥梁安全等级：一级。运营多年后，外观检测发现混凝土箱梁牛腿存在2 6 道裂缝，如表1所示。裂缝起点为牛腿倒角处，按2 7 45方向斜向发展，裂缝长度最大值0.70m，宽度最大值0.36 mm，大部分裂缝宽度均超过了规范 允许值。为探明裂缝性质及成因，针对裂缝进行了专项检测及分析。主道C线主道A线N匝道G线匝道下线匝道线匝道H线主道B线压道D线主道A线图1依托工程平面示意图表1混凝土牛腿裂缝病害汇总Tab.1Summary of concrete corbels disease最大裂最大裂缝最长裂最大裂裂缝裂缝分布缝宽度宽度发缝长度缝长度类型情况(mm)生位置(m)发生位置A线（9 道）B线（3道）、C线（9 道）、DC8联C16号0.360.70B2联B3号墩下牛腿左侧和C3斜向裂缝线（2 道）、F线（1道）、G线（1道）、H线墩处下牛(长0.2 7 m)(宽0.12 mm）联C5号墩下牛腿右侧(1道）腿右侧面Jun.2023Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting.168.2023年6 月工程抗震与加固改造2裂缝专项检测及分析2.1裂缝专项检测根据桥梁外观检测情况，本立交箱梁下牛腿总计37 处，其中发现有裂缝的下牛腿共2 4处，病害发生率为6 4.8 7%，典型裂缝照片如图2 所示。为进一步探明裂缝形态，选择部分下牛腿开展裂缝专项检测。检测方法为在下牛腿底部沿横桥向布置探孔（钻孔直径不大于3cm），采用微型高清摄像探头深人探孔内进行检测，通过每个探孔揭示的裂缝情况，进一步验证裂缝走向及其横桥向分布情况。裂缝专项检测工作照如图3所示，典型裂缝照片如图4、图5所示，下牛腿裂缝专项检测结果如图6 所示。图2下牛腿外表面斜向裂缝Fig.2Oblique crack on outer surface of lowerconcrete corbels根据裂缝专项检测结果，对牛腿裂缝形态进行分析：（1）下牛腿斜裂缝沿横桥向有明显的发展情况，并不局限存在于牛腿侧边；（2)牛腿裂缝在钻孔内多呈环状，在同一个牛腿上不同钻孔内的裂缝宽度一般不同，并且在裂缝处混凝土比较破碎；（3）个别钻孔位置发育有竖向裂缝，部分牛腿发图3下牛腿裂缝专项检测Fig.3Special detection of of lower concrete corbels图4下牛腿探孔内竖向裂缝典型照片Fig.4Typical photos of vertical cracks in thelowerconcretecorbels图5下牛腿探孔内环向裂缝典型照片Fig.5Typical photos of circumferential cracks in thelowerconcretecorbels育有2 条裂缝，根据钻孔检测结果分析（见图7、图8），被测牛腿裂缝与牛腿底面夹角一般为2 7 4518020腹板边线1号孔-孔径2 8 m，孔深53cm底部见竖向裂缝2号孔-孔径2 8 mm，孔深56 cm，在2 7 cm见环形裂缝3号孔-孔径2 8 mn，孔深6 3cm在30 cm见环形裂缝114号孔孔径2 8 mn，孔深53cm，在2 7 cm见环形裂缝斜向裂缝探孔下牛腿5号孔-孔径2 8 um，孔深55cm，未见环形裂缝+816号孔-孔径2 8 m，孔深55cm在2 5cm见环形裂缝7号孔-孔径2 8 m，孔深55cm，在30 cm见环形裂缝下牛腿前沿表示见裂缝孔位图6 下牛腿裂缝专项检测结果Fig.6Special detection of of lower concrete corbels2023Earthquake Resistant Engineering and RetrofittingVol.45,No.3.169.毛建平，等：混凝土箱梁牛腿裂缝分析斤及加固技术创新研究与实践第45卷第3期竖向裂链斜向裂缝探孔图7 牛腿竖向和斜向裂缝示意图Fig.7Schematic diagram of vertical and diagonalcrackof concretecorbels斜向裂缝图8 牛腿2 条斜向裂缝示意图Fig.8 Schematic diagram of two diagonal crack inconcretecorbels2.2裂缝成因分析2.2.1牛腿构造及配筋桥梁联与联之间采用牛腿连接，根据本桥施工图设计文件，牛腿典型构造如图9 所示，牛腿处配筋如图10 所示。