底板应力（精选6篇）
底板应力 篇1
摘要：根据弹性力学理论, 建立了煤层开采后底板走向岩层支承压力增量的计算模型, 推导了各增量的计算公式, 并采用Math CAD软件求解, 进而探讨了底板走向岩层应力的状态和分布规律。
关键词：弹性力学,支承压力增量,底板走向岩层,应力状态
煤层开采后, 上覆岩层自然垮落, 应力的重新分布导致采场围岩的应力在推进方向和两侧形成了不同的支承压力带, 如图1所示。支承压力在煤层顶底板的传播, 使顶底板岩层遭到了不同程度的破坏, 应力状态也重新分布。本文拟探讨煤层开采时底板走向岩层应力的状态和分布规律。
1 计算模型的提出
由图1可知, 底板走向的支承压力包括超前支承压力和采空区支承压力2种, 沿此方向在工作面中部做1个剖面, 得到如图2所示的底板走向岩层中支承压力的分布图。
与岩体初始平衡状态相比, 煤层开采后支承压力的增量为:
式 (1) 中:σy为垂直应力;σ原岩应力为初始垂直应力。
将图2中支承压力按式 (1) 处理, 可以得到该方向煤层内每一点的应力增量。为了计算方便, 将图2中超前支承压力增量的分布以近似三角形的形态处理。其最大支承压力增量出现在工作面前方S1处, 大小为 (K-1) P, 工作面后方为应力降低区, 因此, 应力增量为负值。
根据弹性力学理论, 对于开采后的煤层, 在假设其下部岩体为均匀弹性体的基础上, 可以将下部岩体看作半无限体。以超前支承压力最大范围点为原点, 推进方向为y轴正方向, 建立如图3所示的坐标系。
2 支承压力增量的计算
根据力的平衡原理, 在图3中的x轴方向上, 应力增量总和应为0, 即:
由此可得:
在该计算模型中, 垂直应力增量的大小与到原点的距离为一次函数关系, 所以, 设其表达式为:
在y轴距离原点O为ξ处取微小长度dξ, 该处应力增量大小即为dp=pdξ, 可将其看成作用在该点的微小集中力。在煤层下方的半无限体内任取一点M (x, y) , M点与微小集中力dp的距离在x轴和y轴方向上的投影分别为x和y-ξ.由弹性力学平面应变问题的有效解公式可知, 微小集中应力在M点的应力分量分别为:
在y轴方向上对式 (5) 分别进行积分计算, 可得:
为了简化计算, 设煤层所在深度岩体的原始应力P为1.以某工作面现场实测的矿压显现规律为例, 超前支承压力峰值距工作面的距离为10 m左右, 最大范围为40 m, 即S1≈10 m, S2≈30 m;最大超前支承压力约为原岩应力的2.5倍, 即应力集中系数K≈2.5;应力近似为0的区域长度L2≈10 m, 将其带入式 (3) 可知, L1≈40 m。
由于P (ξ) =aξ+b为分段函数, 在AB、BC、CD、DE等4个区段上的表达式各不相同, 所以, 将上述各参数带入式 (4) 可得:
先求解AB段, 将p (ξ) =-0.05ξ代入式 (6) 中可得:
按照同样的方法, 将BC、CD、DE段p (ξ) 的表达式分别带入到式 (6) 中, 利用Math CAD求解, 即可得到工作面超前支承压力的增量在煤层下方岩体内的传播规律, 如图4所示。
3 计算结果分析
由图4 (a) 中数据可知, 煤层底板垂直应力在底板走向岩层中的分布规律为: (1) 在距离工作面10 m的采空区下方0~5 m范围内, 岩层内的垂直应力近似为0.其他范围内的采空区同样为应力降低区, 垂直应力大小与煤层底板的深度呈正比, 在距离煤层25 m处的岩层内, 垂直应力增大到原始应力的25%左右。 (2) 工作面前方实体煤底板岩层为应力增高区, 随着底板岩层深度的增加, 垂直应力呈减小的趋势。其中, 在底板下方0~5 m深度范围的岩层内, 应力集中系数最大可达到1.9;距离煤层10 m处应力集中系数下降到1.8;当与煤层的距离为20 m时, 应力集中系数则衰减到1.5左右。
由图4 (b) 中的数据可知, 煤层底板水平应力在工作面推进方向上的分布规律为:与垂直应力相同, 在工作面前方底板岩层为水平应力增高区, 工作面后方采空区底板岩层为水平应力降低区, 但是, 应力集中系数相对垂直应力小很多。在超前工作面10~20 m煤体范围内, 距离煤层10 m左右的水平应力集中系数为1.4, 当深度下降到20 m左右时, 水平应力就接近于原始应力;在工作面后方, 采空区下方岩层在距离煤层20 m左右时, 水平应力也恢复到了原始应力水平。
由图4 (c) 中数据可知, 煤层底板水平应力在工作面推进方向上的分布规律为:不论工作面前方在实体煤底板岩层, 还是在采空区下方岩层内, 煤层开采时, 底板岩层都会出现剪应力。其等值线呈气泡型分布, 最大剪应力的值为0.4倍的原岩应力。
4 结论
采空区底板为应力降低区, 垂直应力的大小与底板深度呈正比。实体煤下方底板岩层为应力增高区, 垂直应力与底板深度呈反比;与超前支承压力相比, 垂直应力衰减速度与底板深度呈正比。水平应力集中系数相对垂直应力小很多, 在底板走向岩层中最大为1.4倍原岩应力。底板岩层剪应力较小, 底板走向上最大剪应力的值为0.4倍的原岩应力、剪应力的等值线呈气泡型分布。
参考文献
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底板应力 篇2
预应力混凝土空心板桥是公路桥梁中被广泛应用的一种结构形式, 但近年来桥梁检查中发现, 大量混凝土空心板梁存在纵向开裂的现象, 裂缝多出现在空心板底板薄弱处或底板中部处发展, 有的不仅在底板出现, 还在腹板、顶板出现。众所周知, 空心板在施工和使用过程中, 由于预应力及外荷载的作用, 空心板会产生纵桥向的弯矩等内力, 如果产生的应力超过混凝土的抗拉强度, 就会发生板顶或者板底的横向裂缝。而空心板梁纵向裂缝的普遍产生, 有些令工程师们费解, 因此有必要对预应力空心板纵向裂缝成因进行分析, 并提出有效的加固对策。
2 工程概况
笔者参与检测的广东某高速公路上空心板桥, 为先张法预应力混凝土空心板桥, 简支变连续体系, 有20m和15m两种跨径。底板设置横向间隔6cm的纵向预应力钢绞线, 单根预应力采用φj15.24mm, 张拉控制力1395MPa。横向仅配置普通钢筋, 间隔10cm、20cm布置。空心板及铰缝采用50#混凝土。桥梁设计荷载:汽车—超20, 挂车—120。
在2009年常规检测中发现, 该线上空心板桥无论边板、中板, 在底板中部普遍出现通长纵向裂缝, 宽度大于0.15mm约占80%, 有部分裂缝宽度在0.2～0.5mm。多数裂缝贯穿了空心板桥整跨, 也有部分空心板裂缝并不连续, 发生多道纵向裂缝, 相互交织。部分裂缝深度已经贯通底板内外, 并发生漏水等情况, 板内积水加速了裂缝的发展。
3 空间模型
