轨道交通大跨度预应力混凝土连续梁桥加固设计.pdf

世界桥梁 2023年第51卷第S1期（总第224期）World Bridges#Vol.51,No.S1#2023（Totally No.224159DOI：10.20052/j.issn.1671-7767.2023.SI.024轨道交通大跨度预应力混凝土连续梁桥加固设计褚文涛】，关进轩】，杨 帆】，吕宏奎褚文涛】，关进轩】，杨 帆】，吕宏奎2(1.中铁大桥局集团有限公司，湖北 武汉430050；2.中铁大桥科学研究院有限公司，湖北 武汉430034)摘 要摘 要：针对轨道交通大跨度预应力混凝土连续梁桥跨中下挠及开裂等病害，以某轨道交通(65+120+65)m预应力混凝土 连续梁桥为背景，研究该类病害桥梁加固方法&根据资料调研及有限元计算，对受损主梁进行病害成因分析及状态模拟&经 过方案比选，确定加固方案为：补充张拉2束15-015.2 mm备用体内预应力束;增设12束19-015.2 mm体外预应力束；预应力 管道补充注浆、裂缝封闭&施工监测结果显示：加固后主梁中跨跨中截面增加了 5.73 MPa压应力、上拱22.3 mm&加固后轨 道交通恢复正常速度通行,监测结果表明桥梁轨道平顺、行车舒适度良好，证明了加固方案安全适用、效果显著&关键词关键词：轨道交通；连续梁桥；病害；预应力束；补充注浆；裂缝封闭；加固设计；监测中图分类号中图分类号：U448.215；U445.72 文献标志码:文献标志码:A 文章编号：文章编号：1671-7767(2023)Sl-0159-081概述概述预应力混凝土连续梁桥作为一种经济且跨越能 力良好的桥型，在公路、市政、城市轨道交通及铁路 工程中得以广泛使用2-。由于预应力混凝土连续 梁桥在我国应用较早，许多该类桥梁经多年服役，出 现主梁跨中下挠及开裂等病害，严重危害桥梁运营 安全，需对其进行加固。目前国内有关连续梁桥的 加固设计研究多针对公路和市政类工程，而轨道交 通桥梁对变形敏感、列车通行频繁且检修天窗时间 短，常规加固技术难以满足要求。因此，研究一套适 用于轨道交通连续梁桥的维修加固技术非常重 要。鉴于此，以某服役多年的轨道交通连续梁桥 为背景，分析其病害特点及产生原因，并对该类桥梁 加固设计展开研究&某轨道交通(65+120+65)m连续梁桥为预应 力混凝土结构，桥梁平面位于半径1 600 m圆曲线 上，桥梁总体布置如图1所示。主梁为整体单箱单 室截面，梁高采用圆曲线变高,跨中处箱梁中心截面 高4.55 m,中支点处箱梁中心截面高8.15 m；梁顶 宽10.6 m,梁底宽6.8 m,腹板为直腹板，主梁横截 面如图2所示。梁段采用悬臂浇筑法施工，在中支 点0号块及其左、右各4个节段内设置了竖向预应 力，其余节段仅设纵向预应力。桥梁活载为双线地 铁B型车，设计速度为120 km/h。接简支梁 連 接简支梁L|-6 500 十 十 12 000 十 十 6 500“回 回 回 回 平面下行线路中心线图图1桥梁总体布置桥梁总体布置Fig.1 General layout of bridge运营多年后该桥出现严重的跨中下挠及开裂等 病害，影响结构运营安全，需对其进行加固&考虑到 前述轨道交通桥梁加固难点，该桥采用常规加固技 术难以满足要求，需结合主梁具体病害情况进行加 固设 计。2主梁病害成因分析及加固前主梁状态模拟主梁病害成因分析及加固前主梁状态模拟2.1 主要病害(1)主梁中跨跨中下挠严重,边跨整体上拱，加 固前主梁跨中累计变形如图3所示&由图3可知：主 梁中跨跨中下挠严重且存在持续发展的趋势,相较于 刚运营时的桥梁线形，跨中下挠最大值达44.1 mm。经计算，由中跨跨中到中支点主梁挠度逐渐减小&两 侧边跨主梁整体上拱，最大上拱6.4 mm。