羅興華

神華準(zhǔn)能大準(zhǔn)鐵路公司 內(nèi)蒙古鄂爾多斯 010300

重載鐵路預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋采用變截面箱梁作為承重構(gòu)件，箱梁頂板寬度一般為4-6m，頂板厚度40cm-60cm之間，箱梁頂板既承受橋梁整體受力，又承受列車局部輪載直接作用。箱梁底板設(shè)計(jì)為拋物線曲線。墩柱附近由于受力較復(fù)雜，且為滿足鐵路橋梁橫向剛度的需要，箱梁截面高度一般較大，腹板及底板厚度也較大，而橋梁中跨部位截面高度小，腹板及底板厚度也較小。箱梁預(yù)應(yīng)力筋是主要的承力構(gòu)件，為抵抗不同荷載作用，保證橋梁的受力要求，箱梁頂板、底板及腹板等部位布置了豎向、橫向及縱向三向預(yù)應(yīng)力體系。

重載單線鐵路對于單線鐵路，箱梁頂板預(yù)應(yīng)力橫向預(yù)應(yīng)力是承受頂板受力的主要構(gòu)件，頂板橫向預(yù)應(yīng)力筋一般采用等距布置，預(yù)應(yīng)力一般為7φ15．2mm，預(yù)應(yīng)力錨固端采用BM。由于橋面頂板縱、橫向預(yù)應(yīng)力束與頂板鋼筋交叉布置，施工階段頂板跨中等部位縱向及橫向鋼筋加密布置的影響，導(dǎo)致縱、橫向預(yù)應(yīng)力筋管道布置困難，錨點(diǎn)高度不足或管道破裂出現(xiàn)管道，管道堵塞導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力張拉應(yīng)力不足等問題，橫向預(yù)應(yīng)力管道在施工期間出現(xiàn)移位、管道破裂及錨固端出現(xiàn)預(yù)應(yīng)力損失等現(xiàn)場，造成箱梁頂板出現(xiàn)縱向貫通性裂縫[1]。

1 工程概況

某預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋跨度為（96+132+96）m，梁體為單箱單室變截面箱梁結(jié)構(gòu)，支點(diǎn)處梁高9．2m，高跨比為1：14．3；跨中和邊跨端部梁高5．0m，高跨比為1：26．4。梁體下緣除中支點(diǎn)處12．0m、中跨中部10．0m和邊跨端部35．7m梁段為等高段外，其余按二次拋物線變化。箱梁頂板寬8．1m，底板寬6．1m。除0#梁段和梁端附近區(qū)段外，頂板厚度為50cm，底板厚度從40cm按二次拋物線變化至90cm，腹板厚度從45cm按折線變化至90cm。梁體在支點(diǎn)及中跨跨中共設(shè)置了7道橫隔板，端部橫隔板厚度1．5m，剛臂墩處橫隔板厚度1．2m，中跨中橫隔板厚1．0m。剛臂墩采用矩形空心墩，縱向?qū)挾?m，壁厚1．2m，橫向采用變寬設(shè)計(jì)，頂寬7．3m，壁厚1．05m，外坡按20：1變化，內(nèi)坡按80：1變化。

梁體為縱、橫、豎三向預(yù)應(yīng)力體系。箱梁頂、底板縱向采用19-7Φ5鋼絞線，腹板采用12-7Φ5鋼絞線，均為兩端張拉。頂板橫向采用5-7Φ5鋼絞線，間距0．4m，交替單端張拉。腹板豎向采用Φ25mm預(yù)應(yīng)力混凝土用螺紋鋼筋，縱向間距0．4m。

橋梁線路等級為I級，設(shè)計(jì)客車行車速度為160km/h，貨車為100km/h，全橋?yàn)閱尉€，位于0．6%的縱坡，主橋位于直線段；采用有砟軌道60kg/m，預(yù)留無縫線路，軌底至梁頂65cm；主梁混凝土容重26．5kN/m3，二期恒載77．4kN/m，設(shè)計(jì)荷載為中—活載，驗(yàn)算荷載按照“長大貨車列車”進(jìn)行驗(yàn)算；人行道荷載4．0kN/m，設(shè)計(jì)時不與主梁列車活載同時考慮；列車活載的動力系數(shù)為1+μ=1+6×α/(30+L)，式中 α=4×(1-h)＜2．0。

2 理論分析

2.1 建立模型

采用midascivil2016建立橋梁整體模型與局部模型，采用ANSYS建立箱梁局部模型。局部模型橫向預(yù)應(yīng)力采用2束5-7φ5高強(qiáng)鋼絲，預(yù)應(yīng)力筋抗拉極限強(qiáng)度為1860MPa，錨下控制張拉力為1295MPa，采用單端張拉。