应用通用空间软件ANSYS建立空心板空间模型, 由于空心板桥由多个单板组成, 每个单板之间靠铰缝联系, 铰缝间只传递剪力不传递弯矩, 所以此处分析建立了中板和边板两种单板模型 (图1) , 中板约束为两侧腹板受横向约束, 边板只约束内侧腹板的横向位移。以15m跨简支梁为例建模, 混凝土采用solid65单元模拟, 预应力筋采用link8单元模拟。
据相关文献资料, 空心板底板纵向裂缝的产生与温差应力有很大关系, 所以本次分析荷载工况主要分析恒载、日照温差、混凝土收缩等组合工况。
4 计算结果及分析
注:以下应力单位均为Pa。
4.1 中板模型
(1) 工况1:自重+纵向预应力+收缩
从图2可看出, 中板内孔上、下缘出现了较大的拉应力, 下缘达到了3.4MPa, 超出50#混凝土容许拉应力。顶板、腹板、底板均出现了不同程度的拉应力。从底板横向应力情况看, 中线处受压0.4MPa, 越往外缘, 拉应力越大, 到底板边缘处, 达到1.6MPa拉应力, 这是由于模型中约束两端腹板所致。
(2) 工况2:自重+纵向预应力+降温温变
根据我国《公路桥涵设计通用规范》 (JTG D60-2004) 中规定的温差分布和相关参考文献[3,4], 寒流降温引起的壁板温差可达10℃以上, 由此产生的拉应力比日照降温时产生的拉应力要大些, 故此只对寒流降温引起的温差应力进行分析。根据规范要求和此简支空心板所处的地理位置及气候情况, 来确定寒流降温时的温度场, 因温差是相对值, 因此只要假定各个表面的温度, 即可确定温度场。边板外侧腹板外表面, 由于受寒风影响, 温度较低, 其值取为-13℃;底板外表面, 由于受寒风影响小, 温度取为-10℃;顶板外表面受白天升温影响, 降温较小, 温度取为- 8℃;而内侧腹板, 基本和其他梁连成一体, 受温差影响较小, 故取为-3℃。对于空心板内圆表面取为0℃。
从图3应力云图可看出, 底板中线处横向拉应力达到2.5MPa, 稍远底板位置1.6MPa拉应力。同样, 顶板也出现了较大的横向拉应力, 有可能产生纵向裂缝, 只是由于顶板检查条件有限, 所以顶板也是需要关注的部位。
4.2 边板模型
(1) 工况1:自重+纵向预应力+收缩
从图4可看出, 由于边板一侧约束, 收缩对底板横向应力影响不大, 仍有0.3MPa压应力。
(2) 工况2:自重+纵向预应力+降温温变
从图5可看出, 由于降温温变的影响, 边板底板出现了1.46MPa拉应力。
(3) 工况3:自重+纵向预应力+降温温变+收缩
从图6可看出, 由于降温温变和混凝土收缩的共同影响, 边板底板中线处出现了将近2.5MPa的拉应力。这能较好的解释为何底板中线处出现纵向裂缝。
5 成因分析结论
综合计算分析结论, 并查阅相关文献资料[1,2,5], 分析有以下几方面因素导致空心板底板纵向开裂现象:
(1) 施工控制因素
由于并不是所有空心板都出现底板纵向裂缝, 这说明施工质量离散性较大, 与施工控制不严有关, 包括混凝土质量控制和预应力张拉控制两方面。
①混凝土质量控制
混凝土局部振捣、养护控制不严等因素。
②先张法预应力束张拉控制
对于先张法预应力空心板桥, 预应力束放张时, 钢束的回缩会给混凝土施加强大的预压力, 在横向可产生劈裂横向拉应力。如果预应力放张过早, 混凝土强度尚低, 会产生纵向开裂。如果预应力放张过快, 梁体内部应变无法很快地达到平衡, 发生应变滞后, 也会导致横向拉应力超限而开裂。另一方面, 如果施工未按照规范要求对称均衡地放张, 也会在截面横向产生弯矩, 应力叠加超过限值后发生开裂。
(2) 设计因素
横向防裂钢筋设置不够或底板厚度或保护层厚度不足造成的开裂。
(3) 温度骤降造成的横向温差影响。
(4) 混凝土收缩因素。
(5) 超载影响。
多数空心板桥资料表明, 空心板纵向裂缝是由空心板横向温差及收缩共同引起, 此处空间计算结果也证明了这一点。温度和收缩裂缝都属于变形荷载裂缝, 空心板在内外温差作用下因顶底板外表面降温收缩时受到内表面及腹板的约束, 引起较大横向拉应力所致。同时由于底板中预应力管道的存在, 混凝土浇注中不易振捣, 密实性和强度也相对较低, 有过相关文献, 预应力管道埋设在腹板, 腹板部位出现了纵向裂缝, 所以开裂与混凝土的质量控制也有很大关系。空心板梁产生纵向裂缝主要是由于寒流降温与混凝土收缩共同因素引起, 同时与混凝土的密实度不均匀、强度不同有很大关系。基于本计算结果, 若按各因素对空心板裂缝的影响程度排序, 可以这样列出:
混凝土施工质量控制;横向预应力或横向抗裂钢筋不足;温度骤降影响;混凝土整体收缩影响;超载 (重车影响) 。
6 加固对策
基于上述分析, 空心板底纵向裂缝主要是由温度应力、混凝土收缩变形荷载引起的, 通过对该线空心板桥检测证实, 底板开裂后的桥梁承载能力仍能够满足设计要求, 但个别裂缝较严重的空心板梁挠度、应力值的校验系数呈离散情况。这说明纵向裂缝对结构的承载能力影响不大, 但较严重的裂缝会对梁体的整体性和刚度产生影响。裂缝的存在和渗水也会使混凝土受到损害, 并且使钢筋暴露在环境中, 增加钢筋受腐蚀的机率, 从而会降低构件的使用寿命。
根据笔者加固设计经验, 对于存在纵向裂缝的空心板桥, 推荐有两种加固措施:
(1) 仅对裂缝进行封闭处理
对承载力仍满足的空心板桥, 主要目的是封闭裂缝, 减少构件受侵蚀的机会, 消除裂缝对空心板耐久性的影响, 加固措施仅对裂缝进行封闭处理。按照加固设计规范, 对宽度大于0.15mm的裂缝进行灌浆封闭, 宽度小于0.15mm的裂缝进行表面封闭。考虑到多数空心板有积水、渗水现象, 在每个板在沿纵坡最低点附近设置前后两个直径为2cm的泄水孔 (注意避开底板预应力管道) 。
(2) 预应力卸载法碳纤维加固处理
预应力卸载法的基本思路[6]:利用千斤顶等上顶装置在梁底施加与恒载反方向的荷载, 消除梁体已有变形, 并且使其产生一定的反向变形, 在该变形状态下板底 (四分之一跨、跨中、四分之三跨) 粘贴三道20cm宽双层碳纤维布, 效果相当于三道横隔板以增加梁的整体性。当碳纤维与梁体结构粘贴可靠后, 撤收施加预应力的设备。
摘要：针对目前预应力空心板桥普遍发生的底板纵向开裂现象, 以广东某高速公路空心板桥为例, 应用空间通用软件ANSYS进行了成因分析, 得出了温差应力、混凝土收缩为主要导致因素, 同时施工控制因素、设计考虑不足为先天因素, 最后给出了两种加固对策, 为同类工程问题提供参考。
关键词：空心板,纵向裂缝,质量控制,温度应力,ANSYS,加固
参考文献
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[3]刘兴法.预应力箱梁温度应力计算方法[J].土木工程学报, 1986.