收稿日期收稿日期20220817基金项目基金项目：中国中铁股份有限公司重点开发计划项目(2016-重点12)Project of Science and Technology Research and Development Program of China Railway Group Limited(2016-Key Project-12)作者简介：作者简介：褚文涛(1984),男，高级工程师，2006年毕业于长春工程学院道路与桥梁工程专业，工学学士，2008年毕业于华中科技大学桥梁与 隧道工程专业，工学硕士(E-mail：)&160世界桥梁 2O23,51(S1)1/2跨中处1 060/21/2中支点处图图2主梁横截面主梁横截面Fig.2 Cross-section of main girder-40-_50-1-1-1-1-1-1-10 10 20 30 40 50 60 70时间/月图图3主梁中跨跨中累计变形主梁中跨跨中累计变形Fi*+3 Accumulatedintermediate-span main*irderdeflectionatmidspan(2)主梁中跨跨中出现大量裂缝(见图4),裂缝 主要分布在中跨跨中左、右各10=范围内，以底板 横向裂缝及环绕底板与腹板的U形裂缝为主，伴有 少量腹板斜裂纹，最大裂缝宽度达到0.91=&(3)主梁部分底板预应力管道灌浆不实(见图 5),钢绞线端部锚固不规范，且通过开窗检查发现中 跨底板预应力松弛，预应力损失较大&2.2病害成因分析该桥主要病害为中跨下挠及跨中梁底横向裂 缝，部分腹板裂缝由底板裂缝贯通发展而成，边跨未 见明显病害及变形&经现场检测，该桥预应力管道 线形、保护层厚度及混凝土强度、弹性模量等均满足 规范要求&结合对竣工资料及现场施工情况的了 解，分析病害成因为3切：主梁节段悬浇施工时，预 应力张拉对应阶段的混凝土龄期较短，混凝土早期 弹性模量发展不足，使主梁下挠值增大；此外，过早 加载使预应力的徐变损失加大，进而持续增大长期 徐变挠度&跨中底板束及顶板悬浇束有效预应力腹板处(B1：(B1：(B1：齿MT両块卄注：厶为缝长；炉为缝宽图图4主梁中跨跨中裂缝分布主梁中跨跨中裂缝分布Fig.4 Crack distribution at midspan of central span图图5预应力管道灌浆不实预应力管道灌浆不实Fig+5 Incompletegroutinginconduitsof prestresingtendons不足，其对成桥线形及主梁应力影响均较大&主 梁混凝土超方及部分梁段存在施工垃圾堆砌情况,产生的附加恒载对成桥线形及主梁应力均有不利 影响&2.3加固前主梁状态模拟为了解加固前主梁受力状态，采用MIDAS Civil软件建立空间杆系结构模型&主梁采用空间 梁单元模拟，边界条件按支座约束方向及实际刚度 模拟。计算时考虑超方、施工垃圾堆砌荷载的大小 及位置，按预应力张拉时混凝土实际龄期模拟&分 轨道交通大跨度预应力混凝土连续梁桥加固设计 褚文涛，关进轩，杨 帆，吕宏奎161别取顶板悬浇束预应力损失程度为10%、20%及 30%，跨中底板束预应力损失程度为45%、50%、55%及60%的情况进行分析,10-，得到中跨跨中两侧 开裂范围(见表1)。)。结合表1及主梁裂缝形态、开 裂范围及跨中下挠等实测结果可知：当顶板悬浇束 预应力损失程度为20%及30%时，主梁边跨顶板拉 应力超限，且中支点处主拉应力不满足规范要求，根 据计算结果，主梁边跨上缘会出现横向裂缝，中支点 处可能产生腹板斜向裂缝，这均与实际检测病害不 相符&而当顶板悬浇束预应力损失程度为10%，跨 中底板束预应力损失程度为55%时，混凝土开裂应 力区间、裂缝形态及跨中下挠程度与实际情况较为 吻合，结合对工程实际施工情况的了解，该情况最贴 近桥梁损伤状态&表表1主梁中跨跨中两侧开裂范围主梁中跨跨中两侧开裂范围Table1 Crackingscopeontwosidesofmidspanof centralspan跨中底板束预应力 损失程度/%主梁中跨跨中两侧开裂范围/m0=10%0=20%0=30%456.98 610.7508 