顺桥向上牛腿881下牛腿8墩柱图9牛腿立面图Fig.9Concrete corbels elevation diagram80预应力筋N1钢筋网A5底板主筋?710图10牛腿钢筋示意图Fig.10Diagram of concrete corbels Rebar根据牛腿构造及配筋，可知：（1）由于本身梁高偏小，决定了牛腿截面高度偏小，本桥设计牛腿直接抗剪截面高度仅6 2 cm，另外牛腿处刚度突变，作为剪力传递的关键部位，其结构发生突变，受力复杂，容易引起应力集中。（2）根据配筋图可见最外侧的2 号钢筋不能与骨架完全焊透，牛腿未配置闭合水平箍筋，不能有效发挥预期抗剪能力。（3）牛腿处横向设置多个板式橡胶支座，特别是宽幅桥，最多处横向设置了18 个支座；窄桥一般设置4个（8 m桥宽）或5个（10 m桥宽）支座。上、下牛腿之间的空间狭窄，施工中很难保证所有支座均匀受力。经过一段时间的运营后，受梁体位移、支座老化等因素的影响，势必会出现支座受力不均的情况，从而对牛腿应力分布产生较大影响。2.2.2牛腿受力分析（1）理想状态下牛腿受力分析采用有限元分析软件ANSYS对下牛腿在理想工作状态下进行应力分析（理想状态指各支座工作状态良好，受力均匀）。由于本项目各桥桥面宽差异较大，牛腿有正交、斜交的情况，因此选择具有代表性的A5联下牛腿进行结构分析，A5联A15墩下牛腿位于A5联和A6联的衔接处，该牛腿处桥面总宽2 9 m，梁高1.8 m，箱梁与路线交角为12 4.9 8，牛腿上设置18 个滑板橡胶支座，支座型号为GJZF425040039。计算中支座力按标准组合取值，合计10514.1kN，由18 个支座平均分担。A15墩下牛腿构造及有限元分析数据提取部位示意如图11所示，理想状态下牛腿拉应力有限元分析结果如图12所示。ANSYS.17710729636.121K10A.26MK-0/.715x407.101K-08倒角上缘倒角下缘倒角中部图11理想状态下牛腿倒角处应力云图Fig.11Stress nephogram of lower concrete corbelschamferunderideal conditionJun.Earthquake Resistant Engineeringand Retrofitting2023:1702023年6 月工程抗震与加固改造1.00E+078.98MPa8.00E+066.00E+065.06MPa4.00E+06M2.00E+060.00E+0051015202530-2.00E+06倒角上缘倒角中部倒角下缘注：图12 中x轴为距牛腿侧边距离，单位为m；纵轴为第一主拉应力值，单位为Pa。图12理想状态下牛腿拉应力有限元分析结果Fig.12Finite element analysis results of the tensionstress of the leg under ideal condition通过对理想状态下牛腿第一主拉应力计算结果分析可知：标准组合作用下，牛腿第一主应力最大值发生在梁体侧面倒角处，最大主拉应力达8.9 8 MPa。牛腿未配置水平箍筋，导致倒角处出现斜向裂缝。牛腿倒角处主拉应力主要由两个因素引起：第一是腹板束张拉预应力（见上图10 中预应力筋N1）；第二是由上牛腿传来的支座力，分析结果表明，由于腹板束张拉预应力导致牛腿倒角处产生3.45MPa的第一主拉应力。（2）支座脱空状态下牛腿受力分析分3个工况考虑支座脱空状态下牛腿受力情况，支座脱空工况1：考虑8 个支座失效，荷载由剩余的10 个支座平均分担；支座脱空工况2：考虑12个支座失效，荷载由剩余的6 个支座平均分担；支座脱空工况3：考虑14个支座失效，荷载由剩余的4个支座平均分担。各工况下牛腿倒角处第一主拉应力云图如图13 15所示，第一主拉应力沿截面分布规律如图16 18 所示。图16 18 中轴为距牛腿侧边距离，单位为m；纵轴为第一主拉应力值，单位为Pa。（3）理想状态和支座脱空工况比较分析将理想状态和支座脱空状态各工况下牛腿受力分析结果进行比较，结果如表2 所示。