关键词：薄壁箱梁桥 病害分析 体外预应力 桥梁加固 前言 薄壁箱梁桥的受力特点及加固方法国内外学者都进行了深入的研究并取得了一定的成果。但是，目前对于这类原设计荷载等级低、材料强度低、结构断面尺寸薄弱的梁桥的加固技术研究却鲜见报道。 而目前这类建造年代较早且具有上述特点的桥梁，由于其所处桥位的重要性以及历史的原因，至今一直承担着繁重的运营荷载，使得结构出现了多种类型的病害。因此，为了确保大桥的正常使用和运营安全，有必要对此类型的桥梁进行加固维修。
前言
薄壁箱梁桥的受力特点及加固方法国内外学者都进行了深入的研究并取得了一定的成果。但是，目前对于这类原设计荷载等级低、材料强度低、结构断面尺寸薄弱的梁桥的加固技术研究却鲜见报道。
而目前这类建造年代较早且具有上述特点的桥梁，由于其所处桥位的重要性以及历史的原因，至今一直承担着繁重的运营荷载，使得结构出现了多种类型的病害。因此，为了确保大桥的正常使用和运营安全，有必要对此类型的桥梁进行加固维修。
本文以南宁市邕江大桥为背景，该桥于1964年建成通车，是中国最早采用闭口薄壁杆件理论设计的一座悬臂式钢筋混凝土桥梁。通过对该薄壁箱梁桥病害原因的分析，有针对性的进行加固方案的设计以及优化设计，提出科学合理的加固方案，并通过施工取得了良好的加固效果。
1工程概况、主要病害及原因分析
1.1工程概况
邕江大桥坐落在广西壮族自治区首府南宁市中心，是南宁市连接邕江两岸的一座重要桥梁。邕江大桥于1960年全面动工，经过4年多的紧张施工，于1964年7月大桥正式通车。邕江大桥为中国最早采用闭口薄壁杆件理论设计的一座悬臂式钢筋混凝土薄壁箱型城市桥梁，该桥的建成代表了当时国内桥梁架设的较高水平，在中国的桥梁史上留下了浓墨重彩的一笔。该桥实景照见下图1。
邕江大桥全长394.6m，桥梁全宽24.6m，设计荷载等级为汽-18级，拖-80。桥梁结构跨径组成为（45+16）m（单悬臂简支梁）+23m（挂孔）+（16+55+16）m（双悬臂简支梁）+23m（挂孔）+（16+55+16）m（双悬臂简支梁）+23m（挂孔）+（16+45）m（单悬臂简支梁）（见下图2所示）。上部结构为两个独立的单箱三室截面，两个箱梁之间通过支承于箱梁悬臂上的简支板连接；在墩台处设置刚接的连续横隔梁，其余的横隔梁均为简支结构，用以支承煤气、水管管道。下部结构北岸为埋置式桥台，南岸为U型桥台。桥墩采用双柱式，支承于分离式沉井基础上。1号墩和4～6号墩为筑岛及就地预制沉井基础，2号墩、3号墩因施工水位深达11m，采用预制双层薄壁钢筋混凝土浮运沉井。邕江大桥断面图见下图3所示。结构主要材料参数表见下表1所示。
1.2桥梁结构主要病害
邕江大桥经过45年多的运营，随着交通量的增加、车辆荷载等级的不断提高、周围环境温差的变化、遭受特殊荷载的作用以及耐久性的原因，大桥出现了多种类型的病害。
图1 邕江大桥实景
图2 邕江大桥总体布置图
图3 邕江大桥箱梁悬臂端断面示意图
1.2.1上部结构主要病害
上部结构主要病害表现为箱梁开裂。
依据《南宁市邕江大桥承载能力检测及安全评估报告》（2005年12月），该桥箱梁存在大量裂缝。其中宽度大于0.15mm的裂缝有4346条。相对于1969年、1980年、1995年、1998年的桥梁检测结果，裂缝宽度和数量均呈明显增长趋势。典型裂缝及其发展趋势见下图4所示。
图4 箱梁裂缝及其发展趋势图
1、箱梁支点顶板横向开裂
该桥支点负弯矩区箱梁顶板出现大量横桥向裂缝，且大部分裂缝已贯通箱梁顶板，并向两侧腹板延伸，裂缝宽度大多在0.1～0.5mm间，个别裂缝宽度达到1.0mm，远超出《城市桥梁养护技术规范》（CJJ99－2003）第5.4.2条要求。与1998年的检测结果相比，裂缝宽度、数量增加较多。
2、箱梁腹板斜向开裂