911.314.55510.012.315.56014.515.616.9注为顶板悬浇束预应力损失程度&基于上述桥梁损伤状态，计算主力+附加力作 用下，主梁上、下缘正应力分布可得：主梁上缘最大 拉应力为1.4 MPa,位于边跨接近跨中位置；主梁下 缘最大拉应力为4.2 MPa,位于中跨跨中处,拉应力 超限后混凝土会开裂，同样满足桥梁实际情况，说明 所建模型合理&3加固设计加固设计3.1加固方案为防止病害继续开展，该桥加固前采取了列车 限速通行等措施，加固后应恢复轨道交通正常运行&为合理处理病害，保障结构安全与耐久性，恢复桥梁 使用功能，且不产生次生病害,11-，结合目前国内外 常用的桥梁承载能力加固方法,对被动加固法、主动 加固法及主被动结合法进行比选1214-:(1)被动加固法主要分为增大截面法、粘贴钢 板法和粘贴复合纤维材料法等&采用该方法时，结 构中永久作用主要由原结构承担，可变荷载则由新、旧结构共同受力。该方法广泛应用于小跨径桥梁，对结构内力状态与线形改变较小，主要用于提高结 构承载能力&(2)主动加固法为对原结构施加预应力改变其 内力状态，同时提升结构承载能力。该方法能够改 变结构的线形，适用于有预应力束张拉操作空间的 各类桥梁,15-&(3)在单一加固方式难以达到加固目标时，可 采用主被动结合法进行加固&该方法适用于桥梁承 载能力严重不足，且仅采用单一主动或被动加固法 难以满足结构补强要求的状况，可用于内部空间狭 小的中、小跨度等截面连续梁桥&由于该桥主梁跨中底板出现较大拉应力，跨中 下挠及开裂情况严重，若采用被动加固措施无法改 善结构下挠状况，且不符合轨道交通平顺性、舒适度 及美观需求；考虑到该桥主梁截面尺寸较大,通过预 应力加固即可达到结构补强要求，故采用主动加固 法进行加固设计，通过补充张拉备用体内预应力束、增设体外预应力束，使全桥主梁处于受压状态并消 除部分下挠，以满足行车要求,使列车恢复原设计速 度运行&同时采用清理箱室内堆砌的施工垃圾、对 灌浆不饱和的原预应力管道补充注浆、裂缝封闭处 理等辅助措施进行加固&3.2 体内预应力加固对于既有桥梁的加固，体内预应力相较于体外 预应力而言,作用位置离截面中性轴更远，预应力效 应更好;在灌浆饱和度满足设计要求的情况下，其耐 久性也更具优势&该桥原设计中设置了 1对关于箱 梁中心线对称的未封闭备用束管道，管道内径为 100 mm,预设钢束类型为15-015.2 mm,预设锚下 控制应力为1 302 MPa,备用束管道顺桥向长 90.8 m,无平弯，备用束管道位置如图6所示&该 桥预应力损失大，下挠及开裂情况均较严重，为满足 轨道平顺性要求，加固设计需补充的预应力亦较大&在上述备用管道内设置体内预应力束，预应力束型 号及锚下控制应力等均与原设计备用束一致，张拉 方式为两端张拉&通过设置体内束可有效减小单根 体外束的型号，并对应缩减与体外束配套设置的锚块、转向装置等尺寸,加固方案经济、施工便捷&图图6备用束管道位置备用束管道位置Fig.6 Locations of conduits of backup prestressing tendons 3.3体外预应力加固考虑到该桥主梁除中跨跨中底板存在较大拉应 力外,边跨顶板也存在部分拉应力，此应力虽未导致162世界桥梁 2O23,51(S1)主梁顶板开裂，但已不满足原设计关于全预应力混 凝土结构的要求,影响结构的使用寿命，故还需消除 边跨顶板拉应力，使主梁在运营过程中均处于全受 压状态，恢复为全预应力构件&进一步采用增设体 外预应力的方式进行加固，以消除边跨顶板拉应力&3.3.1体外预应力布设为取得良好的加固效果，应尽量利用体外束的预 应力效应，在主梁中跨设置2层体外预应力束（上层 编号ZW1ZW3、下层编号SW1SW3,见图7）,每 层均布置6束19-015.2 mm钢绞线&中跨上层体外 束及下层体外通长索中间部位均置于中跨跨中靠近 底板位置，中跨上层体外束ZW1ZW3锚固于中支 点横隔板上端;下层体外束SW1SW3为通长索，延 伸至边跨顶板受拉部分，以消除边跨顶板拉应 力1617-。