前言
薄壁箱梁橋的受力特點及加固方法國內外學者都進行了深入的研究并取得了一定的成果。但是，目前對于這類原設計荷載等級低、材料強度低、結構斷面尺寸薄弱的梁橋的加固技術研究卻鮮見報道。
而目前這類建造年代較早且具有上述特點的橋梁，由于其所處橋位的重要性以及歷史的原因，至今一直承擔著繁重的運營荷載，使得結構出現了多種類型的病害。因此，為了確保大橋的正常使用和運營安全，有必要對此類型的橋梁進行加固維修。
本文以南寧市邕江大橋為背景，該橋于1964年建成通車，是中國最早采用閉口薄壁桿件理論設計的一座懸臂式鋼筋混凝土橋梁。通過對該薄壁箱梁橋病害原因的分析，有針對性的進行加固方案的設計以及優(yōu)化設計，提出科學合理的加固方案，并通過施工取得了良好的加固效果。
1工程概況、主要病害及原因分析
1.1工程概況
邕江大橋坐落在廣西壯族自治區(qū)首府南寧市中心，是南寧市連接邕江兩岸的一座重要橋梁。邕江大橋于1960年全面動工，經過4年多的緊張施工，于1964年7月大橋正式通車。邕江大橋為中國最早采用閉口薄壁桿件理論設計的一座懸臂式鋼筋混凝土薄壁箱型城市橋梁，該橋的建成代表了當時國內橋梁架設的較高水平，在中國的橋梁史上留下了濃墨重彩的一筆。該橋實景照見下圖1。
邕江大橋全長394.6m，橋梁全寬24.6m，設計荷載等級為汽-18級，拖-80。橋梁結構跨徑組成為（45+16）m（單懸臂簡支梁）+23m（掛孔）+（16+55+16）m（雙懸臂簡支梁）+23m（掛孔）+（16+55+16）m（雙懸臂簡支梁）+23m（掛孔）+（16+45）m（單懸臂簡支梁）（見下圖2所示）。上部結構為兩個獨立的單箱三室截面，兩個箱梁之間通過支承于箱梁懸臂上的簡支板連接；在墩臺處設置剛接的連續(xù)橫隔梁，其余的橫隔梁均為簡支結構，用以支承煤氣、水管管道。下部結構北岸為埋置式橋臺，南岸為U型橋臺。橋墩采用雙柱式，支承于分離式沉井基礎上。1號墩和4～6號墩為筑島及就地預制沉井基礎，2號墩、3號墩因施工水位深達11m，采用預制雙層薄壁鋼筋混凝土浮運沉井。邕江大橋斷面圖見下圖3所示。結構主要材料參數表見下表1所示。
1.2橋梁結構主要病害
邕江大橋經過45年多的運營，隨著交通量的增加、車輛荷載等級的不斷提高、周圍環(huán)境溫差的變化、遭受特殊荷載的作用以及耐久性的原因，大橋出現了多種類型的病害。
圖1 邕江大橋實景
圖2 邕江大橋總體布置圖
圖3 邕江大橋箱梁懸臂端斷面示意圖
1.2.1上部結構主要病害
上部結構主要病害表現為箱梁開裂。
依據《南寧市邕江大橋承載能力檢測及安全評估報告》（2005年12月），該橋箱梁存在大量裂縫。其中寬度大于0.15mm的裂縫有4346條。相對于1969年、1980年、1995年、1998年的橋梁檢測結果，裂縫寬度和數量均呈明顯增長趨勢。典型裂縫及其發(fā)展趨勢見下圖4所示。
圖4 箱梁裂縫及其發(fā)展趨勢圖
1、箱梁支點頂板橫向開裂
該橋支點負彎矩區(qū)箱梁頂板出現大量橫橋向裂縫，且大部分裂縫已貫通箱梁頂板，并向兩側腹板延伸，裂縫寬度大多在0.1～0.5mm間，個別裂縫寬度達到1.0mm，遠超出《城市橋梁養(yǎng)護技術規(guī)范》（CJJ99－2003）第5.4.2條要求。與1998年的檢測結果相比，裂縫寬度、數量增加較多。