[4]吕长荣, 周世军.装配式简支空心板梁纵向裂缝分析[J].交通标准化, 2007, (4) .
[5]混凝土空心板桥的分析研究[J].太原理工大学学报, 2008, (1) .
底板应力 篇3
目前国内采场底板破坏深度监测方法主要有两种:注水法和超声波法[2]。注水观测需新掘或保留专用观测巷, 大大增加了原煤的开采成本, 不利于资源回收;超声波法是通过埋设传感器测量波在不同岩体中传播产生的波速差, 通过数据解译分析底板的破坏深度, 测试仪器不防爆, 无法直接在井下进行测试。考虑到刘家梁煤矿自身条件, 尝试采用应力应变法对5号煤层采场底板破坏深度进行观测, 在现场施工钻孔埋设不可回收的应变传感器, 通过数据记录, 根据应力解除情况或极限应变情况确定回采活动对煤层底板的破坏深度。该工程布置简易, 费用低, 数据解译准确度高。但该种方法对传感技术及埋设工艺要求较高, 最终测试取得了满意的效果, 为8416工作面安全评价提供了数据依据, 也为该矿区制定矿井防治水措施提供了重要的参数依据和技术支撑。
1 刘家梁煤矿煤地质条件
刘家梁煤矿煤层回采受到下伏寒武、奥陶系巨厚灰岩承压含水层的严重威胁, 煤层回采面临带压开采。本区寒武、奥陶系岩层出露面积开阔, 含水层分布范围广, 富水能力强, 裂隙和溶洞较为发育, 造成灰岩含水层整体连通性良好。
井田内对煤层回采造成突水威胁的主要含水层为奥陶系灰岩岩溶裂隙水, 现回采8416工作面位于太原组5号煤层, 该煤层与下伏奥陶系灰岩含水层距离约为73 m。主要含水层岩性以中厚层状灰岩为主, 裂隙岩溶较为发育, 渗透性强。由于地质条件复杂, 奥陶纪灰岩承压水初始水导升高度较大[3], 严重地破坏了底板隔水层的完整性, 构造裂隙发育处易诱发底板突水。8416工作面埋深最大, 且属于“三软”煤层, 地质资料显示该区域为一宽缓的向斜, 向斜中心处的最低标高为1 017.52 m, 采用综放回采工艺, 矿山压力显现, 使得底板破坏的不确定因素增加。通过对该工作面进行水文地质物探、钻孔验证及水质分析, 奥陶纪灰岩承压水沿煤层底板隔水层原生导升裂隙上升高度达46 m, 底板有效隔水层的厚度大大降低, 为此, 探明回采工作对工作面底板的破坏深度, 获取有效隔水层的厚度, 成为评价该工作面是否安全的重要工作。
2 监测方案
为了在8416工作面回采前获得其底板破坏深度, 采用类比法, 将测试工程安排另一工作面进行, 并要求该工作面与8416工作面回采条件相似。所得测量数据对正确评价8416工作面带压开采具有可靠性。
根据采场矿山压力分布及显现规律, 过往经验显示矿山压力最大处对岩体的破坏作用最强。因此, 选择8413工作面运输巷作为探测点。探测工程布置:在工作面运输巷施工一个钻窝, 钻窝内施工3个探测孔, 其中有一个钻孔因塌孔而报废, 剩余有效孔。每个钻孔中分别埋设3个应变传感器, 钻孔的施工参数及传感器的埋设深度见表1。
在孔口上方放置5根工字钢并覆盖1.0 cm厚钢板对钻孔进行保护, 防止钻孔孔口在煤层回采过程中遭受破坏影响测试结果。探测工程采用的传感器为应变传感器, 将极限应变作为判断岩体发生破坏的标准。因此在埋设传感器时, 要求采用混凝土耦合填充埋设传感器, 尽量使耦合剂同钻孔测试段围岩的弹性模量大小相近, 当混凝土达到极限应变时, 认为该位置的岩层发生破坏。
3 观测结果
当工作面推进距离观测点35 m时开始观测, 当回采越过观测点60 m后, 整个监测过程结束。监测工作进行23天, 共采集84167个数据。除偶尔发生工作面停电以外, 观测正常, 数据质量可靠, 观测结果见图1, 图2, 图3。
底板岩层应变的大小反映其破坏程度和受力大小。随着回采工作面的推进, 底板岩体在矿山压力作用下沿其软弱结构面或原生裂隙发生变形移动, 通过应变传感器监测底板不同深度岩体的移动变形, 判断相应位置变形及破坏程度, 最终通过对比分析计算底板最大破坏深度, 从图中可得出以下几点。
1) 底板岩层的应变量随深度的增大而减小。在钻孔埋深11 m位置测得应变最大值为0.008 5 (见图1) , 埋深13 m位置测得应变最大值为0.003 (见图2) , 埋深19 m位置测得应变值均不超过0.002 (见图3) 。
2) 当监测点位于工作面前方时, 各监测点的应变量随工作面的推进呈现增大趋势, 当工作面越过监测点后, 应变值基本保持稳定。埋深11 m测点在距离工作面30~8 m区间, 应变量缓慢增大, 当工作面推进距离探测点8 m以后, 应变量急剧增大, 最大值高达0.008 5 (见图1) ;埋深13 m测点位于工作面前方时 (见图2) , 其应变随工作面的推进而增大, 工作面越过监测点以后的应变基本保持不变;图3显示埋深19 m测点处岩体应变值缓慢增加, 但增大幅度小于钻孔上部2个监测点, 且最大应变值始终没超过0.002。通过各监测点处岩层应变值的变化比较可以看出:煤层底板破坏程度随深度增大而减小。
3) 3个监测点的应变值均由负值逐渐增大为正值 (定义压应力为负) , 但时间先后不同。埋深11 m测点的应变值在工作面推进至距离监测点23 m时增大为正值 (见图1) , 解释为工作面推进到该位置时底板深度11 m处岩层由受压作用变为受拉作用;而埋深13 m测点的应变值在工作面推进至距离监测点27 m时由负值变为正值 (见图2) , 该测点岩体开始受到张拉作用;对于埋深19 m测点, 当工作面推进到距离测点29 m的位置时, 其应变即由负值变为正值 (见图3) 。通过对3个监测点应变值的变化过程比较分析可知:随底板深度的增加, 岩层由受压作用转变为受拉作用越早。
4) 将混凝土破坏应变值达到0.003作为岩层破坏的依据标准, 对于11 m深测点 (见图1) , 当工作面推进到距离监测点6~7 m时, 应变值开始大于0.003, 表明岩层发生破坏。随后应变值随工作面推进不断增大, 最终达到最大值后保持稳定, 表明岩石在破坏的初期仍有一定的承载能力, 而在遭到严重破坏后, 承载能力丧失, 可见11 m深处岩体已遭到破坏。对于13 m深的测点 (见图2) , 当工作面推进到距离监测点7 m左右时, 应变值接近0.003, 随后产生波动, 维持在0.002 7~0.003, 表明该位置为底板临界破坏深度。而19 m深测点应变曲线的应变值始终小于0.001 5 (见图3) , 视为该处岩石没有发生破坏。
