摘要
为解决某预应力混凝土现浇连续箱梁桥第2跨底板横向开裂及整体刚度下降的病害问题，该文通过病害成因分析，建立了考虑截面刚度折减与预应力损失的有限元损伤模型，结合包络设计的原则，合理确定了加固新增预应力度，提出了“整联腹板外包新增体内长束、第2跨底板新增局部体外短束”的体内体外组合预应力加固方案。施工监控和加固前、后荷载试验结果表明：该加固方式恢复了预压应力储备，提高了整体刚度，加固效果良好。体内体外组合预应力加固技术具有有效改善应力状况、提高结构整体刚度、适应性广等优点，可为其他同类工程的加固提供参考。
0 引言
随着中国公路交通的迅猛发展，预应力连续箱梁桥凭借其结构刚度大、变形平顺且有利于高速行车的特性，得到了广泛应用。然而，在运营过程中，由于设计考虑不周全、施工不当以及汽车超载等因素影响，常导致箱梁出现不同程度的结构性病害，如腹板斜裂、底板横裂等，严重影响结构安全，因此需要进行结构性补强加固处
目前，较为有效的主动加固方法主要有体外预应力加固、腹板外包体内预应力加固等。其中，体外预应力加固主要用于提高预压应力水平，腹板外包体内预应力加固主要用于提高结构刚
1 工程概况
某大桥跨越九龙江，2013年建成通车。主桥采用（38+3×60+38） m预应力混凝土变截面连续箱梁（
图1 主桥立面布置图（单位：cm）
Figure 1 Elevation layout of main bridge （unit： cm）
图2 左幅主桥标准横断面图（单位：cm）
Figure 2 Standard cross section of left main bridge （unit： cm）
2 箱梁主要病害及成因分析
根据2020年检测报告，左幅第2跨跨中区域底板裂缝较集中（
图3 左幅第2跨箱梁裂缝展开图（单位：cm）
Figure 3 Expansion of cracks in the second span box girder on the left （unit： cm）
由于该桥左幅第2跨箱梁横向裂缝较为严重，为了解各桥跨实际工作状况，2020年（加固前）对左幅主桥进行了动、静载试验，同时与2013年桥梁建成时荷载试验结果进行了对比，静载（中载）试验下1~3跨挠度校验系数和应变校验系数对比分别如图
图4 左幅1~3跨跨中挠度校验系数对比图
Figure 4 Comparison of deflection verification coefficients in the middle of spans 1‒3 on the left
图5 左幅1~3跨跨中底板应变校验系数对比图
Figure 5 Comparison of strain verification coefficients of bottom plate in the middle of spans 1‒3 on the left
由图
实测桥梁结构竖向振动频率值大于理论计算值（
图6 左幅主梁实测竖向振动频率对比图
Figure 6 Comparison of measured vertical vibration frequencies of left main girder
结合原设计复核验算，在正常使用极限状态频遇组合下，第2跨底板均处于受压状态，跨中底板压应力为-1.36 MPa，原设计压应力储备较大。根据病害表征，第2跨预应力损失过大是导致箱梁底板产生横向裂缝的主要原因。左幅主桥箱梁实际受力状况较差，特别是左幅第2跨裂缝较集中，导致截面刚度下降明显，挠度值增大；裂缝处于活动状态，表明第2跨预应力损失较大。以上病害严重影响桥梁结构安全和耐久性，需要进行结构性加固。
3 箱梁加固设计
根据桥梁实际病害建立损伤模型，分析桥梁实际损伤状况，拟定加固目标，再针对性地进行加固设计。
3.1 实际损伤状况分析
实际损伤模拟可为加固设计提供依据，是加固设计的基础。
3.1.1 截面刚度折减
左幅主桥第2跨跨中底板存在较多U形、L形及横向裂缝，裂缝深度最大22 cm，根据裂缝深度及开裂范围，将左幅第2跨跨中附近18 m范围内截面刚度折减20%。
3.1.2 预应力损失
虽然既有桥梁预应力钢束的有效预应力难以准确测量，但是根据第2跨底板横向裂缝深度贯穿至钢束位置的裂缝形态，可以推断左幅第2跨底板钢束（12根12
因此，采用Midas软件建立左幅主桥的损伤模型（
图7 左幅主桥Midas计算模型
Figure 7 Midas calculation model of left main bridge
图8 损伤模型 恒载作用下主梁底板应力图（单位：MPa）
Figure 8 Stress diagram of bottom plate of main girder under constant load of damage model （unit： MPa）
图9 损伤模型 正常通车时主梁底板应力图（单位：MPa）
Figure 9 Stress diagram of bottom plate of main girder under normal traffic of damage model （unit： MPa）
3.2 加固目标
预应力损失过大导致箱梁底板开裂，最有效的加固方法就是恢复损失的预压应力。针对第2跨箱梁底板严重开裂、预应力损失大、整体刚度下降明显的病害，本次以“恢复开裂截面的刚度、补充损失的预压应力”为加固目标，采取“整联腹板外包新增体内长束+第2跨底板新增局部体外短束”组合方式新增预应力对左幅主桥进行主动加固，提高刚度，改善应力状态。
3.3 新增预应力度原则
由于反映桥梁损伤现状的损伤模型难以准确建立，以预应力损失为推测值，若加固新增预应力不足则加固效果不佳；若加固新增预应力过多则可能导致混凝土压溃。因此，在加固设计中，控制新增预应力度使加固后桥梁结构处于合理的受力状态是十分关键的。本次加固新增预应力度采用包络设计原则：