2、箱梁腹板斜向開裂
該橋箱梁腹板有較多斜裂縫，多集中于反彎點處，且大部分縫寬超過0.2mm，個別裂寬達0.5mm。典型病害見下圖5所示。
3、掛梁端部及箱梁牛腿斜向開裂
該橋大部分掛梁牛腿均有開裂現象，且大部分裂縫超過0.2mm，須對其進行加固處理。病害見下圖6所示。
4、掛梁跨中梁底存在橫向裂縫，大部分裂縫比較細小，部分縫寬超過0.2mm。
圖5 腹板斜向開裂 圖6 箱梁牛腿斜向開裂
1.2.2下部結構主要病害
1、2號墩蓋梁上游懸臂開裂
該橋墩蓋梁出現大量裂縫，雖然裂縫寬度偏大，其中2號墩上游挑梁裂縫最大寬度為2.0mm，但大部分裂縫長度較短。病害見下圖7所示。
2、橋臺通道墻身存在較多裂縫，最大裂縫寬度22mm，墻身向臺后方向產生水平位移；混凝土表面有局部破損剝落。病害見下圖8所示。
圖7 2號墩上游蓋梁開裂 圖8 橋臺通道前墻開裂
1.2.3附屬構造主要病害
1、伸縮縫
伸縮縫內填有較多砂石，影響伸縮縫的正常使用功能。
2、支座
橋墩支座存在不同程度的銹蝕；
掛梁支座嚴重銹蝕，已經不能正常轉動和滑動。
雖然上述病害對結構的安全性影響較小，但嚴重影響了結構的正常使用，為結構正常運營埋下了安全隱患。
1.2.4影響結構耐久性的缺陷
1、混凝土碳化深度
經檢測，箱梁混凝土碳化深度5～11.2mm；掛梁最大碳化深度18.1mm；橋墩和蓋梁混凝土碳化深度10～30mm，部分已經達到鋼筋表面。
2、鋼筋銹蝕電位測試
鋼筋的實測銹蝕電位測試值均在-200mv以上，且相鄰電極電位差在100～150mv之間。邕江大橋經過45年多的運營，大部分鋼筋已處于銹蝕的臨界點，低電位一側可能存在銹蝕。因此對結構進行耐久性維修，防止可能因鋼筋銹蝕引起的脆性破壞，延長橋梁使用壽命是必要而且重要的。
1.3受力性病害原因分析
1.3.1箱梁抗彎承載能力驗算
邕江大橋由于建造年代較早，橋梁結構本身存在一定的缺陷，因此為了確保計算結果的合理，且有足夠的可靠度，計算分析時分別考慮活載影響修正系數、鋼筋截面折減系數、混凝土截面折減系數、承載能力惡化系數和承載能力檢算系數等主要計算參數。同時在計算過程中考慮了以下兩種荷載組合。結構驗算結果見下表2所示。
荷載組合Ⅰ：恒載+汽-15級+人群荷載；
荷載組合Ⅱ：恒載+掛-80；
表2 箱梁抗彎極限承載能力驗算結果
項目
|
加固前彎矩Mj(kN·m)
|
加固前結構抗力Mu(kN·m)
|
加固前Mu/Mj
|
雙
懸
臂
|
支點
|
組合Ⅰ
|
-100738.6
|
103429.7
|
1.03
|
組合Ⅱ
|
-92268.8
|
103429.7
|
1.12
|
跨中
|
組合Ⅰ
|
38663.0
-4398.4
|
30429.2
9056.0
|
0.79
2.06
|
組合Ⅱ
|
30819.1
5438.4
|
30429.2
30429.2
|
0.99
/
|
單
懸
臂
|
支點
|
組合Ⅰ
|
-94028.6
|
80421.6
|
0.86
|
組合Ⅱ
|
-86843.7
|
80421.6
|
0.93
|
跨中