由表2 可知：随着支座的退出工作，牛腿外侧边缘混凝土主拉应力有所增大，但增大不明显，除了牛腿外侧边缘1m范围以外，牛腿其他位置倒角处最大主拉应力增大明显，由18 个支座减少到4个支座时，最大主拉应力由5.0 6 MPa增加到12.8 3MPa,增ANSYS.597E+07-.416E+07-234E+07-518044.130E+07.312E+07.494E+07.676E+07.858E+07.104E+08图13支座脱空工况1牛腿倒角处应力云图Fig.13Stress nephogram of lower concrete corbels chamferunder bearing separation condition-1AN7.972E+07-.743E+07-.515E+07.286E+07-576721.171E+07.399E+07.628E+07-856E+07.J08E+08图14支座脱空工况2 牛腿倒角处应力云图Fig.14Stress nephogram of lower concrete corbels chamferunder bearing separation condition-2AN13-146E+08-.114E+08.831E+07.518E+07-.205E+07107E+07.420E+07.732E+07104E+08.136E+08图15支座脱空工况3牛腿倒角处应力云图Fig.15Stress nephogram of lower concrete corbels chamferunder bearing separation condition-3幅为7.7 7 MPa。支座退出工作将促进裂缝进一步开展。综合裂缝专项检测结果、牛腿构造和配筋情况以及有限元数值分析结果，认为导致下牛腿出现裂缝的原因有以下5个方面。牛腿截面高度偏小，抗剪截面小；牛腿处钢筋设置不够合理，未配置闭合水平箍筋；Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting2023Vol.45,No.3171毛建平，垂土箱梁牛腿裂缝分析及加固技术创新研究与实践第45卷第3期构造特点导致牛腿倒角处受力复杂，易产生应力集中；1.00E+079.21MPa8.00E+067.20MPa6.00E+064.00E+062.00E+060.00E+0051015202530-2.00E+06倒角上缘倒角中部倒角下缘图16支座脱空工况1下牛腿拉应力计算结果Fig.16Finite element analysis results of the tensionstress of the leg under bearing separation condition-18.95MPa1.00E+079.59MPa8.00E+066.00E+064.00E+062.00E+060.00E+0051015202530-2.00E+06倒角上缘倒角中部倒角下缘图17支座脱空工况2 下牛腿拉应力计算结果Fig.17Finite element analysis results of the tensionstress of the leg under bearing separation condition-21.50E+0712.83MPa1.20E+0710.10MPa9.00E+066.00E+063.00E+060.00E+00510152025300-3.00E+06倒角上缘倒角中部一倒角下缘图18支座脱空工况3下牛腿拉应力计算结果Fig.18Finite element analysis results of the tensionstress of the leg under bearing separation condition-3支座脱空进一步导致牛腿内部产生裂缝；上、下牛腿之间在桥面设置伸缩缝，行车在伸缩缝处容易出现跳车现象，冲击力增大，车辆反复冲击作用牛腿易出现疲劳破坏。立交桥箱梁牛腿作为联与联之间的连接，起到传递剪力的作用，是桥梁重要受力部位之一。综合牛腿裂缝专项检测结果及病害成因分析，认为牛腿裂缝削弱了结构承载力，已对桥梁安全构成威胁，应及时采取适当措施加固补强，提高结构安全性。表2 各工况下牛腿有限元分析结果Tab.2Finite element analysis results of lower concrete corbels under various working conditions有效支座个数牛腿侧边缘第一主拉应力牛腿侧边缘1m范围以外的其他分析工况（个）(MPa)位置倒角处最大主拉应力（MPa）理想状态188.985.06支座脱空工况1109.217.20支座脱空工况269.598.95支座脱空工况3410.112.833钢牛腿置换混凝土牛腿加固法3.1加固设计要点综合考虑加固效果、经济性、适用性和耐久性等因素，提出一种钢牛腿置换混凝土牛腿的加固方法。该方法示意及钢牛腿构造如图19 所示，主要设计原则如下：（1）加固设计荷载维持原设计荷载不变。