（1） 包络设计上限：假设没有预应力损失，按原桥设计模型新增预应力，防止预应力施加过多产生反作用。
（2） 包络设计下限：按合理推测的预应力损失，即按损伤模型新增预应力，使第2跨跨中截面下缘频遇组合下压应力为1~2 MPa。
3.4 加固措施
3.4.1 箱内底板局部体外短束
体外预应力加固能显著提高桥梁预压应力，为了提高第2跨底板压应力储备、封闭裂缝，对底板横向开裂严重的第2跨箱内底板新增体外预应力短束，采用7束10
图10 第2跨箱内底板局部体外短束布置图（单位：cm）
Figure 10 Partial external short bundle layout of bottom plate of the second span box （unit： cm）
为缩短工期，减少新增恒载，体外束锚固块采用模块化的钢结构，采用Q355NHC钢结构，通过40根特殊倒锥形锚栓与底板连接，钢锚固块构造见
图11 钢锚固块构造图（单位：cm）
Figure 11 Structure of steel anchor block （unit： cm）
图12 第2跨箱内体外束现场照片
Figure 12 Site photo of external bundle in the second span box
3.4.2 整联腹板外包体内长束
连续箱梁为超静定结构，新增短束会对其他跨产生附加内力，另外主桥整体刚度有明显下降，因此需要整联箱外腹板外包加厚新增体内预应力长束，以改善整联应力，提高整体竖向刚度。
整联箱外腹板外包加厚25~50 cm，新增4根 15
由于联长较长（256 m），整联腹板外包混凝土整体浇筑的收缩次内力大、易开裂，且为了保证浇筑质量，本次腹板外包材料采用C50自密实无收缩混凝土，且采用从中跨向边跨逐跨浇筑、逐跨张拉工艺，钢束采用连接器连接。第1~2跨箱外腹板外包体内长束布置图见图
图13 箱外腹板外包横断面图（单位：cm）
Figure 13 Cross section of outer web of box （unit： cm）
图14 箱外腹板外包体内长束布置图（单位：cm）
Figure 14 Layout of long internal bundle to outer web of box （unit： cm）
图15 箱外腹板外包体内束张拉现场照片
Figure 15 Site photo of internal bundle tensioning of outer web of box
3.4.3 板底局部补强
左幅第2跨跨中底板存在较多纵横向裂缝，第3跨也存在少量纵、横向裂缝，考虑到裂缝深度较大，本次拟对底板裂缝封闭处理后，再对第2跨、第3跨箱梁底板开裂区域粘贴碳纤维布局部补强，提高安全储备。底板纵向粘贴2层、横向粘贴1层碳纤维布，单条宽度30 cm。现场施工照片见
图16 第2跨箱外底板粘贴碳纤维布现场照片
Figure 16 Site photo of carbon fiber cloth pasted on outer bottom plate of the second span box
4 加固效果验证
4.1 理论计算分析
本次采取体内体外组合预应力加固后，根据理论计算，包络上限中标准值组合下最大压应力13.67 MPa，包络下限中频遇组合下第2跨跨中底板压应力储备1.10 MPa，应力状态良好。且新增压应力2.4 MPa（体外短束新增1.6 MPa+腹板外包长束新增0.8 MPa），能补偿损失的预应力（2.5 MPa），也能基本抵消活载拉应力（3.2 MPa）。
4.2 施工过程监控
在第2跨跨中底板横向设置3个应力测点，测量新增预应力钢束张拉过程中结构的响应。先张拉体内长束，再张拉体外短束，第2跨跨中底板新增压应力实测结果见
| 截面 | 测点编号 | 实测新增压应力/MPa | |
|---|---|---|---|
| 体内长束张拉 | 体外短束张拉 | ||
| 第2跨跨中 | 1（梁底） | 0.942 | 2.514 |
| 2（梁底） | 0.921 | 2.601 | |
| 3（梁底） | 0.897 | 2.585 | |
| 平均值 | 0.920 | 2.567 | |
由
4.3 加固后荷载试验
为了验证加固效果，对左幅主桥进行了加固后荷载试验，原有裂缝闭合，且未发现新增裂缝。并对比了原桥建成时（2013年）、加固前（2020年）荷载试验结果，左幅第2跨加固前后荷载试验结果对比见
图17 左幅第2跨加固前后荷载试验结果对比图
Figure 17 Comparison of load test results before and after reinforcement of the second span on the left
由
5 结论
该文以某预应力混凝土现浇连续箱梁桥为例，针对其第2跨底板出现的横向开裂和整体刚度下降等病害进行了深入分析，并提出了基于截面折减和预应力损失的损伤模型以及新增预应力包络设计的理念。加固方案采用了“整联腹板外包新增体内长束、第2跨底板新增局部体外短束”的体内体外组合预应力加固方法。该桥已于2022年底完成加固工作。通过施工监控和加固前后荷载试验结果对比，得到以下结论：
（1） 基于截面折减和预应力损失的损伤模型较为真实地反映了桥梁实际状况，为后续加固设计提供了基础。
（2） 基于包络设计原则的加固新增预应力度能防止预应力过大或不足，使桥梁结构处于安全范围。
（3） 体内体外组合预应力加固方法能有效提高压应力储备和整体刚度，达到了设计目标，确保了桥梁结构的安全性和耐久性。
（4） 与单一的主动加固方式相比，体内体外组合预应力加固方案适应性更广，能有效改善应力水平、提高结构整体刚度，可为其他同类工程的加固提供参考。
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