|
組合Ⅰ
|
39565.8
|
35086.7
|
0.89
|
組合Ⅱ
|
36191.7
|
35086.7
|
0.97
|
通過上述計算結果可以看出，原結構的實際承載能力不能滿足目前運營荷載效應的要求，最終導致結構在支點負彎矩區(qū)域，箱梁頂板出現橫向裂縫。
1.3.2箱梁抗剪承載能力驗算
結構抗剪承載能力計算原則與抗彎承載能力計算原則相同，抗剪承載能力驗算結果見下表3所示。
通過對結構抗剪計算結果的分析，可以看出，單懸臂箱梁支點區(qū)域，結構的抗剪承載能力不能滿足目前運營荷載效應的要求，導致箱梁腹板出現斜向裂縫。
表3 箱梁抗剪極限承載能力驗算結果
項目
|
加固前剪力Qj(kN·m)
|
加固前結構抗力Qu(kN·m)
|
加固前Qu/Qj
|
雙
懸
臂
|
支點
|
組合Ⅰ
|
8834.9
|
9749.8
|
1.11
|
組合Ⅱ
|
7874.6
|
9749.8
|
1.24
|
L/4
|
組合Ⅰ
|
5122.3
|
6122.6
|
1.20
|
組合Ⅱ
|
4741.8
|
6122.6
|
1.29
|
單
懸
臂
|
支點
|
組合Ⅰ
|
8702.2
|
7847.1
|
0.90
|
組合Ⅱ
|
8171.3
|
7847.1
|
0.96
|
L/4
|
組合Ⅰ
|
5080.5
|
6430.6
|
1.27
|
組合Ⅱ
|
4600.8
|
6430.6
|
1.40
|
1.3.3其他病害原因分析
全橋掛梁端部及箱梁牛腿處存在不同程度的斜向開裂，其主要是由于端部區(qū)域抗剪強度不足造成。橋臺通道墻身存在較多裂縫以及臺身向臺后方向發(fā)生水平位移，主要是由于橋臺基礎發(fā)生不均勻的沉降導致。
2加固維修設計
通過上述對邕江大橋不同部位存在的不同病害原因的深入分析，以及對結構詳細的計算分析，經過初步設計方案的反復論證，最終對于不同病害確定了如下不同的加固設計方案。
2.1箱梁加固設計
2.1.1體外預應力加固
對于結構實際抗彎承載能力不能滿足目前運營荷載效應的要求引起的病害缺陷，通過在箱梁內設置OVM無粘結體外預應力體系，使原鋼筋混凝土橋梁達到部分預應力混凝土橋梁的受力狀態(tài)，最終使得大橋在目前實際運營荷載作用下處于良好的工作狀態(tài)。
新增設的體外預應力鋼束兩端分別錨固于箱梁的梁端。沿橋梁橫斷面方向共設置6根9Φ15.2mm的體外預應力鋼束，每個內腹板對應2束，外腹板對應1束(置于箱內)。詳見下圖9所示。
圖9a 雙懸臂體外預應力加固示意圖
圖9b 單懸臂體外預應力加固示意圖
2.1.2粘貼碳纖維板加固
結構實際的抗剪承載力不能滿足目前運營荷載效應引起的腹板斜裂縫，通過在單、雙懸臂箱梁內，垂直于主拉應力方向粘貼碳纖維板來改善結構的受力狀態(tài)。
在雙懸臂簡支梁箱梁支點附近32.4m區(qū)域內，垂直于主拉應力方向粘貼碳纖維板，單懸臂簡支梁箱梁中支點附近34.5m區(qū)域內，直于主拉應力方向粘貼碳纖維板，碳纖維板條寬度為20mm，厚度為1.4mm。見下圖10所示。
2.1.3裂縫處理
