风陵渡黄河大桥的加固研究和设计

文章编号:0451-0712(2007)08-0045-05 中图分类号:U 445172 文献标识码:B
风陵渡黄河大桥的加固研究和设计
马健中,许志刚,武志斌
(山西省交通规划勘察设计院　太原市　030006)
摘　要:依据风陵渡黄河大桥的变形检测结果和病害现状,在分析病害成因和现状桥梁内力分布的基础上,提出用矮塔斜拉桥的改造加固方案,并进行了相关内力分析。

关键词:预应力混凝土连续梁桥;加固;斜拉桥
1　工程简介风陵渡黄河公路大桥是山西省由晋南通往陕西、河南省的门户,全长1409m ,为变截面连续箱梁桥,其中主桥为
87m +7×114m +87m 9孔一联,引桥为5×87m 5孔一联,主桥和引桥均采用单箱单室箱形截面,箱底宽为7m ,桥宽为13m ,主桥支点处梁高615m ,跨中梁高218m ;引桥支点处梁高5m ,
跨中梁高215m ,均采用三向预应力结构。

下部
结构为空心薄壁桥墩,高桩承台钻孔桩群桩基础。

风陵渡黄河大桥见图1所示。

图1　风陵渡黄河公路大桥
2　病害及成因分析211　病害概况
通过近10年的连续观测和3次检测发现,该桥桥面铺装层破损严重,箱梁腹板发现大量呈45°角的斜向裂缝,且在各跨分布不均,裂缝在L 4桥跨范围内最为严重,箱梁顶板和底板也有大量的纵向裂缝。

图2和图3为引桥和主桥的实测挠度,可见引桥两个边孔梁体下挠严重,最大达2417c m ;主桥梁体呈现和连续梁受力模式相一致的隔孔下挠态势,最大下挠达1917c m 。

单位:c m
图2　引桥挠度实测结果
单位:c m
图3　主桥挠度实测结果
收稿日期:2007-04-09
　公路　2007年8月　第8期 H IGHWA Y A ug 12007　N o 18　
1996年、2005年分别对该桥进行了动静载试验,2005年所测指标均比1996年有所增加,增加量见表1。

可见,梁体抗弯刚度、强度均呈下降趋势,且尚未稳定。

表1　2005年与1996年检测相比挠度、应力增大比例
项　目主孔桥
边孔桥
挠度校验系数增大率36%17%～25%上、下缘应力增大率
819%～86%
16%～75%
腹板斜裂缝的分布规律和性状,反映了梁体截面是受弯剪组合作用的结果,这些腹板斜裂缝的产生,会使结构的整体刚度和截面强度降低,从而降低结构的承载能力,而且还会严重影响结构的耐久性。

212　病害原因分析
根据对梁体裂缝性状、结构跨中下挠图式和梁体其他病害的综合分析,结合对施工期间的各项影响因素的调查,可以判定病害的主要成因如下。

(1)结构因素。

边中跨比不尽合理,引桥边中跨比为1,使得边孔
梁体的刚度不足导致两边孔的严重下挠高达2417c m ;
而主桥的边中跨比也高达0176,超出了连续梁较为合理的边中跨比范围(0155～0165)
,边中跨梁体刚度比例不协调,抗变形能力不足,使梁体呈现和连续梁受力模式相一致的隔孔下挠,最高达1917c m 。

太大的梁体变形极大地加大了连续梁的二次内力,从而使梁体出现大量裂缝。

(2)预应力体系因素。

在病害调查中,发现有很大比例的竖向预应力孔道漏水,说明竖向预应力可能大部分已经失效,从而导致梁体抗剪能力不足,这应该是箱梁腹板产生大量斜裂缝的主要因素之一。

如图4所示,当主桥的预应力度降低20%时,其理论挠曲线和实测挠曲线趋势是一致的,但其数值比例大致在0127～0114。

由此可以推测,可能由于预应力管道压浆不饱满,钢束断丝、松弛和回缩等原因,使预应力度大为降低,已不满足设计要求。

其次挠度实测值大大高于理论值,表明由于结构长期处于不正常的受力状态,使结构产生了较大的塑性变形。

单位:c m
图4　主桥挠度实测值和理论值对比
3　加固及改造方案的对比分析
基于上述分析,该桥的加固只有改变桥梁边中跨比、增加结构的刚度和减小结构内力,改善结构内力分布才能彻底解决问题。

此外,由于该桥是山西省连接陕西省和河南省的最重要的通道,加固方案必须保证不间断交通。

依据上述思路,分别在主桥和引桥的两侧边孔增设2个附加桥墩,如图5所示,使主桥和引桥各增加2个跨径各为32m 和28m 的连续边孔,使主桥和
引桥的边中跨比分别缩小为0151和0163,以改善边跨和中跨的应力分配。