该桥箱梁腹板有较多斜裂缝，多集中于反弯点处，且大部分缝宽超过0.2mm，个别裂宽达0.5mm。典型病害见下图5所示。
3、挂梁端部及箱梁牛腿斜向开裂
该桥大部分挂梁牛腿均有开裂现象，且大部分裂缝超过0.2mm，须对其进行加固处理。病害见下图6所示。
4、挂梁跨中梁底存在横向裂缝，大部分裂缝比较细小，部分缝宽超过0.2mm。
图5 腹板斜向开裂 图6 箱梁牛腿斜向开裂
1.2.2下部结构主要病害
1、2号墩盖梁上游悬臂开裂
该桥墩盖梁出现大量裂缝，虽然裂缝宽度偏大，其中2号墩上游挑梁裂缝最大宽度为2.0mm，但大部分裂缝长度较短。病害见下图7所示。
2、桥台通道墙身存在较多裂缝，最大裂缝宽度22mm，墙身向台后方向产生水平位移；混凝土表面有局部破损剥落。病害见下图8所示。
图7 2号墩上游盖梁开裂 图8 桥台通道前墙开裂
1.2.3附属构造主要病害
1、伸缩缝
伸缩缝内填有较多砂石，影响伸缩缝的正常使用功能。
2、支座
桥墩支座存在不同程度的锈蚀；
挂梁支座严重锈蚀，已经不能正常转动和滑动。
虽然上述病害对结构的安全性影响较小，但严重影响了结构的正常使用，为结构正常运营埋下了安全隐患。
1.2.4影响结构耐久性的缺陷
1、混凝土碳化深度
经检测，箱梁混凝土碳化深度5～11.2mm；挂梁最大碳化深度18.1mm；桥墩和盖梁混凝土碳化深度10～30mm，部分已经达到钢筋表面。
2、钢筋锈蚀电位测试
钢筋的实测锈蚀电位测试值均在-200mv以上，且相邻电极电位差在100～150mv之间。邕江大桥经过45年多的运营，大部分钢筋已处于锈蚀的临界点，低电位一侧可能存在锈蚀。因此对结构进行耐久性维修，防止可能因钢筋锈蚀引起的脆性破坏，延长桥梁使用寿命是必要而且重要的。
1.3受力性病害原因分析
1.3.1箱梁抗弯承载能力验算
邕江大桥由于建造年代较早，桥梁结构本身存在一定的缺陷，因此为了确保计算结果的合理，且有足够的可靠度，计算分析时分别考虑活载影响修正系数、钢筋截面折减系数、混凝土截面折减系数、承载能力恶化系数和承载能力检算系数等主要计算参数。同时在计算过程中考虑了以下两种荷载组合。结构验算结果见下表2所示。
荷载组合Ⅰ：恒载+汽-15级+人群荷载；
荷载组合Ⅱ：恒载+挂-80；
表2 箱梁抗弯极限承载能力验算结果
| 项目 |
加固前弯矩Mj(kN·m) |
加固前结构抗力Mu(kN·m) |
加固前Mu/Mj |
||
| 双 悬 臂 |
支点 |
组合Ⅰ |
-100738.6 |
103429.7 |
1.03 |
| 组合Ⅱ |
-92268.8 |
103429.7 |
1.12 |
||
| 跨中 |
组合Ⅰ |
38663.0 -4398.4 |
30429.2 9056.0 |
0.79 2.06 |
|
| 组合Ⅱ |
30819.1 5438.4 |
30429.2 30429.2 |
0.99 / |
||
| 单 悬 臂 |
支点 |
组合Ⅰ |
-94028.6 |
80421.6 |
0.86 |
| 组合Ⅱ |
-86843.7 |
80421.6 |
0.93 |
||
| 跨中 |
组合Ⅰ |
39565.8 |
35086.7 |
0.89 |
|
| 组合Ⅱ |
36191.7 |
35086.7 |
0.97 |
通过上述计算结果可以看出，原结构的实际承载能力不能满足目前运营荷载效应的要求，最终导致结构在支点负弯矩区域，箱梁顶板出现横向裂缝。
1.3.2箱梁抗剪承载能力验算
结构抗剪承载能力计算原则与抗弯承载能力计算原则相同，抗剪承载能力验算结果见下表3所示。
通过对结构抗剪计算结果的分析，可以看出，单悬臂箱梁支点区域，结构的抗剪承载能力不能满足目前运营荷载效应的要求，导致箱梁腹板出现斜向裂缝。
表3 箱梁抗剪极限承载能力验算结果
| 项目 |
加固前剪力Qj(kN·m) |