由于列車荷載通過橋梁軌道、枕木及道砟作用分配在橋梁頂板上，與列車輪重直接作用下頂板不同，軌道、枕木及道砟的分配范圍與軌道型號、枕木間距及道砟厚度相關(guān)。為準(zhǔn)確研究橋梁頂板受力，采用midas建立了橋梁軌道、枕木及道砟的整體模型，如圖1所示，其中軌道采用75kg，枕木實(shí)際布置方式為1000m布置1666根，枕木間距為667mm，道砟厚度為60cm。模型邊界條件為軌道與枕木之間采用剛性連接，道砟對枕木的支撐簡化為豎向固定約束。

2.2 列車荷載分布

C80列車編組荷載輪對間距為1830m，定距為6730mm，按照C80B列車滿載情況下的輪重，每對輪軸平均荷載為250kN，不考慮沖擊荷載的影響下，輪軌作用力分別為125kN。橋梁頂板受力主要取決于荷載縱向布置和橫向布置，其中荷載橫向布置與枕木、道砟的橫向分配有關(guān)，縱向布置與列車編組類型有關(guān)。

為研究枕木橫向受力分布，抽取其中一節(jié)枕木進(jìn)行研究。根據(jù)計(jì)算分析，見圖2所示，單根枕木的橫向受力分配與軌道間距有關(guān)，枕木中部受力較大，軌道之間受力為枕木橫向受力的50%，基本作用下頂板最大受力位置，而枕木離軌道越遠(yuǎn)，枕木分配力也越小。

根據(jù)分析，C80列車編組荷載縱向受力分布輪對作用主要由相鄰10根枕木承擔(dān)，其他范圍的枕木受力基本可以忽略。圖3繪制了不同枕木的荷載分擔(dān)比例圖，輪對作用范圍內(nèi)的枕木受力較大，不考慮荷載動力系數(shù)的影響，最大枕木的作用力為輪重荷載的18%左右，其他枕木分配比例分別為1%-16%之間。

根據(jù)以上C80列車編組荷載作用下的軌道枕木橫向荷載及縱向荷載分布分析，列車荷載最終通過道砟將荷載均勻分配在頂板上，列車荷載豎向分布最大值位于輪對作用范圍之間，按照道砟厚度45°斜向范圍進(jìn)行均勻分布，取最不利斷面的箱梁荷載作為橋梁頂板受力荷載，頂板作用的最不利橫向分布荷載為：

Qmax-箱梁橫向均布荷載。

2.3 預(yù)應(yīng)力抗力分析

（1）預(yù)應(yīng)力布置。黃河特大橋箱梁頂板寬度為8．1m，底板寬6．1m，頂板厚54．5cm，頂板設(shè)置2%的橫坡，腹板厚度0．4-0．9m，箱梁內(nèi)寬4．3-5．2m，兩側(cè)梗斜為1．2×0．4m。箱梁采用C50混凝土。

箱梁橫向預(yù)應(yīng)力筋采用抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為1860MPa的高強(qiáng)度低松弛鋼絞線，橫向預(yù)應(yīng)力管道采用內(nèi)徑90×19mm扁形塑料波紋管。橫向預(yù)應(yīng)力筋縱向設(shè)置間距為0．4m。橫向預(yù)應(yīng)力筋在箱梁上的設(shè)置在翼緣上，預(yù)應(yīng)力筋錨固端距頂板翼緣高度0．1m，中部距頂板0．38m，中部直線段4．48m。邊跨合龍口橫向預(yù)應(yīng)力筋布置寬度為2m，設(shè)置5根橫向預(yù)應(yīng)力筋。

合龍口設(shè)置勁性骨架，合龍口附近增加了勁性骨架和加密鋼筋后，預(yù)應(yīng)力筋管道和鋼筋位置有部分交叉，對橫向預(yù)應(yīng)力筋的波紋管施工安裝位置有一定影響。

（2）預(yù)應(yīng)力分析。箱梁橫向受力主要由橫向預(yù)應(yīng)力筋提供抗力。橫向預(yù)應(yīng)力筋采用5-7φ5高強(qiáng)度低松弛鋼絞線，預(yù)應(yīng)力筋抗拉極限強(qiáng)度為1860MPa，錨下控制張拉力為1295MPa，采用單端張拉。橫向預(yù)應(yīng)力布置間距分別為300-400mm，預(yù)應(yīng)力筋錨固端位于頂板翼緣下100mm，中部局里頂板370mm，中部直線段4．48m。橫向預(yù)應(yīng)力管道采用內(nèi)徑90×19mm扁形塑料波紋管。邊跨合龍口橫向預(yù)應(yīng)力筋布置寬度為2m，設(shè)置5根橫向預(yù)應(yīng)力筋。

