大跨径预应力混凝土 (PSC) 箱梁桥具有优良的结构性能, 因而应用较广泛。但很多大跨径PSC连续箱梁桥在运营一段时间后, 出现箱梁开裂和跨中下挠等问题, 究其原因, 主要是预应力损失、收缩徐变、设计不合理及超载等因素所致^[1,2,3,4]。为加固具有以上问题的桥梁, 传统方法主要采用粘贴钢板、碳纤维布及增加体外束等方式进行加固, 虽然能取得一定的加固效果, 但不能从根本上解决箱梁开裂和跨中下挠问题^[5,6,7,8,9]。

斜拉索体系加固方案能提高主梁抗剪承载力和抬升跨中截面高度, 加固大跨径PSC箱梁桥优势较明显^[10,11], 东明黄河公路大桥为国内首次采用斜拉索体系加固的大跨径PSC连续箱梁桥。主梁锚固区局部构造设计是斜拉索加固体系中的一个关键技术问题, 锚固的可靠性是评估斜拉索体系加固效果的重要指标之一。由于斜拉索体系加固锚固区段局部构造复杂, 托梁、托架自重大, 并与主梁存在一定的安装角度, 给不同施工阶段下托梁、托架与主梁的锚固性能带来不确定性。另外, 由于主梁、托架采用摩擦型高强螺栓连接, 因此在张拉施工阶段处于剪压作用下的连接件产生较大变形, 随索力的增加高强螺栓预紧力损失增大, 存在影响抗剪承载力的风险。

综上所述, 本文以东明黄河公路大桥斜拉索体系加固工程为背景, 首先通过模型试验介绍模型锚固区段施工过程, 并考察托梁、托架在自重、偏载及设计索力作用下的锚固性能及高强螺栓的预紧力损失情况;然后采用有限元模型分析2.5倍设计荷载作用下加固体系的受力和锚固性能;最后成功应用于实桥中。

东明黄河公路大桥主桥全长990m, 9孔一联, 跨径组合为75m+7×120m+75m, 为PSC连续刚构-连续梁组合结构体系。针对出现的主桥箱梁腹板开裂、跨中下挠问题, 2003年采用增设箱梁内体外束、腹板增厚、粘贴钢板、箱梁底面粘贴碳纤维布等方法对主桥进行第1次加固处理, 另外, 第59～65跨每孔增设7道横隔板。经过第1次加固后, 仍有部分跨出现跨中下挠和新增裂缝。为了改善跨中下挠和桥梁的受力情况, 2014年提出采用斜拉索体系^[12]对该桥进行第2次加固。

东明黄河公路大桥的加固方案为, 在原桥墩两侧增设桥塔, 布置斜拉索, 主梁底部新增托梁和托架, 斜拉索一端连接新增托梁, 另一端锚固于桥塔顶端, 新增托梁经由新增托架与主梁连接。在本加固工程中, 共有32根新增托梁, 每根托梁配置2个新增托架, 共64个新增托架, 每根托梁连接2根斜拉索, 共新增斜拉索64根。新增托架位于新增托梁与主梁之间, 起到过渡连接二者的作用。托梁与托架间采用80mm长、10.9S级M22高强螺栓锚固;托梁、托架总重约44.36t, 与主梁间采用450mm长、10.9S级M22高强螺栓相连。每半跨设置2条短索、2条长索, 以桥纵轴线为中心线左右对称分布, 长索托梁锚固端位于距桥跨中心线22.15m处, 短索托梁锚固端位于距桥跨中心线32.35m处, 长、短索桥塔固定端位于距桥面24m和22.5m的桥塔上部。

长索控制索力为2 700kN, 短索控制索力为2 100kN, 张拉时按照30%, 50%, 65%, 75%, 85%, 90%, 95%, 100%的设计索力分8级进行。斜拉索通过搭设在托梁锚固端的张拉平台进行张拉施工。张拉采用8台千斤顶进行, 张拉时间选在20:00～24:00。张拉从61号和62号墩开始, 先将两墩的长索张拉至分级控制力, 再进行短索张拉。次日进行60号及63号墩长、短索张拉, 照此顺序循环进行。由中塔到边塔、从长索到短索分级对称张拉。斜拉体系加固东明黄河公路大桥如图1所示。

模型试验的几何缩尺比定为1∶3, 依据相似理论^[13]进行模拟, 箱梁一端自由, 另一端与型钢相连, 型钢末端与实验室反力墙固定。模型实验室布置如图2所示。

高强螺栓承载力计算:模型中选用8.8S级8通杆螺纹高强螺栓, 原承载力设计值为:

式中:η_f为传力摩擦面数;n为螺栓根数;μ为摩擦面抗滑移系数;P₂₂为单根φ2螺栓预紧力 (kN) 。

由相似理论, 缩尺模型所需的高强螺栓承载力设计值为997.5kN。摩擦型高强螺栓预紧力值为:

式中:P₈为单根φ8螺栓预紧力 (k N) ;f_u为屈服强度 (MPa) ;A_e为螺栓有效面积 (mm²) 。

按照实桥设计的109根螺栓全部装配计算, 承载力设计值为1 083.6kN, 大于缩尺后所需的高强螺栓承载力设计值, 需进行根数上的折减。经计算, 最终选取95根8.8S级高强螺栓。

高强螺栓锚固长度计算:高强螺栓受拉承载力及最小锚固长度分别为:

式中:N为钢筋所受轴向拉力 (N) ;d为钢筋直径 (mm) ;f_y为钢筋的抗拉强度设计值 (N/mm²) ;l_d为植筋锚固深度设计值 (mm) ;l_s为植筋的基本锚固深度 (mm) ;ψ_N为锚固深度修正系数, 取1.65;ψ_ae为考虑植筋位移延性要求的修正系数, 取1.00。

经计算, 锚固长度选取120mm, 加上端部的预留长度45mm, 最终选取165mm长的高强螺栓。

本文通过万能试验机对3根测试螺栓施加不同拉拔力, 并采用TDS-530型测试仪记录对应的应变值, 采用线性回归分析建立预紧力与应变间的关系式^[14]。通过扭矩扳手分级对螺栓副施加预定扭矩, 利用TDS-530型测试仪测得高强螺栓应变值, 通过线性回归分析得到预紧力与应变、扭矩与应变之间的关系表达式为:

式中:P为作用于螺栓上的轴力 (kN) ;T_c为施工扭矩 (N·m) ;ε_L, ε_M分别为在轴力和扭矩作用下对应的应变值, 如图3所示。

通过线性回归方程, 由式 (7) 求出螺栓的扭矩系数平均值k^[15,16]。

由试验数据可知, 选取24.1N·m扭矩对应预应力为22.9kN, 计算得到扭矩系数平均值为0.13。试验选取高强螺栓的预紧力为22kN, 对应施工扭矩为23.3N·m。

按照相似理论, 模型需增加3 457kg配重。考虑到实桥斜拉索、施工人员、张拉设备、张拉平台自重, 需在托梁张拉端左侧增加36.7kN竖向荷载, 模型试验需增加4.1kN竖向荷载。为了明确托架在自重及偏载作用下与主梁的锚固性能, 对试验模型中各托架与主梁连接处进行相对变形监测。在托架边缘采用游标卡尺做变形观测标记, 对各点进行初始观测并做好观测记录。

在靠近箱梁腹板外侧选取4个高强螺栓测点, 监测预紧力的损失情况, 测点布置如图4所示。

通过布置在拉索锚固端的2台150t穿心液压千斤顶和智能张拉设备对拉索进行静力加载。为考察主梁锚固区段托架的锚固性能, 检验实桥张拉施工对托梁锚固性能的影响, 采用对称加载进行测试。设计索力P对应的试验加载荷载为342kN, 两端同时按102.6, 171, 222.3, 256.5, 290.7, 307.8, 324.9, 342kN分4级进行张拉。正式试验前, 首先采用68.4kN对称荷载预加载3次, 消除模型部件之间的间隙。

施加配重后LS1～LS4高强螺栓的预紧力损失情况如图5所示。预紧力损失表示预紧力的减少量占终拧预紧力的百分比值。从测试结果可看出, 在终拧后, 高强螺栓预紧力随着时间的变化呈现初期预紧力损失较快, 逐渐趋向平稳的趋势。LS2预紧力损失最为严重, 72h后预紧力损失接近终拧值的10%, LS4预紧力损失为6.6%, 其他测点预紧力损失在4%以内, LS1损失最小为2%左右。通过试验数据可看出, 采用摩擦型高强螺栓连接时, 随着时间的推移, 尤其托架中段区域的高强螺栓预紧力损失相对较大。预紧力的损失降低了钢垫板与托架间的静摩擦力, 实桥施工过程中要补偿预紧力损失^[17]。

为了验证偏载下托梁、托架的锚固性能, 通过在托梁左侧斜拉索锚固端增加4.1kN竖向集中荷载, 进行偏载试验。偏载试验测试结果表明, 实桥张拉施工过程中单侧施加≤36.7kN范围的集中荷载对整体结构不会造成影响, 可搭设张拉施工平台。测试螺栓预紧力损失很小, 均在1%范围内。

张拉施工阶段高强螺栓的预紧力损失情况如图6所示。由实测数据可看出, 测试螺栓预紧力损失很小, 均在1%范围内。图6中LS1, LS2, LS3和LS4表示高强螺栓上布置的4个测点, 从测试结果可看出, 在设计索力P之前, 高强螺栓的预紧力有逐渐减小的变化趋势, 但预紧力损失很小。