加固前结构抗力Qu(kN·m) |
加固前Qu/Qj |
||
| 双 悬 臂 |
支点 |
组合Ⅰ |
8834.9 |
9749.8 |
1.11 |
| 组合Ⅱ |
7874.6 |
9749.8 |
1.24 |
||
| L/4 |
组合Ⅰ |
5122.3 |
6122.6 |
1.20 |
|
| 组合Ⅱ |
4741.8 |
6122.6 |
1.29 |
||
| 单 悬 臂 |
支点 |
组合Ⅰ |
8702.2 |
7847.1 |
0.90 |
| 组合Ⅱ |
8171.3 |
7847.1 |
0.96 |
||
| L/4 |
组合Ⅰ |
5080.5 |
6430.6 |
1.27 |
|
| 组合Ⅱ |
4600.8 |
6430.6 |
1.40 |
1.3.3其他病害原因分析
全桥挂梁端部及箱梁牛腿处存在不同程度的斜向开裂，其主要是由于端部区域抗剪强度不足造成。桥台通道墙身存在较多裂缝以及台身向台后方向发生水平位移，主要是由于桥台基础发生不均匀的沉降导致。
2加固维修设计
通过上述对邕江大桥不同部位存在的不同病害原因的深入分析，以及对结构详细的计算分析，经过初步设计方案的反复论证，最终对于不同病害确定了如下不同的加固设计方案。
2.1箱梁加固设计
2.1.1体外预应力加固
对于结构实际抗弯承载能力不能满足目前运营荷载效应的要求引起的病害缺陷，通过在箱梁内设置OVM无粘结体外预应力体系，使原钢筋混凝土桥梁达到部分预应力混凝土桥梁的受力状态，最终使得大桥在目前实际运营荷载作用下处于良好的工作状态。
新增设的体外预应力钢束两端分别锚固于箱梁的梁端。沿桥梁横断面方向共设置6根9Φ15.2mm的体外预应力钢束，每个内腹板对应2束，外腹板对应1束(置于箱内)。详见下图9所示。
图9a 双悬臂体外预应力加固示意图
图9b 单悬臂体外预应力加固示意图
2.1.2粘贴碳纤维板加固
结构实际的抗剪承载力不能满足目前运营荷载效应引起的腹板斜裂缝，通过在单、双悬臂箱梁内，垂直于主拉应力方向粘贴碳纤维板来改善结构的受力状态。
在双悬臂简支梁箱梁支点附近32.4m区域内，垂直于主拉应力方向粘贴碳纤维板，单悬臂简支梁箱梁中支点附近34.5m区域内，直于主拉应力方向粘贴碳纤维板，碳纤维板条宽度为20mm，厚度为1.4mm。见下图10所示。
2.1.3裂缝处理
裂缝宽度≥0.15mm的裂缝采用压浆法进行灌注封闭；宽度＜0.15mm的裂缝采用表面注浆封闭，大面积区域内宽度＜0.15mm的裂缝采用粘贴碳纤维复合材料。
2.2挂梁端部及箱梁牛腿加固设计
该桥箱梁牛腿及挂梁端部支点附近的角隅处均不同程度地存在斜向裂缝，部分裂缝宽度超过0.2mm。因此，为保证结构安全，通过粘贴钢板和增设加劲肋的办法对局部进行补强加固。其中，箱梁牛腿除在箱内端横梁位置箱梁腹板两侧粘贴钢板外，还在箱梁牛腿外侧的角隅处设置钢加劲肋板，加劲肋板直接与预先固定在牛腿上的钢板焊接；T梁粘贴L型钢板于挂梁端部腹板两侧。钢板厚度为10mm。见下图11所示。
图10 腹板粘贴碳纤维板加固
图11 挂梁端部及箱梁牛腿加固
2.3桥墩墩身盖梁加固
通过在2号桥墩盖梁悬臂端侧面粘贴16Mnq钢板对其进行加固处理，以确保该桥墩盖梁的结构安全。加固用钢板厚度为6mm，单块钢板条宽度为10cm，钢板间距为20~30cm。
2.4加固后计算结果
加固后计算过程与加固前计算类似，主要考虑以下两种荷载组合：
荷载组合Ⅰ：恒载+预应力荷载+汽-15级+人群荷载；
荷载组合Ⅱ：恒载+预应力荷载+挂-80；
2.4.1箱梁抗弯承载能力计算
加固后箱梁抗弯承载能力计算结果见下表3所示。
表3 加固后箱梁抗弯极限承载能力验算结果
| 项目 |
加固后弯矩Mj(kN·m) |
加固后结构抗力Mu(kN·m) |
加固后Mu/Mj |