对于主桥除调整边中孔跨比例外,提出3种加固方案进行比较:施加体外预应力、附加钢箱梁增加截面刚度、矮塔斜拉结构改变结构受力体系。

施加体外预应力的方案能有效改善结构的内力分布,但不能有效增加结构刚度并减小结构内力,对结构变形不能达到有效的长期控制的目的。

在箱梁两腹板外侧附加钢箱梁方案,通过在箱
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单位:c m
图5　边跨增设桥墩改善边中跨内力分配
梁悬臂下方和腹板外侧之间附加钢箱,可以增加结构的刚度和承载能力,但不能有效减小结构内力,同时存在钢箱和混凝土箱能否紧密连接以达到变形协调共同受力的问题。

该方案的实施,势必通过在混凝接,如果处理不好,或在温度内力和荷载内力的共同作用下,变形不能协调,在荷载的反复作用下,可能会
造成原本已病害严重的桥梁受到进一步的损伤。

采用矮塔斜拉结构改变结构受力体系方案见图6、图7所示,利用原桥桩基足够多的富余承载力,在原桥承台上桥墩两侧加设桥塔,对称地在1 3跨处布设一对斜拉索,对每跨结构形成两个弹性支点,彻底改善结构的受力加固效果,见图8所示,并有效减小结构内力。

单位:c m
图6　主桥增设桥塔的加固方案
经综合比较,矮塔斜拉结构作为推荐加固方案。

4　推荐方案的结构内力分析
精确得出主桥当前的受力状态是困难的。

我们试图从预应力度出发,并考虑当前结构刚度不足的情况,得出受力状态的上、下限,为受力分析提供依据。

显然,满足原设计条件的状态可以作为上限。

而作为下限,应是考虑到结构病害所引起的刚度、强度降低和预应力度降低后的桥梁实际的状态。

在该状态下其挠度应与当前挠度有相似的规律,应力分布应与当前裂缝分布相吻合,且预应力折减度应在可接受范围内。

通过分析可知,在预应力和弹性
模量折减到设计值的80%时,结构挠度与实际挠度
规律相似,且正应力受拉区与顶、底板开裂区吻合。

因此,该状态作为结构应力的下限是可行的。

在此基础上,分别建立上、下限模型,可求得当前受力状态的上、下限,叠加塔、索效应后,即可得到加固后受力状态的上、下限。

图9、图10给出了恒载下的正应力、图11、图12给出了恒载+汽车荷载组合下的正应力。

由图可知,加固前下限在各跨跨中下缘均出现拉应力,这与检测得出的底板横向裂缝位置是吻合的。

而加固后上、下限均未出现拉应力。

加固后上限应力最大值达到17M Pa ,偏大,但仍符合规范要求,而下限最大压应
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单位:c m
图7
　桥塔及拉索锚固方案
图8
　主桥加固方案效果
图9
　主桥加固方案恒载上缘正应力分布图10
　主桥加固方案恒载下缘正应力分布
图11　主桥加固方案恒载+汽车荷载上缘正应力分布
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图12
　主桥加固方案恒载+汽车荷载下缘正应力分布
力均未超过15M Pa 。

加固后结构实际应力在上、下限之间,满足规范要求。

加固后主桥的挠度是衡量加固成败的重要指标。

但由于实际刚度和非线性变形难以确定,仅能得出理论计算结果,以反映桥梁变形趋势。

图13是下限模型的计算结果,虽然加固后不可能产生如图所示的上挠情况,但可以看出,相对于当前状态,加固后箱梁有一定的上挠,且混凝土经长期收缩、徐变完
成后,结构会基本稳定,微有上挠。

可见,加固方案对结构变形的恢复是有效的。

单位:c m
图13　主桥加固方案理论挠度
桥塔的稳定性是加固后桥梁安全的保证。

经过非线性静力有限元分析,整体结构在10倍车载下仍然能够收敛,表明结构稳定,且有较大的安全储备。

5　结论
(1)该加固方案依据桥梁的病害现状,有针对性
地采取以主动控制变形和减小结构内力为主要目的的方法。

结构内力和变形分析表明,效果显著,是可行的。

(2)加固方案构造简单、受力明确,在改善桥梁
受力性能的同时,也使桥梁外观在原有基础上获得了极大的改善,成为一座构造新颖、造型独特的桥梁。

(3)实施该方案时,可保证桥梁的正常运营,满足了晋陕通道的畅通要求。

(4)该桥的设计计算和整体分析中,所采用的将理想设计状态和实际状态分别作为结构计算和分析的上下限,避免了在旧桥加固和改造的计算中难以准确模拟桥梁现状和实际受力状态的难题,对其他旧桥加固和改造的受力分析和设计计算具有重要的借鉴作用。

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