（2）钢牛腿置换混凝土牛腿加固法的主要工作原理为通过外加钢牛腿结构改变原结构受力体系，把支座置于钢牛腿之上，从而避免混凝土牛腿倒角应力过大问题。通过合理设置支座调节装置，可调整恒载支座反力、避免牛腿处多支座所导致的受力不均、支反力不明确等问题（3）钢牛腿采用焊接钢箱构造，钢牛腿加固按组合结构进行计算分析，加固改造后原结构部分按A类预应力混凝土构件7 控制应力指标。在作用（或荷载)短期效应组合或长期效应组合8 下，部分梁体在支撑下牛腿的支点处墩顶截面上缘正应力超过规范7 】限值，通过在桥面铺装内配置间距100mm、直径2 0 mm的HRB400加强钢筋提高其承载力；牛腿钢箱在作用（或荷载）标准组合下，钢箱应力不超过规范9 限值；承载能力极限状态下，钢牛腿抗剪承载力满足规范9 要求。（4）钢箱通过预应力钢绞线、精轧螺纹钢筋及锚栓和胶黏剂与下牛腿进行连接，预应力钢筋采用高强低松弛钢绞线，抗拉强度标准值f,k=1860MPa，Earthquake Resistant EngineeringandRetrofittingJun.2023.172.工程抗震与加固改造2023年6 月前端钢绞线张拉控制应力con=0.67fk=1246.2MPa，后端钢绞线张拉控制应力con=0.5fpk=930MPa；精轧螺纹钢筋张拉控制应力以使钢牛腿顶板紧贴混凝土梁底面为准，且张拉应力不应大于0.2f,k=157MPa。（5）采用预压顶紧的施工工艺消除前端新旧结合面开口。7cm沥青混凝土防水层混凝土凿除区域8cmC40混凝1750L32精轧螺纹钢上牛腿JL32精轧螺纹钢预埋钢板N52预埋钢板N51支座理论中心线11C=H11UU桥墩中心线113002403360尾部锚具保护罩端部锚具保护罩图19钢牛腿置换混凝土牛腿加固法示意（单位：cm）Fig.19Schematic representation of the reinforcement method of steel corbels replacing concrete corbels(unit:cm)3.2结构计算分析3.2.1支座位置改变对原结构的影响通过分析原结构和增设钢牛腿后墩顶弯矩和剪力，结果表明：墩顶弯矩和剪力均有所增加，但通过在墩顶布置直径2 0 mm、间距2 0 0 mm的HRB400钢筋，其抗弯承载力和抗剪承载能力均能满足要求。3.2.2钢牛腿与原牛腿刚度差分析钢牛腿抗弯刚度与原下牛腿抗弯刚度对比如下：每个钢牛腿支座理论中心线处的截面惯性矩为0.0167153m*,8个钢牛腿总计I.=0.133722m*，钢材弹性模量E。=2.0 10 N/m,抗弯刚度E.l.=2.6744101N m。原下牛腿支座理论中心线处的截面惯性矩为1。=0.588564m4，C 50 混凝土弹性模量E。=3.4510N/m,抗弯刚度E.l=2.0305510lNm。由上述可见E,I.E。I。,说明钢牛腿支座理论中心线处的截面抗弯刚度比原下牛腿支座理论中心线处的截面抗弯刚度大。下牛腿在成桥支座力作用下的位移云图如图20所示，下牛腿位移曲线如图2 1所示。0.00021.-5.673,-5.1304.4385.779-51304.4386.06415.779图2 0作用基本组合下的钢牛腿位移云图Fig.20Displacement nephogram of steel corbelunder the fundamental combination of actions0.0-1.0-2.0-3.0-4.0-5.0-6.0-7.0-8.00.0001.0002.0003.0004.0005.000与墩顶的距离(m)图2 1作用基本组合下的钢牛腿挠度曲线Fig.21Deflection curve of steel corbel under thefundamental combination of actions2023Vol.45,No.3Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting173毛建平，等：混凝土箱梁牛腿裂缝分析及加固技术创新研究与实践第45卷第3期由下牛腿位移云图及下牛腿位移曲线图可知，下牛腿变形曲线顺滑，在钢牛腿梁段未出现明显突变，说明结构沿纵桥向各截面抗弯刚度相差不大。3.2.3钢牛腿受力分析根据支反力的计算结果拟定钢箱牛腿高度为1.3m，钢材采用Q345。锚板下的钢垫板厚度为30mm；钢绞线套管厚度为2 0 mm；锚垫板下的钢板厚度为2 0 mm；中心线上、支座下的腹板厚度为20mm；除前述部位以外，其他部位钢板厚度均为16mm。