||
| 双 悬 臂 |
支点 |
组合Ⅰ |
-81014.2 |
103429.7 |
1.28 |
| 组合Ⅱ |
-73829.9 |
103429.7 |
1.40 |
||
| 跨中 |
组合Ⅰ |
35484.7 -8005.6 |
37158.6 9056.0 |
1.05 1.13 |
|
| 组合Ⅱ |
27764.1 2131.8 |
37158.6 37158.6 |
1.34 / |
||
| 单 悬 臂 |
支点 |
组合Ⅰ |
-78844.7 |
80421.6 |
1.02 |
| 组合Ⅱ |
-73540.2 |
76911.4 |
1.05 |
||
| 跨中 |
组合Ⅰ |
33257.0 |
35086.7 |
1.06 |
|
| 组合Ⅱ |
29809.0 |
35086.7 |
1.18 |
经计算，加固后主桥箱梁抗弯承载能力能满足目前运营荷载的效应要求，并有一定的安全储备。
2.4.2箱梁抗剪承载能力计算
加固后箱梁抗弯承载能力计算结果见下表4所示。
表4 加固后箱梁抗剪极限承载能力验算结果
| 项目 |
加固后弯矩Mj(kN·m) |
加固后结构抗力Mu(kN·m) |
加固后Mu/Mj |
||
| 双 悬 臂 |
支点 |
组合Ⅰ |
8077.9 |
12163.5 |
1.51 |
| 组合Ⅱ |
7117.6 |
12163.5 |
1.71 |
||
| 跨中 |
组合Ⅰ |
4090.8 |
8536.3 |
2.09 |
|
| 组合Ⅱ |
3710.3 |
8536.3 |
2.30 |
||
| 单 悬 臂 |
支点 |
组合Ⅰ |
8276.4 |
9703.8 |
1.17 |
| 组合Ⅱ |
7557.5 |
9703.8 |
1.28 |
||
| 跨中 |
组合Ⅰ |
3890.0 |
8532.6 |
2.19 |
|
| 组合Ⅱ |
3424.8 |
8532.6 |
2.49 |
经计算，加固后主桥箱梁抗剪承载能力能满足目前运营荷载的效应要求，并有一定的安全储备。
2.4.3正常使用极限状态计算
对于双悬臂简支梁：体外预应力在原结构支点截面上缘产生了1.7MPa的压应力，截面下缘产生了0.2MPa的拉应力；在跨中截面上缘和下缘分别产生了0.3MPa和1.9MPa的压应力。加固后桥梁的最大压应力为6.2MPa，满足规范要求。
对于单悬臂简支梁：体外预应力在单悬臂结构支点截面上缘产生了2.3MPa的压应力，截面下缘产生了0.1MPa的拉应力；在跨中截面上缘和下缘分别产生了0.1MPa的拉应力和2.6MPa的压应力。加固后桥梁的最大压应力为8.3MPa，满足规范要求。
由上述计算结果可知，施加体外预应力钢束后，较大的改善了结构的受力状态，满足目前运营荷载的等级要求。
3加固设计技术难点及对应措施
3.1加固设计技术难点
邕江大桥由于修建年代较早，受当时的设计理念及交通量影响，该桥原设计荷载等级较低，且原设计采用的承重构件混凝土标号与现在设计通常采用的混凝土标号相比偏低。要保证对该桥的加固处置能够达到预期效果，必须充分考虑下述几个控制性因素：
1、由于该桥采用的是薄壁构件结构，箱梁顶板、底板及腹板尺寸相对较小，尤其顶板厚度仅为16cm。因此，加固设计中应充分考虑不同加固方案的二次损伤对原结构的不利影响，应尽量将损伤程度控制在允许范围内。
2、该桥作为一座跨江大桥，桥下邕江水位较深，加固方案制定过程中应充分考虑施工的可行性。
3、随着交通量的突飞猛进及车辆单轴荷载的不断增加，邕江大桥在运营了45年后能否继续服役除了与结构性加固存在密切关系外，同时对桥梁结构的耐久性及适用性也提出了更高要求。因此，加固设计中应充分考虑如何有效延长邕江大桥使用寿命。