由于该桥已运营，通长索SW1SW3若锚 于边支点横隔板,张拉空间不足，故需在边跨处额外 设置1处锚固块,通长索端部高度位置需兼顾受力需 求以及锚固块尺寸设计。为防止锚固块过大,该桥通 长索端部锚固位置距底板顶约2 m&为防止体外束 在活载作用下与主梁共振,造成安全隐患，体外束顺 桥向每间隔68 m设置1道减振装置18-。为调整 通长索与中跨束位置关系，使两者在中跨并行，通长 索通过转向装置实现在跨中的转向19-&3.3.2 边 跨 锚 固 块 设 计通长索具有规格大（19-015.2 mm）、数量多（6 束）、张拉控制应力#con大（#con=O.6）pk，）pk为预应力 束抗拉强度标准值）的特点，保证边跨锚固块与原结 构间的有效连接是其设计的重点20-。边跨锚固块 设置在箱梁内部，采用钢筋混凝土 U形结构（见图 8）,两侧高（2.7 m）、中间低（0.6 m）,以方便施工和 后期养护人员通过&体 外束 分 成 2 组（每组 3 束）#）#分别锚固在锚固块 两 侧#横 向锚 固位 置 在 设 计时 尽 量靠近腹板，但由于太靠近腹板可能导致体外束在 跨中位置与腹板冲突，因此需结合连续梁平曲线半 径综合确定该位置&锚固块在设计时采用梅花形植 入020 mm钢筋的方式与箱梁连接（见图9）,但由于 箱梁底板布有较多的体内束，植筋数量受限,根据计 算，单靠植筋无法满足锚固块抗剪承载力要求&为增 强锚固块抗剪承载力，在主梁与锚固块的连接面上设 计剪力槽,单个剪力槽宽15 cm、深4 cm,腹板与底板 的剪力槽错位布设&-1 060 如-H单位：cm单位：cm图图9植筋及剪力槽布置植筋及剪力槽布置Fig.9 Layout of prestressing tendons and shear stud pockets 3.3.3转向装置设计转向装置所承受的荷载分竖向力及水平力&对 于曲线梁，水平力又可分为顺桥向水平力和横桥向 水平力&为防止体 外 束 张拉 受限#转 向 装 置 不应 限 制体外束顺桥向水平位移，其与体外束间可灌注防 腐油脂以减小摩擦力，故转向装置所受顺桥向水平 图图7 1/2主梁体外束布置主梁体外束布置Fig.7 Layout of external prestressing tendons in half main girder轨道交通大跨度预应力混凝土连续梁桥加固设计 褚文涛，关进轩，杨 帆，吕宏奎163力一般可忽略不计，该桥转向装置以承受面内荷载 为主，转向装置分别位于中跨跨中以及中跨靠近中 支点处&结合转向装置受力特点及主梁构造特征,体外束跨中位置直接利用主梁跨中横隔板实现转 向，靠近中支点处则采用钢桁转向架实现转向。该 方案既能最大程度地利用原有构造，又可减轻转向 装置的自重，施工时间短、施工便捷，可利用运营天 窗期施工，减少施工对运营的干扰。根据转向装置受力特点，钢桁转向架于体外束 转向孔下方设置1道上弦杆及2道腹杆，各杆件将 预应力直接传至主梁箱室腹板&为便于施工及运营 检修，在箱室内留足通行空间，转向架不再设置下弦 杆及内侧腹杆&为防上弦杆面外失稳，在转向架顺 桥向转向孔一侧设1道支撑槽钢（见图10）,转向架 与主梁腹板间采用化学锚栓进行固定&3.4 其它辅助措施采取的其它辅助措施有：清理箱室内堆砌的 施工垃圾，消除额外的恒载；对灌浆不饱和的原预 应力管道补充注浆，防止预应力束进一步锈蚀使病 害加剧；裂缝封闭处理，防止结构钢筋暴露于空 气，提升结构耐久性及美观性&的主梁模型,得到加固后主梁线形和受力&加固后 主梁线形如图11所示&加固后运营阶段主梁受力 验算结果如表2所示&由图11及表2可知：相较于 加固前，加固后主梁中跨跨中上拱22.3 mm,可有 效提升轨道平顺性和行车舒适性，解决主梁下挠造 成的行车限速问题；主梁全截面处于受压状态&4.2 实际加固效果为了解加固后的实际效果，进行主梁预应力张 拉，主梁预应力张拉分级为：0$0.2时（初张拉#con 为控制应力）$0.5#con$0.8#con$1 0#con。