裂縫寬度≥0.15mm的裂縫采用壓漿法進行灌注封閉；寬度＜0.15mm的裂縫采用表面注漿封閉，大面積區(qū)域內寬度＜0.15mm的裂縫采用粘貼碳纖維復合材料。
2.2掛梁端部及箱梁牛腿加固設計
該橋箱梁牛腿及掛梁端部支點附近的角隅處均不同程度地存在斜向裂縫，部分裂縫寬度超過0.2mm。因此，為保證結構安全，通過粘貼鋼板和增設加勁肋的辦法對局部進行補強加固。其中，箱梁牛腿除在箱內端橫梁位置箱梁腹板兩側粘貼鋼板外，還在箱梁牛腿外側的角隅處設置鋼加勁肋板，加勁肋板直接與預先固定在牛腿上的鋼板焊接；T梁粘貼L型鋼板于掛梁端部腹板兩側。鋼板厚度為10mm。見下圖11所示。
圖10 腹板粘貼碳纖維板加固
圖11 掛梁端部及箱梁牛腿加固
2.3橋墩墩身蓋梁加固
通過在2號橋墩蓋梁懸臂端側面粘貼16Mnq鋼板對其進行加固處理，以確保該橋墩蓋梁的結構安全。加固用鋼板厚度為6mm，單塊鋼板條寬度為10cm，鋼板間距為20~30cm。
2.4加固后計算結果
加固后計算過程與加固前計算類似，主要考慮以下兩種荷載組合：
荷載組合Ⅰ：恒載+預應力荷載+汽-15級+人群荷載；
荷載組合Ⅱ：恒載+預應力荷載+掛-80；
2.4.1箱梁抗彎承載能力計算
加固后箱梁抗彎承載能力計算結果見下表3所示。
表3 加固后箱梁抗彎極限承載能力驗算結果
項目
|
加固后彎矩Mj(kN·m)
|
加固后結構抗力Mu(kN·m)
|
加固后Mu/Mj
|
雙
懸
臂
|
支點
|
組合Ⅰ
|
-81014.2
|
103429.7
|
1.28
|
組合Ⅱ
|
-73829.9
|
103429.7
|
1.40
|
跨中
|
組合Ⅰ
|
35484.7
-8005.6
|
37158.6
9056.0
|
1.05
1.13
|
組合Ⅱ
|
27764.1
2131.8
|
37158.6
37158.6
|
1.34
/
|
單
懸
臂
|
支點
|
組合Ⅰ
|
-78844.7
|
80421.6
|
1.02
|
組合Ⅱ
|
-73540.2
|
76911.4
|
1.05
|
跨中
|
組合Ⅰ
|
33257.0
|
35086.7
|
1.06
|
組合Ⅱ
|
29809.0
|
35086.7
|
1.18
|
經計算，加固后主橋箱梁抗彎承載能力能滿足目前運營荷載的效應要求，并有一定的安全儲備。
2.4.2箱梁抗剪承載能力計算
加固后箱梁抗彎承載能力計算結果見下表4所示。
表4 加固后箱梁抗剪極限承載能力驗算結果
項目
|
加固后彎矩Mj(kN·m)
|
加固后結構抗力Mu(kN·m)
|
加固后Mu/Mj
|
雙
懸
臂
|
支點
|
組合Ⅰ
|
8077.9
|
12163.5
|
1.51
|
組合Ⅱ
|
7117.6
|
12163.5
|
1.71
|
跨中
|
組合Ⅰ
|
4090.8
|
8536.3
|
2.09
|
組合Ⅱ
|
3710.3
|
8536.3
|
2.30
|
單
懸
臂
|
支點
|
組合Ⅰ
|
8276.4
|
9703.8
|
1.17
|
組合Ⅱ
|
7557.5
|
9703.8
|
1.28
|
跨中
|
組合Ⅰ
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