4、邕江大桥作为一座“文物级”桥梁，运营时间长达45年，如何根据病害程度准确考量结构目前的实际承载能力是加固方案制定的前提条件。
邕江大桥加固工程经过对加固过程中技术难点的深入分析以及结构的详细计算，最终确定采用箱内增设OVM无粘结体外预应力、箱梁内腹板斜向粘贴碳纤维板、挂梁提升更换支座等主要加固方案。在设计及施工过程中对齿板的构造细节进行了优化，使得结构局部受力处于良好状态。
3.2加固维修工程技术特点
3.2.1齿板优化设计
1、齿板结构计算
为了详细了解新增齿板与原有结构连接处的应力分布状况，采用通用有限元分析程序建立了新增齿板的局部实体模型，通过局部分析，来确定转向块及新增齿板与原有结构的连接是否可靠。
2、齿板结构计算结果
当齿板在锚固点锚固力的作用下，齿板与原有结构连接位置的剪切应力分布云图如下图12~13所示。
根据对剪应力的分布云图进行分析可得，新旧结构连接位置的最大剪切应力数值范围为1.6MPa~3.1 MPa，最大剪切应力略微超出规范允许的限值，齿板自身的最大剪切应力2.7MPa。同时，齿板锚固点集中荷载加载位置同样存在应力集中的现象，最大剪切应力达到8.2 MPa，说明节点荷载的加载方式对应力集中的影响较为明显。
图12 齿板与原结构连接处剪应力分布云图 图13 新增齿板剪应力分布云图
3、齿板优化设计
针对上述新增齿板与原有结构连接处剪切应力较大的现象，经过认真的分析，首先对原设计的齿板在构造上进行优化调整，在齿板与原结构连接部位处增设14B槽钢，便于应力扩散；同时优化施工方法，将齿板与原结构顶板植筋调整为在原结构顶板开设“天窗”，以利于增加新增齿板与原结构钢筋连接的可靠性。见下图14所示。
通过上述的优化设计，新增齿板在实际张拉的监控过程中，未发现齿板与原结构连接处出现裂缝，监控数据表明，新增齿板的受力状态良好，达到了预期的设计目的。
图14 新增齿板优化设计
3.2.2体外预应力张拉
邕江大桥在体外索张拉过程中，因体外索伸长量较长，所采用的张拉千斤顶一个行程无法张拉到位，需要多次张拉才能达到设计吨位，因此，为了防止反复张拉损伤工作夹片，采用“悬浮式”张拉法进行张拉。
悬浮式张拉法的基本原理：在YCW250B千斤顶前部位增加一套工具锚及支架，在千斤顶与锚垫板之间设可调限位板，除了设前工具锚外，同时还设有后工具锚。在每次张拉时后自动工具锚夹片处于放松状态，在完成一个行程回程时由前自动工具锚夹片锁紧钢绞线，多次倒顶，直到张拉到设计吨位。由于可调限位板的作用，在张拉过程中，工作夹片不至于退出锚孔，在回油倒顶时，工作夹片不会咬住钢绞线，工作夹片始终处于“悬浮”状态，在张拉到位后，旋紧定位板螺母，压紧工作夹片，随后千斤顶回油放张，使工作夹片锚固钢绞线。
3.2.3挂梁提升及支座更换
邕江大桥经过45年多的运营，挂梁支座存在不同程度的破损，影响了桥梁结构整体的安全运营。因此，为了确保桥梁结构的安全，通过挂梁提升后，更换挂梁支座来达到对支座更换的目的。
挂梁提升，采用提升千斤顶，通过贝雷梁和反力架装置进行。将挂梁提升高度达到114cm，便于支座的更换，而这一提升高度在国内同类型项目的施工中居于首位。见下图15示。
图15挂梁提升
4结语
本文针对薄壁箱梁出现大量裂缝的原因综合分析，采用箱梁增设体外预应力、腹板斜向粘贴碳纤维板、挂梁提升及支座更换、挂梁端部牛腿加固等加固方案，最终通过荷载试验验证了本加固方案的有效性。
1、体外预应力筋的加固可以使原钢筋混凝土桥梁达到部分预应力混凝土桥梁的状态，在改善结构受力的同时，闭合了原结构裂缝。
2、对于上世纪六、七十年代修建的钢筋混凝土桥梁，虽然混凝土强度低、结构截面薄弱，但是通过精心设计，在构造细节上优化处理，采用体外预应力加固仍然可行。
邕江大桥加固工程目前已经结束且正式运营，通过第三方桥梁荷载试验及现场回访，大桥运营技术状况良好，达到了预期的加固效果。