施加配重后, 左侧托架测点与对应主梁测点纵向相对位移为0.14mm, 右侧托梁测点与对应主梁测点相对位移为0.08mm。

偏载作用下, 左侧托架测点与对应主梁测点纵向相对位移最大值为0.08mm。

张拉施工至1.0P时, 左侧托架测点与对应主梁测点纵向相对位移为0.67mm, 右侧托梁测点与对应主梁测点相对位移为0.59mm。托梁相对于混凝土箱梁未出现明显滑动, 锚固性能可靠。

为验证本文节段模型的受力性能, 建立空间有限元模型, 对各加载工况进行理论分析。

钢托梁悬臂根部顶板及底板变截面处的应力水平较高, 应力集中现象明显, 随着荷载增大, 悬臂根部顶板及底板变截面处应力进一步增大, 并沿托梁纵向扩展;与钢托梁接触的托架承压面周围板件应力水平较高, 应力随荷载增大而增大, 同样存在应力集中现象。靠近锚固端混凝土箱梁腹板应力水平较高, 随着荷载增大, 最大主应力区域逐步向自由端扩展。

本文对试验模型中关键测点均进行数据采集, 在1.0P作用下实测应力及理论值对比如表1所示。

由表1可看出, 托梁测点TL1和TL2实测值相对于理论值偏大, 但吻合较好。在设计荷载1.0P作用下, 托架测点TJ1的理论值高于实测值, 误差未超过20%;2.5P时, 两者数值误差有所减小。钢托梁与钢托架通过螺栓连接, 荷载较小时两者承压面未完全密贴, 随着荷载的增大承压面间隙逐渐消除, 而建模采用承压面密贴的接触方式。混凝土箱梁腹板FB204测点的最大主拉应力理论值普遍高于实测值。在2.5P荷载作用下, 测点FB204最大主拉应力理论值为2.29MPa, 未超过混凝土的抗拉强度标准值2.64MPa, 其他测点也均未超过抗拉强度标准值, 误差均在10%以内。

如表2所示, 实测值均大于理论值, 且随着设计索力的增大误差逐渐变大, 但实测挠度与理论计算挠度基本吻合, 误差在10%以内。

托梁、托架为全焊结构, 构件加工精度要求高, 托梁、托架模型按照缩尺比在工厂加工制作。由于托梁、托架制作过程中产生的焊接残余变形大, 导致托梁、托架间存在较大间隙, 无法按照设计要求采用高强螺栓连接, 最终采用普通螺栓连接, 实桥宜采用该方式连接。箱梁底面钻孔施工时, 植筋孔要同时避开箱梁底板钢筋和托架肋板。施加预紧力操作空间有限, 可优化实桥托架构造设计。采用较高黏稠度和凝固时间较长的植筋胶, 避免植筋胶流淌并延长施工时间, 保证植筋精度。由模型试验锚固区段施工过程, 确定实桥施工工艺流程为:托梁、托架临时定位→箱梁底面钻孔→清孔→植筋→增加10%的预紧力, 终拧螺栓→搭设张拉平台→挂索→张拉施工。实桥施工如图7所示, 实桥测点布置如图8所示。

实桥共计布置128个测点, 监测托架与主梁的锚固性能, 在索力张拉至0.9P时, 59号下游长索托架与主梁纵向相对位移最大, 其值为1.92mm。各托架测点纵向相对位移主要是在0.3P时产生的, 随着索力的不断增大其值变化很小, 锚固性能可靠。58～66号托架测点纵向相对位移监测结果如表3所示。

本文通过模型试验介绍了斜拉索体系加固东明黄河公路大桥锚固区段托梁、托架的施工过程, 考察了在自重、偏载及索力作用下的主梁锚固性能及高强螺栓的预紧力损失, 得到以下主要结论。

1) 托梁、托架安装和索力张拉施工阶段, 托架锚固性能可靠。托梁、托架安装后, 无需临时支护, 单侧施加≤36.7kN范围的集中荷载对整体结构不会造成影响, 可搭设张拉施工平台。

2) 由张拉前高强螺栓测点的监测数据可知, 预紧力均有损失, 初期损失较大, 后期趋于稳定, 预紧力损失为终拧值的2%～10%;张拉后, 高强螺栓预紧力损失在1%之内。实桥施工时, 高强螺栓应施加110%的预紧力设计值。

3) 从有限元模型分析结果看, 托梁、托架测点应力理论值与实测值吻合较好;混凝土箱梁腹板测点的最大主拉应力理论值普遍高于实测值, 但未超过混凝土的抗拉强度标准值;托梁挠度实测值与理论计算值基本吻合。