分别对体 外束张拉至控制应力的50%、80%及100%时主梁 挠度及应力变化进行监测，结果如表3、表4所示&4加固效果加固效果由表3、表4可知：张拉过程中及张拉完成后，4.1加固后主梁受力计算基于前述桥梁损伤模型建模方式，建立加固后主梁挠度及应力变化趋势均与计算值一致&其中，张拉至50%控制应力时，挠度偏差最大为17.90%，图图10钢桁转向架结构钢桁转向架结构Fig.10 Configuration of steel truss for veering表表2加固后运营阶段主梁受力验算结果加固后运营阶段主梁受力验算结果Table2 Loadbearingcapacitycheckingresultsofin-servicemaingirderafterstrengthening荷载工况-主梁顶板正应力/MPa主梁底板正应力/MPa主梁最大主压主梁最小主拉主梁最大剪 应力/MPa最小强度安全系数最小抗裂 安全系数最大值最小值最大值最小值应力/MPa应力/MPa抗弯抗剪主力11.51.613.42.317.62.103.562.322.421.62主力+附加力15.00.213.61.517.92.253.582.292.421.46注：除“最小主拉应力”以受拉为正外，其余应力结果以受压为正&下同&164世界桥梁 2023,51(S1)Table3表表3Monitoring主梁挠度变化监测结果主梁挠度变化监测结果resultsofmaingirderdeflectionvariation主梁挠度挠度测点50%#con80%#沁100%#con计算值/=实测值/=偏差/%计算值/=实测值/=偏差/%计算值/=实测值/=偏差/%边跨近1/4点0.440 432270810 9112 350 991 1314 14边跨跨中1.060 987551931 778 292 362 216 36中跨近1/4点2.932 727175125 415 576 346.533 00中跨跨中9 617 891790163914 819 6421 9022.331 96中跨近3/4点2.932 5512975125 344 306 346 705 68表表4 主梁应力变化监测结果主梁应力变化监测结果Table 4 Monitoring results of main girder stress variation主梁应力底板应力测点50%#con80%#沁100%#con计算值/MPa实测值/MPa偏差/%计算值/MPa实测值/MPa偏差/%计算值/MPa实测值/MPa偏差/%边跨近1/4点060 7525 00101 2424 00131 6123 85中跨近1/4点050 6224 00080.9316 25101 1919 00中跨跨中293 013 67484 672 62605.734 50出现于中跨跨中，待张拉完成后此处挠度偏差缩减 为1.96%;应力偏差最大为25.00%，出现于边跨近 1/4点，但中跨跨中应力与计算值较为接近，张拉全 过程其最大应力偏差为4.50%&监测结果偏差主 要影响因素有：受轨道交通运营天窗期时间限制,各阶段张拉及监测时外界温度不统一；原结构开 裂对结构刚度的折减影响；边跨近1/4点紧邻边 跨锚固块,处于其张拉局部应力影响区，故此处应力 监测值较计算值偏大；施工操作误差以及监测读 数误差&考虑以上因素的影响，可认为监测偏差均 在容许范围之内，监测数据可信，能作为评估判断结 构受力状态的依据&由监测数据可知：中跨跨中增 加了 5.73 MPa的压应力，加固后运营阶段主梁均 处于全受压状态，且中跨跨中上拱22.3=,可认 为加固方案已达到设定目标&主梁加固后，通过静动载试验对该桥结构进行 综合性能评价，试验结果表明桥梁结构强度、刚度、行车舒适度及动力性能等均满足规范要求&列车恢 复设计速度运营后，运营期间实际监测结果也充分 验证了加固方案的合理有效&5 结 语结 语本文通过对某城市轨道交通大跨度预应力混凝 土连续梁桥中跨跨中严重下挠及开裂等病害成因进 行了分析,结合结构特点，制定了增设体外预应力 束、张拉底板备用体内预应力束的加固方法，辅以预 应力管道补充注浆、裂缝封闭处理等耐久性保障措 施&经静动载试验及运营期的实际监测，该加固方 案安全适用，能满足环保耐久的设计理念，可为类似 轨道交通桥梁结构加固工程提供借鉴&参考文献参考文献(References):1张喜刚，刘高，马军海，等.