钢牛腿端部钢束为.15.2-12,尾部钢束未锚栓为。15.2-9；钢牛腿与混凝土梁底结合面抗剪锚栓尾部第一排直径为16 mm，尾部2 3排直径为20mm，其余锚栓直径为2 4mm；钢束固定端锚垫板与混凝土梁顶结合面设置剪力钉。结合面所有锚栓均为碳钢锚栓8.8 级。采用大型通用有限元分析软件ANSYS对结构进行计算分析，下牛腿结构离散图如图2 2 所示，本次计算分4个工况进行汇总结果，工况1为各施工阶段计算分析；工况2 为成桥后施加标准组合支反力计算分析；工况3为成桥后施加极限组合支反力计算分析；工况4为成桥后施加活载支反力，求解疲劳应力幅。各工况下牛腿整体vonmises应力云图如图2 3 2 5所示，各工况应力分析结果汇总如表3所示。表3各工况应力分析结果（MPa）Tab.3Stress analysis results for each working condition(MPa)工况1工况2工况3工况4项目计算值允许值计算值允许值计算值允许值计算值允许值钢箱vonmises应力17520015820024329591.9144钢箱剪应力79.612071.912011117042.1144钢绞线应力120012091120120911401260混凝土牛腿倒角混凝土主压应力24.125.96.619.4混凝土牛腿锚下混凝土主压应力22.525.922.3梁底预埋钢板下混凝土牛腿竖向压应力23.225.921锚栓vonmises应力427490370490377490锚栓纵桥向剪应力246290208290129290固定端锚垫板vonmises应力110200102200103295张拉端锚垫板vonmises应力14220013620015629513.7144牛腿底预埋钢板vonmises应力1602001552001522958.84144图2 2下牛腿结构离散图Fig.22Discrete diagram of lower corbel structure由表3可知，钢牛腿各类构件在各施工阶段及运营阶段工况下应力均满足要求。3.3加固施工要点钢牛腿置换混凝土牛腿加固法主要施工顺序为：钢箱工厂制作一箱梁内原有钢束定位新加钢绞线预应力束和精轧螺纹钢筋钻孔一安装钢箱，植锚栓（未扭紧螺帽），张拉预应力钢筋施加支座预压力一灌注结合面灌注胶一卸载支座预压力一待该处下牛腿的所有钢牛腿安装完成后，通过多支座同ANSYS11.OSP1NODALSOLUTIONSTEP-3SUB=1TIME=3SEQV(AVG)PowerGraphicsEFACET-1AVRES=MatDMX=.004391SMN=148919SMX=.175E+09148919.195E+08389E+08.583E+08.777E+08.970E+08.116E+09.136E+09155E+09.175E+09图2 3工况1整体vonmises应力（单位：Pa）Fig.23Von mises stress in working condition 1(unit:Pa)时顶升，调节支座恒载反力。本项目在施工方面最大的创新点在于采用了预压顶紧的施工方法，以消除新增钢牛腿前端新旧结构结合面开口问题。预压一顶紧施工方法主要步骤为：待钢牛腿安装完成后，顶升钢牛腿上的球形支座，使下牛腿上原来橡胶支座全部退出工作，并调节各球形支座恒载反力，待反力调节后，根据钢牛腿支Jun.Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting2023.174工程抗震与加固改造2023年6 月ANSYSI1.OSPINODALSOLUTIONSTEP=6SUB=1TIME=6SEQV(AVG)PowerGraphicsEFACET-1AVRES-MatDMX=.004065SMN=169192SMX=.158E+09169192.177E+08.353E+08.529E+08.704E+08.880E+08.106E+09.123E+09.141E+09.158E+09图2 4工况2 整体vonmises应力（单位：Pa）Fig.24Von mises stress in working condition 2(unit:Pa)反力的横向影响线，在上牛腿侧桥面分多工况施加ANSYS11.OSP1NODALSOLUTIONSTEP-9SUB=1TIME=9SEQV(AVG)PowerGraphicsEFACET-1AVRES=MatDMX=.008003SMN=203300SMX=.243E+09203300.272E+08.542E+08.812E+08.108E+09.135E+09.162E+09.189E+09.216E+09.243E+09图2 5工况3整体vonmises应力（单位：Pa）Fig.25Von mises stress in working condition 3(unit:Pa)配置预压支座，本项目采用加载车预压，如图2 6 所示。