采场底板破坏深度主要与开采空间、顶板管理办法有关, 此处考虑底板岩性组合[4,5]。8416工作面属于“三软” (顶、底板和煤层松软) 工作面, 该工作面底板下0~2.2 m为泥岩, 2.2~10.6 m为细砂岩部分, 10.5~12.6 m为6号煤层, 再下为泥岩和砂岩互层。底板呈现软硬岩交替组合, 使其能承载一定的变形, 从而缓冲矿压的作用, 使得中间的6号煤层成为临界破坏层, 将该工作面底板采动破坏深度定为13 m。
根据地质资料及底板采动破坏测试结果, 厚度为73 m的隔水层, 初始导升高度46 m, 采动破坏深度13 m, 理论有效隔水层仅剩14 m, 通过采集的数据对底板安全性进行数值模拟分析, 为后续带压开采底板突水安全性提供了合理的数据[6]。
4 结束语
1) 煤层回采对采场底板破坏深度受地质条件及回采工艺影响, 煤层回采现场条件特殊, 选用应力应变法相对安全可靠、经济合理。
2) 通过采用应变法, 结合观测数据曲线和底板岩层组合综合分析, 确定采场底板最大破坏深度为13 m。
3) 利用底板破坏深度数据评价工作面突水危险性较小, 采取少量防治水工程, 现8416工作面已实现安全回采, 表明采用该方法测试采场底板破坏深度具有可靠性。
参考文献
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底板应力 篇4
1 合拢段附近底板钢束张拉情况下径向力计算分析
国内许多专家和学者在计算底板钢束径向力的时候,大多是利用底板钢束随着箱梁截面高度的变化,线形呈抛物线的布置,进而利用径向力经典计算公式q=F/R进行计算,这是理论状态上径向力的计算;而在实际底板钢束施工张拉过程中,它是在划分的不同梁段内以相应的折线段来代替曲线段,这样就会与理论状态下计算的径向力有所不同,必然会在折线段上产生均布径向力,在两个折线段转角处产生径向集中力,从施工的具体情况上来看,可以分为三种:①底板钢束以折代曲产生的外崩力;②波纹管施工定位误差产生的外崩力;③施工合拢段高差产生的外崩力。
1.1 底板预应力筋以折代曲产生的外崩力
连续刚构底板钢束沿梁底曲线布置理论上是抛物线线形布置,而在实际施工中是以每个梁段的折线段来代替相应的曲线段的,这样大大降低了施工难度,但是原理论设计曲线张拉的钢束产生的外崩力q1就会变成折线段上的外崩力q11和直线折角处的外崩力q12,具体如图1、图2所示。
由图2几何关系可得
可近似计算sin θ=θ。所以,由图中的几何关系,可以得出各个折线段上的均布径向力
式中:Npe为预应力筋的张拉控制力,l为该段折线段长度,θn为该段折线段与水平直线的夹角。
而在折角处因为钢束的曲线弯折,会出现很小的弧线段,这样会使外崩力的折角集中,如图3所示。
根据图中几何关系,有公式
联立式子(5)和(6),可以得出
根据径向力经典公式q=F/R,底板钢束折角处集中外崩力q12为
式中:D为波纹管直径,d为钢束直径。
波纹管直径与钢束直径一般相差2 cm,θ=θn-θn-1为折线段间夹角的补角,F为预应力筋的张拉控制力。
1.2 波纹管施工定位误差产生的外崩力
连续刚构施工质量控制水平不同,底板钢束的波纹管管道定位误差相差悬殊,也会产生径向外崩力q2,其中因为钢束在定位钢筋间的垂度产生的q21,还有定位钢筋的移动产生的q22。
假定定位钢筋钢束曲线为y=0.5tcos (2πx/L),半波包角θ=2πt/L,包角对应的长度L/2,则有等效曲率半径
式中:t为钢束偏移误差,为管道误差减去钢束与孔道之间间隙; L为定位钢筋间距。
于是有
连续刚构底板施工过程中,定位钢筋的移位常会造成很大的径向外崩力(q22),如图4所示,定位钢筋2向上移动距离Δ,则会改变底板钢束的曲率半径R。
显而易见地(R-Δ)2+l2=R2 ,推出
式中:l为直线定位钢筋的间距,通常为100 cm;Δ 为定位钢筋的偏移量。
假设定位钢筋向上偏移2 cm,则会产生径向外崩力(q22)为206.5 kN/m。
由此可见,施工过程中定位误差产生的外崩力是相当大而且敏感的,我们在设计过程中要充分考虑到这个因素,在施工过程中尽量做到精细,减小这种误差产生的径向外崩力。
1.3 合拢段高差产生的外崩力
连续刚构在中跨合拢段施工过程中造成合拢段两端存在高差,也能对箱梁底板造成不容忽视的径向外崩力(q3)。如图5所示,设由合拢段两端存在高差引起的转角为β,每束预应力筋在合拢段产生的均布径向力为q31,在两个折角处产生的集中外崩力为q32。
根据式(1)和式(4),合拢段两端高差产生的转角对于q31没有变化
对于较低的一个折角处有
对于较高的一个折角处有
式中:β=h,h为合拢段高差,l为合拢段长度,θ为合拢段附近钢束折线与水平直线的夹角。
从上面对连续刚构底板径向外崩力的计算分析中,可以看出底板外崩力是由设计和施工两个方面因素造成的,而在折线段产生的均布径向力会由底板钢束以折代曲和定位钢筋偏差以及垂度进行叠加产生,即q=q11+q21+q22;在折线段转角处的径向集中力是合拢段两端高差和底板钢束以折代曲两种情况产生(存在合拢段两端高差的情况下,q=q32;不存在合拢段两端高差的情况下,q=q12)。
2 连续刚构底板预应力筋外崩力仿真模拟
2.1 工程概况
2005年,国道主干线上海至瑞丽公路(贵州境)的南高大桥在施工过程中发现中跨跨中附近底板存在崩裂现象。通过对该桥底板破坏现状的观察,直线段定位钢筋间距为100 cm ,定位钢筋之间管道下垂达2 cm ,钢束与孔道的直径差为1.5～2 cm ,而实际钢束偏移误差约为t=0.3 cm;该桥合拢段长度(L)为3 m,两端高差(h)为3 cm;本文以此工程为实例进行底板径向力的分析。
按理论上曲线布置情况,在梁段曲率半径最小处,径向力最大q=F/R=14.9 kN/m。在实际施工过程中,径向力最大地方中跨合拢段折线段均布径向外崩力为q=q11+q21+q22=263.6 kN/m;中跨合拢段折角处最大径向集中力q=q32=29 kN/m,相比而言,在实际的底板钢束张拉破坏过程中,折线段上的径向外崩力最大,因此,我们应该引起足够的重视和注意。
2.2 计算模型的建立