中国桥梁技术的现状与展 望J.科学通报 2016,61(4):415425.(ZHANG Xi-gang，LIU Gao，MA Jun-hai，e t al.Status and Prospect of Technical 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China)Abstract：Theretrofittechniquestoaddressthedeteriorations suchas midspan deflection andcrackingofthelong-spanprestressedconcretecontinuouslightrailbridgearethestudyfocus ofthispaper3Anexistingbridgeofsuchtype whichhasamainspanof120 mandtwospansof 65 m isusedasacase3Literatureswerereviewedandfiniteelementcalculation wascarriedout to analyze the causes of main girder deteriorations and simulate the state of the bridge.By theselec6edre6rofi6solu6ion 12 19-015.2 mm ex6ernal pres6ressing 6endons were added 6o6he bridge,two backup internal prestressing tendons of 15-315.2 mm were tensioned for supplemen6a6ion.Thecondui6sofpres6ressing6endonsweregrou6edforremedialandcrackswere sealed.The cons6ruc6ion monioring resul6s demons6ra6e6ha6af6er re6rofi6 6he compressive s6ressandprecamberof6hemidspancross-secionof6hemaingirderisincreasedby5.73 MPaand22.3 mm respecively.Af6erre6rofi 6he service speed of6he ligh6rails res6ores6o normal.The health monitoring results show that the rails of the bridge are smooth,with good riding comfor6 whichproves6ha66heproposedre6rofi solu6ioniseficien6andsuiablefor6helong-span pres6ressedconcre6econ6inuousligh6railbridge.Key words:light rail；continuous girder bridge；deterioration；prestressing tendon；supplemen6arygrou6ing；cracksealing；re6rofi6design；moni6oring(编辑:吴霜)