预压荷载大小和施加位置需严格根据计算结果确定，并对预压加载车进行各轴称重，预压过程有针对性地进行施工过程监控以策安全。在每个预压工况下，保持支座预压力稳定，对相应的钢牛腿顶板与混凝土梁底结合面进行补充灌注化学胶，拧紧剩下的锚栓螺帽,达到使新旧结构紧密贴合的目的。另外，由于钢牛腿的安装需要在原结构开孔张拉斜向预应力筋等，施工中需要钻孔，但由于原结构处布置了较为密集的钢筋，同时桥墩顶面也存在原设置的预应力钢束，因此施工中钻孔或植筋时应特别注意避让，提前采用雷达法或电磁感应法探测原结构钢筋，制定好钻孔或植筋孔位。当出现必须截断钢筋时，优先确保原预应力钢束和骨架钢筋不截断。钢牛腿上锚头埋置于箱梁顶面，施工时凿除了箱梁部分混凝土和桥面铺装，在重新浇筑混凝土时，需做好混凝土浇筑密实度控制，并做好防水层，以保证上锚头耐久性。为确保桥面雨水不直接渗入钢牛腿，提高钢结构的耐久性，设计中在做好钢结构防腐蚀设计的同时，桥面除在伸缩缝设置密封橡胶止水带外，在牛腿缝底部设置止水带（见图2 7），为牛腿止水提供双重保护。此外，钢牛腿置换混凝土牛腿加固法还涉及钢结构加工制造、定位安装、防腐以及支座反力调整和斜向预应力筋二次张拉等多种需精细质量控制的施工，为确保施工过程结构安全，保证施工与设计的符合性，需要在施工过程进行全程监控。3.4加固效果验证为全面了解采用本文方法加固后牛腿的实际工作性能，在完成加固后，开展了专项荷载试验。在完成常规桥梁荷载试验测试项目，验证了结构整体强度和刚度的基础上，专门针对牛腿结构开展了最大支反力工况下验证性试验。现场工作照如图2 8所示。验证性试验测试截面及测点布置主要依据结构受力特点，在原混凝土牛腿左、右侧面从牛腿倒角处沿着斜向布置一条应力测试路线，在钢牛腿受力较大的板件上布置局部应力测点，在上、下牛腿底面横桥面压重汽车上牛腿支座理论中心线下牛腿灌注结合颜桥嫩中心线千斤顶柠紧锚栓螺母钢牛腿图2 6预压顶紧施工方法示意（单位：cm）Fig.26Schematic diagram of the construction method of preloading-jacking(unit:cm)Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting2023Vol.45,No.175毛建平，等：混凝土箱梁牛腿裂缝分析及加固技术创新研究与实践第45卷第3期上牛腿虾牛腿牛腿线卡扣水流向橡胶止水带/1019卡扣1oLB/2图2 7钢牛腿多重防水示意（单位：cm）Fig.27Schematic diagram of multiple waterproofing of steel corbels(unit:cm)图2 8试验加载照片Fig.28Test loadingphoto桥向各布置一条位移测试路线，牛腿测试截面及测点布置示意如图2 9 所示。牛腿专项验证性试验结果汇总如表4所示。原混凝土上牛腿ZCIYC原混凝土下牛腿ZC2(YC2)MZC3(YC3)应变控制断面ZC4(YC4)W9-W16118N5-13钢牛腿N7-12加固，后牛腿位钢牛腿板件应移控制截面力控制截面W1-W8图2 9牛腿测试控制截面及测点布置示意图Fig.29Schematic diagram of the control section andmeasuring point layout of the corbel test由表4可知：（1）钢牛腿加固后上牛腿及新增钢牛腿挠度校验系统均小于1.0,且上牛腿及钢牛腿变形规律一致，卸载后变形基本恢复，说明采用钢牛腿加固后的实际刚度满足设计要求，结构处于弹性工作状态。（2）加固后对原混凝土下牛腿应变和新增钢牛腿应力进行了测试，应变和应力校验系统均小于1.0,且与加固前混凝土下牛腿应变对比，加固后原混凝土下牛腿应变值小得多，说明加固后原混凝土下牛腿受力状况得到了改善，结构强度满足设计要求。（3）综合试验现象、实测结果和理论分析，可判断加固后新的牛腿支撑结构体系符合设计要求，钢牛腿置换混凝土牛腿作为一种新的加固方法，能有效解决混凝土牛腿开裂问题，改善结构受力。距离依托