连续刚构底板崩裂常发生在中跨合拢段附近的梁段,现仍以南高大桥为实例,取中跨合拢段梁段进行仿真模拟,模型建立如图6所示。
该模型忽略了轴力对箱梁的影响,没有考虑孔道的灌浆,对称地模拟出左右8个空孔道模型,孔道净间距19 cm,外径11 cm,腹板上端固结,施加底板孔道内的最大径向外崩力合力q=q1+q2+q3=263.6 kN/m。
2.3 计算模型的结果分析
从上述模型的计算中,我们可以得出中跨合拢段在底板径向力的作用下,箱梁截面底板横向应力、竖向应力和主拉应力的分布情况结果如图7、图8和图9所示。
从上述应力云图中,可以看出:南高大桥中跨合拢段在径向外崩力的作用下,箱梁截面中底板最大横向拉应力值为5.364 MPa,最大竖向拉应力值为5.83 MPa和主拉应力最大值为8.618 MPa。底板横向拉应力最大值出现在箱梁底板下缘横向跨中附近,竖向拉应力最大值出现在波纹管孔道两侧的混凝土附近,孔道间混凝土左下至右上方向为拉应力方向,而其垂直方向为压应力方向,这一局部应力即是底板的主拉应力最大处,且很容易造成此处混凝土的斜向开裂。中跨合拢段底板崩裂的仿真模拟再一次证实了连续刚构底板崩裂的具体情况:由于钢束局部弯曲,导致该处钢束径向力特别大,致使底板下缘横向拉应力剧增,先出现纵向裂缝,出现裂缝的同时,横向钢筋开始发挥作用,但混凝土不至于被拉崩;随着张拉力的不断加大,径向力也随之增大,使得管道间混凝土的竖向拉应力也不断增大,由于竖向未设置勾筋或勾筋设置不够,当拉应力达到混凝土的抗拉强度时,在横向与竖向应力的综合作用下,即主拉应力使得波纹管孔道两侧混凝土崩坏,钢束剪出。
3 结论及建议
通过对南高大桥连续刚构底板钢束张拉过程中多种径向外崩力和中跨合拢段径向外崩力的局部应力有限元分析,可以得出以下结论和建议:
1)连续刚构底板钢束理论上是以抛物线形沿梁底曲线布置,但是在实际的张拉过程中是以相应的折线段来代替曲线段,其在张拉过程中产生的径向外崩力由三部分组成:底板预应力筋以折代曲张拉造成的径向力q1,施工过程中的管道定位误差产生的径向力q2和合拢段两端高差造成的径向力q3。径向外崩力主要在折线段中产生均布荷载,折线之间转角处产生集中力;且施工过程中因误差产生的径向外崩力远远大于理论设计上的曲线张拉产生的径向外崩力,对于这一点,我们不仅应在施工中尽量减小这种误差,还应在设计中重点考虑这种误差的产生,加大应力储备和防崩措施。
2)箱梁底板的开裂是底板预应力钢束沿梁底曲线张拉时造成的径向力引起底板下缘和波纹管孔道两侧的应力集中所致,在设计中,光采用平面杆系结构进行核算还不够,要进行局部的应力验算。
3)虽然预应力混凝土连续梁桥底板崩裂现象在实际工程中常有发生,但若在设计和施工中注意合理设计箱梁截面以及预应力,预应力混凝土连续刚构桥底板崩裂现象是可以有效避免的。
参考文献
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底板应力 篇5
众所周知, 预应力简支空心板梁具有结构简单、施工方便、吊装重量轻、经济等优点, 成为公路、城市桥梁中最为常见的结构形式之一。由于混凝土自身的特性决定其抗拉强度远远低于抗压强度, 混凝土结构出现裂缝是常见的。目前大量预应力混凝土空心板梁均存在底板纵向开裂的现象, 裂缝多出现在沿底板布置预应力筋位置或空心板底板最薄弱处 (如底板与腹板交接位置) 。宽幅空心板梁为薄壁结构, 一旦出现裂缝容易贯穿板厚, 对结构的耐久性、受力状态都有不可忽视的影响。如开裂后梁体扭转刚度明显降低, 使得主梁横向连接刚度明显减弱, 荷载横向分布系数增大。影响的程度根据纵向裂缝开展的宽度、深度而各不相同。本文工程中, 预应力空心板梁在预制养生阶段底板出现明显的纵向裂缝, 故初步分析认为纵向裂缝很可能与设计、施工质量有关。
1 工程概况
1.1 结构形式及病害简介
工程结构, 装配式先张法预应力混凝土简支变截面空心板梁, 跨径为20m, 板宽165.8cm, 跨中截面:梁高80cm, 底板、顶板、腹板厚均为10cm, 内室总宽145.8cm。端部截面:梁高由80cm渐变为90cm, 底板厚度渐变为20cm, 渐变段长100cm。横向连接采用小铰缝, 边板外侧无翼板。底板布置三束预应力, 预应力钢绞线采用高强度低松驰钢绞线, 强度为Ry'=1860Mpa, Ey=1.95×105Mpa。中板梁截面尺寸如图1所示:
预制空心板梁存在多处裂缝, 纵向裂缝为最多, 纵向缝基本处在预应力束管道位置, 最长的有近16m, 裂缝宽度主要集中在0.10至0.54mm之间, 局部宽度在2mm左右;同时存在横向裂缝和不规则裂缝, 横向裂缝处在跨中和支点附近, 裂缝宽度从0.05至0.20mm不等。
1.2 施工工艺及施工环境
准备好经校验的张拉机具, 使千斤顶的张拉力作用线与钢绞线的轴线重合一致。钢绞线放置在锚固端, 置于砼平台上, 并用钢筋架起, 防止钢绞线下垂。放置预应力失效隔离套管, 等张拉完毕后, 定位套管。现场施工采取预应力钢绞线整体同时张拉, 调整使钢绞线初应力相同。张拉程序0-初应力-σ (持荷2min) 。在混凝土拌制过程中, 对混凝土坍落度随时进行检查, 以保证混凝土和易性, 拌制时间一般控制在1.5min左右, 使用外加剂应适当增加搅拌时间。预制空心板梁混凝土浇筑分二次进行。首先浇筑底板, 然后安装内膜, 进行腹板和顶板浇筑。混凝土浇筑完毕初凝后, 用麻袋覆盖;终凝后再洒水养护。保持混凝土面经常处于湿润状态, 并连续养护7d。根据设计图纸要求, 当试块强度达到设计强度的90%以后, 方可进行放张。
经核实, 发生开裂的预应力混凝土空心板的施工方法、养护条件、存放吊装过程均按照规范要求施工, 其施工记录中并无特殊之处。而开裂的空心板梁施工时间多为夏季高温时期。由施工经验得知:夏季预制预应力空心板的预拱度明显比其他季节预制预应力空心板的预拱度要高。
分析认为:预应力空心板的预拱度与施加预应力的大小有关。夏季预制预应力空心板时, 钢绞线在太阳暴晒下温度远远高于常温, 按照施工规范要求:浇注混凝土时钢绞线温度不能过高。否则钢绞线在高温差的作用下, 发生较大收缩产生超过设计值的张拉力, 导致预应力空心板预拱度增大, 空心板底板受横向力也增大, 易于发生纵向开裂。
2 计算分析
2.1 模型建立