根據(jù)局部分析結(jié)果，箱梁在列車荷載作用下，箱梁頂板局部受力主要為頂板下緣出現(xiàn)拉應(yīng)力，主拉應(yīng)力方向?yàn)闄M向，主拉應(yīng)力最大為1．12MPa。最大應(yīng)力出現(xiàn)在箱梁頂板下緣中部，主壓應(yīng)力最大為-0．9MPa，出現(xiàn)在箱梁頂板上緣中部。局部分析顯示在列車荷載作用下箱梁頂板下緣應(yīng)力主要為橫向拉應(yīng)力，橫向拉應(yīng)力最大為1．12MPa，縱向應(yīng)力較小，縱向最大拉應(yīng)力為0．4MPa。

分析還顯示腹板梗斜區(qū)局部主要為壓應(yīng)力，最大壓應(yīng)力為 -1．14MPa。豎向剪應(yīng)力為 0．1MPa，橫向剪應(yīng)力為 0．08MPa，縱向剪應(yīng)力為0．29MPa。

取最不利斷面頂板為分析斷面，按照設(shè)計(jì)布置預(yù)應(yīng)力，箱梁頂板下緣最大壓應(yīng)力為-4．2MPa，二期恒載作用下的應(yīng)力為0．7MPa，列車橫向荷載作用下的應(yīng)力為0．9MPa。頂板橫向壓應(yīng)力儲備為2．6MPa。

若考慮一定的安裝誤差，預(yù)應(yīng)力管道出現(xiàn)100mm的上浮，此時箱梁頂板預(yù)應(yīng)力作用下的最大壓應(yīng)力為-2．9MPa，此時頂板應(yīng)力儲備 -1．3MPa。

3 病害監(jiān)測

3.1 箱梁頂板病害

由于黃河特大橋箱梁頂板內(nèi)部寬度為4．3m-5．2m，箱梁頂板隔板共設(shè)置7道，中部箱梁頂板縱橫向長度比遠(yuǎn)大于2，因此在列車荷載作用下，將頂板認(rèn)定為單向板受力。

根據(jù)黃河特大橋定期檢查資料，箱梁頂板出現(xiàn)了縱向開裂等現(xiàn)象，頂板開裂范圍主要位于邊跨現(xiàn)澆段及中跨合龍段等位置，其中最長裂縫2m，裂縫最深140mm，裂縫數(shù)量超過20條。在病害主要部位，縱向裂縫主要出現(xiàn)在跨中部位，裂縫等間距布置，裂縫寬度兩側(cè)較小，中部較大，裂縫呈現(xiàn)不斷向外延續(xù)的趨勢[2]。

橋梁縱向裂縫出現(xiàn)的時間主要在近兩年，根據(jù)對橋梁撓度的長期監(jiān)測及分析，橋梁收縮徐變主要對橋梁整體影響，橋梁跨中豎向撓度變化量在6mm左右，因此認(rèn)為橋梁收縮徐變對橋梁縱向裂縫等病害關(guān)系較小，橋梁縱向裂縫主要與橋梁頂板預(yù)應(yīng)力損失及橋梁荷載有關(guān)。

3.2 傳感器選型

為實(shí)現(xiàn)對橋梁裂縫的實(shí)時監(jiān)測，并結(jié)合黃河特大橋橋梁的裂縫特點(diǎn)及荷載特點(diǎn)，考慮到由于預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)箱梁頂板裂縫出現(xiàn)及發(fā)展較緩慢，裂縫監(jiān)測既要關(guān)注裂縫處的實(shí)時變化，也要對裂縫進(jìn)行長期觀測，避免由于溫度及其他效應(yīng)對監(jiān)測效果的影響，對裂縫監(jiān)測傳感器選型要求較高。由于滿足此要求的傳感器既要采樣頻率較高，穩(wěn)定性較好、溫漂較小的單一類傳感器難以滿足要求，本項(xiàng)目在選型傳感器時，考慮采用兩類傳感器進(jìn)行監(jiān)測：首先采用基于振弦原理的傳感器，采用低頻采樣，并通過溫度自補(bǔ)償實(shí)現(xiàn)裂縫寬度長期監(jiān)測，對裂縫長期寬度的變化對裂縫發(fā)展趨勢進(jìn)行評估；對裂縫實(shí)施監(jiān)測采用高頻采集的工具式應(yīng)變計(jì)，對裂縫實(shí)時發(fā)展變化進(jìn)行監(jiān)測。通過兩者結(jié)合，實(shí)現(xiàn)裂縫長期趨勢監(jiān)測評估及實(shí)時監(jiān)測評估。