本模型模拟预制先张法预应力空心板梁, 结构计算采用大型通用有限元分析软件ANSYS进行建模计算。建模尺寸按实际设计和施工1:1比例尺建立。选用整体式模型模拟钢筋混凝土, 采用可以模拟开裂的solid65体单元模拟C40钢筋混凝土混凝土, 采用link8杆单元模拟预应力钢绞线。由结构的对称性, 取四分之一结构进行建模, 共划分57420个单元, 77610个节点, 可保证计算精度。该模型有关应力计算采用单位为国际单位制, 即力为N、长度为m、应力为Pa。
2.2 计算结果
参数选取及工况划分材料参数取值:弹性模量不考虑其发展过程, E取3.25×1010Pa、密度ρ取2550kg/m3、泊松比取0.2、线膨胀系数α取1.0×10-5。根据上述初步分析, 建立模型进行仿真分析。分别建立如下荷载工况分析:
模型1:结构自重、预应力;模型2:结构自重、预应力、钢束降温10℃;模型3:结构自重、预应力、钢束降温20℃;模型4:结构自重、预应力、钢束降温30℃;模型5:结构自重、预应力、钢束降温40℃。
2.2.1分析结果
(1) 模型1结果分析
底板应力等值线图如图2所示。
图2说明:在结构自重及预应力作用下, 结构支点附近4m范围内混凝土拉应力超限, 最大值为2.63Mpa。结构开裂位置均位于布置预应力钢束处, 沿纵桥向延伸。开裂位置与实际工程开裂位置吻合, 但长度较短, 仅在结构自重及预应力作用下, 不会产生较长裂缝。
(2) 对钢束施加不同降温结果分析
当预应力钢束温度较高时, 施工浇注混凝土后, 钢束将降温收缩。故分别建立钢束不同温差模型, 进行分析此温差对结构的影响。各模型计算得钢绞线最大拉应力增值如表1所示。温差-钢绞线最大拉应力增值关系曲线如图3所示。
由上述图表可知:温差-钢绞线最大拉应力增值呈明显线形关系。钢绞线对温度影响敏感, 降温收缩产生的拉力不容忽视, 当温差达到40℃时, 钢绞线最大拉应力为1470Mpa超出钢绞线抗拉强度设计值1395Mpa的5.4%;混凝土最大拉应力达到2.96Mpa, 超出混凝土极限拉应力2.4Mpa。夏季施工过程中, 一旦钢绞线在太阳下暴晒而未经处理, 极易导致先张法预应力空心板开裂。
结语
预应力空心板的整体承载力取决于:预应力的大小、结构的刚度。其中结构刚度主要决定因素是腹板的高度。而底板的厚度虽然对结构整体承载力贡献不大, 但是决定了底板局部受力的抗裂能力。虽然结构设计都能满足规范要求, 但仍需要适当增大板厚, 以便增大结构的安全系数, 以避免结构发生局部破坏。施工预应力工艺, 应严格按照施工规范要求操作。钢束受温度影响较大, 应避免应用高温钢束施工。高温天气张拉时须采取措施, 避免在温度差的作用下, 钢绞线收缩很可能产生超过设计限值, 致使空心板底板受横向劈裂力增大, 易发生局部开裂。
摘要：本文以实例工程为背景, 围绕预应力简支空心板梁预制阶段出现底板纵向裂缝的问题, 利用大型有限元分析软件ANSYS对其进行了仿真分析研究, 分析结果与实际裂缝位置吻合;得出结论是裂缝主要是由于空心板设计时为了节约而采用较低安全系数以及施工环境导致预应力钢束与混凝土的温差较大所引起的。
关键词：预应力,纵向裂缝,混凝土
参考文献
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底板应力 篇6
某桥全长318米, 主桥上部结构采用51+90+51米三跨预应力混凝土变截面连续箱梁, 梁体采用单箱单室箱形截面, 根部梁高5.2米, 高跨比1/17.39, 跨中梁高2.4米, 高跨比1/40, 箱梁顶板宽12.5米, 底板宽6.5米, 翼缘板悬臂长3米, 箱梁高度从跨墩中心1.8米处到跨中合龙段按二次抛物线变化, 采用纵竖双向预应力体系, 合龙段底板厚度为26cm, 墩顶底板厚度为100cm, 边跨合龙段共布置8束φj15.2-17钢束, 箱梁采用50号混凝土, 桥梁布置如图1。施工工序为先合拢边跨, 后合拢中跨, 当主桥边跨合龙段张拉纵向合龙束预应力筋后, 邻近边跨合龙段节段箱梁 (11号块) 预应力束区域底板底面的混凝土出现局部崩落 (浅层掉块) ;中跨合拢段混凝土已浇筑, 预应力束未张拉。
2 原因分析
为了解桥梁在病害发生后当时阶段的应力情况 (即中跨已合龙, 合龙段钢束未张拉) , 判定桥梁安全状况, 对桥梁进行了结构整体施工仿真分析, 采用ansys、miads计算软件对桥梁结构按当时阶段的状况进行应力检算, 分析病害发生的原因。应力检算结果表明, 在正常施工状况下, 该阶段边跨11号块处于受压状态, 顶底板储备有一定的压应力, 储备应力范围为1.0-8.7mpa, 中跨合龙段由于合龙束预应力筋未完全张拉, 底板出现了0.9mpa的拉应力。
由于边跨11号块底板混凝土崩落发生在张拉合龙段预应力钢束之后, 因此, 本阶段的桥梁结构内力状况如何是主要关注的重点, 应力检算结果表明, 边跨11号块底板混凝土崩落掉块后, 崩落区域截面出现削弱, 应力有所增大, 桥梁结构在横载 (自重+预应力) 、施工临时荷载作用下, 中跨合龙段底板仍然为拉应力, 应力值为1.2mpa, 边跨11号块底板压应力由8.7mpa增大到13.5mpa, 如图2, 这表明原设计的应力水平均控制在规范允许的范围之内, 在底板出现病害的状况下, 全截面上下缘应力均满足规范要求, 梁体应力分布处于安全状况。
经检查相关资料, 梁体混凝土的质量控制 (张拉时的强度、龄期等) 均满足规范要求。通过现场检查情况和局部有限元计算分析, 认为病害产生的原因可能有以下几个方面:
(1) 对预应力波纹管的定位不准确, 固定约束不够, 引起部分波纹管上浮、移位, 预应力筋形成折点或小半径弯曲, 张拉时对混凝土产生较大向下径向拉力, 导致保护层混凝土脱落。
我们知道, 当梁底曲线为圆曲线时, 向下的径向力q与曲率半径R及钢束预加应力F有关, q=F/R, R越小, 径向力越大;当为折角时, q=Fθ, 如图3。在本桥分析中, 将11号块箱梁底板 (靠近边跨合龙段) 简化模拟成圆滑曲线, 通过计算可得出其曲率半径为320m (按11号块长4m, 梁高渐变0.025m计算) , 根据现场检查该桥箱梁底板破坏处情况, 波纹管在局部2m范围内上凸了5cm, 如考虑到预应力束与管道的偏差, 按上凸4cm计算, 其相应半径R1=12.5m, R/R1=25.6。通过计算可知, 预应力管道定位偏差上浮, 使得局部预应力钢束半径减小, 钢束引起的局部向下径向力大大增加, 后者甚至达到了正常径向力的25.6倍。因此, 管道定位误差对钢筋向下径向力产生主要作用, 且高度敏感, 有杆杠放大作用。
(2) 在施工中由于对底板防崩钢筋 (拉筋) 认识不到位, 钢绞线拐弯处防崩钢筋数量不足以及安装位置有偏差, 在施工中误设置成架立钢筋, 使之无法充分起到联系上下层钢筋网及承担预应力钢束径向力的作用, 在预应力张拉时抵抗向下径向力不足, 梁底混凝土出现崩落。
(3) 箱梁空间受力复杂, 纵桥向的预应力较多, 在崩裂处底板的压应力水平较高, 由于泊松效应, 会在混凝土底板上产生竖向拉应力, 与波纹管向下径向力共同作用, 加快了底板混凝土的碎裂。
(4) 箱梁底板合拢段为直线, 与相邻节段 (11号块) 存在竖向转角, 导致该区域内的向下径向力增大, 这也是底板混凝土崩落发生在靠近合拢段的原因。
综上, 该桥的破坏过程可能是:由于波纹管定位偏差 (上凸及偏位) 产生局部弯曲, 钢束半径减小引起的下崩力相应增大, 同时底板压应力水平较高, 在底板上产生竖向拉应力共同作用, 随着张拉力的不断加大, 径向力随之增大, 由于底板上下层拉筋设置缺失 (或设置不当) , 当局部区域竖向拉应力超过混凝土的抗拉强度时 (50号混凝土标准抗拉强度为2.65mpa) , 混凝土不能克服相应的拉力而被拉裂, 底板产生崩落掉块;而合拢段相邻节块 (11号块) 的受力最为不利, 破坏最先出现在该区域。
3 处理措施
3.1 总体处理方案
根据计算结果以及相关设计检测部门的论证, 表明各跨合拢段的内力较小, 混凝土纵向正应力水平较低, 可以通过对合拢段及临近节段混凝土破坏位置进行补强, 从而使结构满足使用要求。最终确定的修复处理措施分为两部分, 一是对预应力束已张拉并注浆、混凝土已受损的边跨箱梁底板进行修复处理, 如图4;二是对还未进行预应力张拉的中跨箱梁底板进行预加固处理, 通过增加底板整体性方式, 抵抗预应力张拉时的径向力。方案通过施工和运营的检验, 效果良好。
3.2 边跨修复措施
3.2.1 11号块凿除区修复
对边跨11号块出现底板底面混凝土崩落的区域凿除后, 用补强筋补强并重筑混凝土, 实施步骤如下:
(1) 先按锯齿状将崩落掉块处底板混凝土全部凿除, 并对混凝土凿除面进行处理。
(2) 对底板横向绑扎连续的钢筋重新进行焊接连接, 增加横向刚度。
(3) 同时增设底板上下层钢筋网之间的拉筋以及预应力管道的定位钢筋。
(4) 钢筋补强完成后在边跨11号块范围内桥面分级施加配重, 浇筑修复混凝土。
(5) 对混凝土进行养护, 达到设计强度的80%后, 卸掉桥面临时配重荷载, 使后浇筑储备一定的压应力。
3.2.2 施工注意事项
(1) 修复底板混凝土崩落区时应一块一块逐步进行, 不能同时将整个断面凿穿, 确保底板受力均衡安全, 对每一块崩裂区应遵循:凿除→焊接横向钢筋→增设防崩拉筋及波纹管加强定位钢筋→立模→加载配重后浇筑修复混凝土→对混凝土养护→达到强度后卸载。待这一施工工序完成后再进行下一崩落区的修复。
(2) 凿除区域底板混凝土采用人工手提风镐凿除及人工凿除的方法, 凿除区域边界设置为锯齿状, 整体成矩形状, 齿深20cm, 目的是充分利用齿面机械咬合力, 同时使新老混凝土充分结合, 共同承受剪力作用。
(3) 对底板受损混凝土部位开凿时应避免损伤原梁桥钢筋, 按设计位置凿开底板混凝土后, 进行边缘处理, 凿除面凿毛, 并在混凝土构件粘结面用硬毛刷粘高效洗涤剂刷除表面污物, 直至完全露出新面。
(4) 钢筋的安装必须严格按照规范要求操作, 原绑扎搭接的横向钢筋应焊接牢靠, 增设B12拉筋 (防崩钢筋) , 按梅花状布设, 设置成“[”型, 两端做成弯钩, 在钢筋加工时, 一个端头加工成180度弯钩, 另一端成90度弯钩, 布筋时确保两端弯钩勾住底板双层钢筋网的上下缘横向钢筋, 再将90度弯钩用扳手扳成180度弯钩, 勾住横向钢筋, 使上下层钢筋形成整体共同受力。
(5) 预应力管道定位钢筋应与原箱梁钢筋焊接牢靠, 焊接时应避免损伤原波纹管。
(6) 对边跨底板崩落修复区进行临时荷载配重时, 分两级施加配重, 同时要注意保证两侧加载区同步配重, 加载采用预制块, 预制块尺寸按130×65×8cm, 单块重量160kg, 加载总重量80T, 堆载区分布如图5。
(7) 保证新浇筑的混凝土与原结构混凝土结合良好并共同受力, 凿除面进行凿毛及清洗处理, 由于原结构混凝土已基本收缩完成, 因此采用同标号C50微膨胀混凝土作为底板修复材料, 减少新老混凝土收缩差, 在混凝土拌合时, 要控制好塌落度, 避免塌落度过大引起新浇筑混凝土收缩量过大。
(8) 凿除后, 采用钢板条对底板上下夹持, 钢板之间采用螺栓连接, 立模后浇筑混凝土, 并做好新浇筑混凝土的养生。
3.2.3 配重加载应力验算
通过有限元计算对边跨配重加载作用进行应力分析, 用于指导加固施工, 计算结果表明, 边跨11号块底板崩落区混凝土凿除后, 按照80T堆载并考虑桥面现有挂篮重量作用下, 11号块底板底面产生1.5mpa左右的拉应力, 顶板底面产生0.1mpa左右的压应力;混凝土浇筑并卸载配重作用后, 11号块底板最大可储备1.02mpa压应力, 顶板产生0.2mpa拉应力。加载及卸载时的应力均控制在合理范围之内。
3.2.4 1-10号块修复
对未出现底板底面混凝土崩落的1-10号块, 采用B16的U型锚固钢筋加强上下层钢筋网的联系。边跨11号块凿除区范围外也采用U型钢筋加固, 并将加固范围延伸至合拢段内1米。
施作时在U型锚固钢筋布置位置, 将箱梁底板底面开出一条凹槽 (3.5cm深) , 在底板混凝土上钻孔, 底板顶面安放钢板, 将U型钢筋两个顶端车出螺纹, 穿过底板孔洞和钢板后用螺母锚固在底板顶面钢板上, 钢筋与钻孔间隙用环氧树脂填充密实, 待钢筋定位锚固后, 用环氧砂浆修补料将凹槽修复。
3.2.5 施工注意事项
(1) U型锚固钢筋布置时应兜住底板上下层纵、横向钢筋及波纹管, 确保对上下层钢筋网和预应力筋的有效约束, 如图6。