3.3 測點(diǎn)布置

9#-10#墩柱19#現(xiàn)澆段梁主要縱向裂縫傳感器的布置設(shè)置，對其中裂縫分別布置了兩種類型傳感器，其中布置振弦裂縫傳感器共4個，工具應(yīng)變計(jì)6個，分別采用標(biāo)貼式安裝方式。通過裂縫采集系統(tǒng)將監(jiān)測數(shù)據(jù)傳輸至監(jiān)控中心服務(wù)器，對裂縫數(shù)據(jù)進(jìn)行實(shí)時監(jiān)測及存儲。

4 數(shù)據(jù)分析

4.1 橫向應(yīng)力監(jiān)測

黃河特大橋健康監(jiān)測系統(tǒng)包含對橋梁整體效應(yīng)監(jiān)測，也對橋梁局部病害進(jìn)行監(jiān)測，通過在橋梁上布置傳感器對關(guān)鍵斷面的橋梁撓度、應(yīng)變、振動等內(nèi)容進(jìn)行監(jiān)測，也對其中病害進(jìn)行監(jiān)測，其中裂縫監(jiān)測是其重要的監(jiān)測內(nèi)容之一。通過橋梁整體監(jiān)測及橋梁局部病害監(jiān)測對橋梁運(yùn)營狀態(tài)進(jìn)行評估。

黃河特大橋箱梁結(jié)構(gòu)出現(xiàn)的橫向裂縫是其主要病害之一，為探尋裂縫發(fā)生的原因，對橋梁病害整治提供有效的依據(jù)，對關(guān)鍵斷面布置了應(yīng)力傳感器，通過分析箱梁頂板的裂縫附近的擴(kuò)展情況進(jìn)行分析。為保證監(jiān)測的有效性和正確性，對箱梁主要斷面橫向應(yīng)力進(jìn)行了監(jiān)測。表1分別列出了8月12日-8月13日箱梁橫向應(yīng)力監(jiān)測結(jié)果，分析顯示橫向應(yīng)力均略小于理論值，大同側(cè)邊跨合龍段及邊跨跨中與理論值比較接近，準(zhǔn)格爾側(cè)邊跨跨中橫向應(yīng)力超過理論值。

表1 箱梁頂板橫向應(yīng)力監(jiān)測表

4.2 裂縫監(jiān)測

根據(jù)裂縫動應(yīng)變監(jiān)測成果，對裂縫變形進(jìn)行監(jiān)測，圖5繪制了箱梁典型性裂縫在列車荷載作用下的時程圖。由于箱梁開裂后，在列車荷載作用下，裂縫會發(fā)生擴(kuò)展，由此引起的箱梁應(yīng)變?yōu)閾Q算應(yīng)變。準(zhǔn)格爾側(cè)合龍段箱梁開裂處的換算應(yīng)變分別為60με、75με、100με、85με，換算應(yīng)力為2．07MPa、2．58MPa、3．45MPa、2．93MPa，遠(yuǎn)大于理論分析值 0．9MPa[3]。

箱梁裂縫在列車荷載作用下還呈現(xiàn)明顯的應(yīng)變幅變化較大的特點(diǎn)，應(yīng)變幅接近或超過箱梁換算應(yīng)變的50%，由此會導(dǎo)致箱梁裂縫擴(kuò)展速度加快，裂縫深度不斷增長等問題。

5 結(jié)語

通過對軌道、枕木及道砟對列車荷載分布的影響分析，結(jié)合箱梁橫向應(yīng)力及裂縫監(jiān)測數(shù)據(jù)分析，為保證箱梁裂縫修補(bǔ)的效果，得到如下結(jié)論：

（1）軌道、枕木及道砟對列車荷載起到有效的減弱局部分布的效果，輪對作用范圍內(nèi)影響范圍大致有10根枕木參與了受力，最大的混凝土枕木受力約為輪對荷載的18%左右，考慮最不利影響，考慮系數(shù)為0．2；

（2）根據(jù)受力分析及監(jiān)測分析，箱梁橫向拉應(yīng)力實(shí)測值與理論值基本吻合，箱梁最不利的位置為準(zhǔn)格爾側(cè)合龍段，最大拉應(yīng)力為 1．03MPa，略大于理論值 0．9MPa；

（3）根據(jù)箱梁裂縫監(jiān)測數(shù)據(jù)分析，開裂處的換算應(yīng)力最大為3．4MPa，遠(yuǎn)大于理論值，且裂縫處的應(yīng)變幅變化較大，為避免裂縫的不斷擴(kuò)展，對裂縫進(jìn)行處理十分必要；

（4）結(jié)合箱梁實(shí)際受力及監(jiān)測分析，以及箱梁縱向裂縫開裂分布，箱梁開裂的主要原因是頂板橫向抗裂性能不足，與橫向預(yù)應(yīng)力損失有直接關(guān)系，對裂縫開裂處或箱梁頂板橫向補(bǔ)強(qiáng)措施應(yīng)考慮增強(qiáng)頂板橫向抗力為主。