(2) 底板钻孔时应注意不钻到张拉钢束的波纹管和纵、横向钢筋, 钻孔前可先对纵横向钢筋和波纹管的位置进行探测, 如有冲突, 应适当调整钻孔位置, 然后用记号笔在孔位所对应的混凝土表面做记号, 用电锤在记号上钻孔, 钻孔完成后用高压风吹孔并用干净棉布沾丙酮或酒精清洗孔道内部, 植螺杆时保持孔内无尘、干燥。
(3) 底板顶面钢板与混凝土采用粘贴工艺, 粘贴钢板遵循:钢板除锈清洗→底板顶面混凝土表面处理→钻孔定位、清孔→钢板安装→注胶、排气管安装→周边封闭→压力注胶→防腐处理。
(4) 钢板粘贴前经除锈及清洗, 后在钢板面上画线定位开孔, 与U型锚固钢筋螺杆进行对孔安装, 安装过程中, 若开孔与个别已植螺杆有偏差, 应避免大力锤击钢板或螺杆以免损伤钢板, 砸断或震松螺杆, 应将存在偏差的孔口标记后, 将钢板卸下, 对存在偏差的孔进行扩孔后重新安装, 钢板安装到位后, 为保证注入的结构胶厚度均匀, 在钢板与结构胶对应螺杆位置放进与结构胶厚度相等的垫片, 再将螺母拧紧。
(5) 严格结构胶注胶作业, 施工时在混凝土表面和钢板表面分别涂刷约2mm厚, 中间厚边缘薄, 为防止流淌, 边缘可加一层脱蜡玻璃丝布, 注胶时选择从每片钢板的最低点开始注胶, 以利注胶空腔内空气排出。
(6) 钢板采用C50细石混凝土封闭, 提高构件耐久性。
3.3 中跨预加固
3.3.1 补强钢筋及重筑混凝土
对未进行预应力束张拉的中跨进行预加固, 其中将易出现底板混凝土崩落的11号块以及10号块预应力管道位置底板混凝土凿除, 在底板上下两层钢筋网之间增设拉筋和波纹管定位钢筋, 钢筋布置数量及定位根据设计计算结果确定, 完成后浇筑C50微膨胀混凝土恢复底板。对1-9号块采用U型锚固钢筋加强联系。具体施作方法与边跨加固相同。
3.3.2 张拉原设计底板钢束
待新修补的混凝土达到设计要求后 (达设计强度90%, 弹模达90%) , 方可进行预应力补张拉和注浆, 为确保预应力施工正常进行不出现边跨11号块的状况, 对中跨合拢段钢束采用隔根张拉, 分批进行, 在上一批钢束张拉完成并注浆, 浆体达到90%设计强度后再张拉下一批钢束, 张拉时控制油顶进油速度, 适当增加中间停顿次数。
为评价桥梁结构的安全承载能力, 对该桥进行动静载试验, 试验结果表明, 该桥承载能力满足设计荷载等级和安全使用要求。
4 施工预控措施建议
通过对底板病害原因的分析, 要预防底板病害的发生, 在施工中应重点加强对变截面连续箱梁关键部位和环节的过程控制, 做好相应预控措施:
(1) 重视底板防崩钢筋的设置。为使抗衡梁的下挠, 预应力箱梁设计上往往需在较小的底板厚度内布置大吨位、多孔道的预应力钢束, 使底板截面削弱较多, 同时承受的径向力太大, 对底板下崩作用明显。要防止混凝土张拉崩落, 使底板双层钢筋网与混凝土组成的联合受力体系非常重要, 防崩钢筋的设置要注意两点:一是要准确计算钢筋的数量, 使其有足够的应力储备来抵抗向下径向力;二是钢筋按设计意图准确定位, 在设计说明中要强调该钢筋为受力钢筋, 不得随意去除或改变钢筋位置, 避免将受力钢筋按照构造钢筋进行布置, 防崩钢筋端头弯钩以大于135度为宜, 布筋时确保两端弯钩勾住底板双层钢筋网的上下缘横向钢筋, 使其与上下层钢筋网构成整体骨架并与混凝土整体受力。
(2) 做好预应力束的准确定位。预应力钢束径向力是导致梁底混凝土崩落的主要因素, 在布束时要尽量使预应力钢筋的线性平顺, 不能在竖向及横向上出现偏位, 要严格对预应力管道进行准确定位, 减小定位偏差, 避免出现局部径向力的集中。《公路桥涵施工技术规范》规定波纹管的定位钢筋间距不宜大于80cm, 对于曲线管道宜适当加密;鉴于管道定位误差对变截面箱梁底板向下径向力的高度敏感、杆杠放大效应, 在施工控制中应给予从严, 建议定位钢筋在直线段间距以不大于50cm为宜, 在曲线段上以不大于30cm为宜。同时在混凝土浇筑振捣时注意对预应力管道的保护, 避免管道受振左右偏位及上浮。
(3) 严格挂篮施工节段标高和模板拼装精度的目标控制。悬臂施工各节段间折角、错台以及合拢段高差, 均会影响预应力管道顺接的准确性, 使节段接头处管道形成折点或局部弯曲, 加剧底板径向力效应 (折角形成Fθ的集中力, 折角θ越大, 径向力越大) , 必须在施工中对此提出严格的控制目标。首先箱梁底模要精确制作, 模板按照设计的曲线自然衔接, 平滑过渡, 避免节段间形成折线。其次要严格进行施工监控, 一是要准确计算挂篮预压变形值, 在挂篮安装完成后, 必须对挂篮进行预压, 并将预压获到的弹性变形值数据作为施工控制标高的重要参数;二是通过施工监控控制好各节段的预留标高, 及时调整节段标高 (通过对坐标标高+弹性变形值的准确控制) , 避免节段间出现错台, 减少合拢高差。在出现错台和较大合拢高差的情况下, 预应力管道应按照设计坐标弧线安装, 保证管道纵向的衔接平顺, 并对钢束局部调整状况进行受力检算, 不得将错就错使管道在节段处形成折点。
(4) 在施工中注意加强底板混凝土的浇筑质量控制和张拉时机选择。底板由于钢筋密布、预应力管道集中, 混凝土局部振捣不到位, 浇筑质量往往较差, 表现为局部密实度不够、强度不足, 与标养及同条件养护试块所反映的数值往往有较大偏差, 因此, 在施工阶段要采取各种措施提高底板混凝土的浇筑质量。另一方面, 由于混凝土早期弹性模量的增长滞后于强度的增长, 加载龄期越短, 混凝土徐变系数越大。混凝土龄期不足, 必将导致混凝土早期弹性模量偏低, 施加预应力, 混凝土徐变加大, 使底板变形过大, 加速底板的崩裂破坏, 因此在混凝土强度满足设计张拉强度的基础上, 还要符合龄期要求, 保证混凝土有足够的弹性模量。
(5) 设计单位要在设计文件中对箱梁底板钢筋布置等关键部位和工序进行重点说明, 有条件时应在现场进行技术指导。同时施工、监理单位施工过程必须对关键部位严格按规范要求做好检查验收, 使实际施工符合设计意图。
摘要：预应力混凝土变截面连续箱梁在施工及使用阶段容易发生底板混凝土崩落病害, 本文以笔者参建的某变截面连续箱梁为例, 简要分析了预应力张拉后临近合拢段产生底板混凝土崩落的原因, 介绍了修复处理措施和注意事项, 并对预防底板破坏提出了一些施工建议。
关键词：变截面箱梁,预应力张拉,崩落,修复处理
参考文献
[1]公路桥涵施工技术规范 (JTJG F80/1-2004) .北京:人民交通出版社, 2004.