1 前言 

    體外預應力就是設置在混凝土體外的預應力筋給混凝土施加的預應力。體外預應力混凝土也稱無粘結預應力混凝土，是一種預應力筋直接設置在體外，或者預應力筋設置在混凝土體內(nèi)，但無需進行孔道灌漿的無粘結預應力混凝土。它與預應力混凝土的區(qū)別在于預應力筋與混凝土的無粘結性。自20 世紀80 年代開始，無粘結預應力混凝土在我國房屋建筑中得到廣泛的應用，后來逐漸被應用于橋梁結構中。 


    體外預應力技術由于具有施工方便、經(jīng)濟可靠，預應力筋（束）可以單獨防腐甚至可以更換等特點，近年來，已被廣泛應用于舊橋的加固工程中。眾多的工程實踐證明，利用舊橋，能顯著提高結構承載力和抗裂度，有效改善結構的應力狀態(tài)。 

    本文試圖以紫泥大橋主跨雙懸臂T 構預應力混凝土箱梁的成功加固實例為背景，說明利用體外預應力加固同類結構在設計、施工及其監(jiān)控過程中的一些思路，以期與同行們共同探討。 

    2 紫泥大橋概況 

    紫泥大橋位于廣州市番禺區(qū)沙彎鎮(zhèn)，由南向北橫跨紫泥河，舊橋橋面總寬為10.2m+2×0.5m；全長420m，跨徑組合為7×20m+40m+60m+40m+7×20m；其中主跨跨度60m，由兩個臂長為20m的T 形剛構和20m 掛梁組成。主跨T構為單箱雙室預應力混凝土雙懸臂箱梁，引橋為鋼筋混凝土T 型簡支梁。該橋設計荷載為汽車-20 級，掛車-100；于1984 年完成設計，1986年建成通車。 

    該橋建成后，車流量不斷增大以及超重車輛不斷增多都大大地超出了設計的預期。經(jīng)過16 年的超負荷營運，加上主墩及掛梁曾先后兩次被過往船只撞擊，致使主橋箱梁頂板、腹板等多處出現(xiàn)裂縫；橋面鋪裝層出現(xiàn)破碎、擁包現(xiàn)象，為了適應橋上日益增多的重車交通，需要進行大規(guī)模的加固維修。并將荷載標準提高到汽車-超20，掛-120 級。 

    根據(jù)對該橋結構病害的詳細檢查分析，整個T構箱梁，負彎矩區(qū)未見明顯的裂縫，說明結構整體抗彎尚可；車輛在橋上通過時振動過大，但無車輛荷載作用時，T 構兩懸臂端未見明顯下?lián)希�說明結構尚屬彈性工作狀態(tài)階段，T 構箱梁的局部裂縫，尚屬可修復范圍。針對舊橋現(xiàn)狀，為達到修復舊橋病害，提高橋梁荷載等級的目的，須作如下處理：（1）采用粘貼鋼板的方法修復加固現(xiàn)有裂縫；（2）采用體外預應力加固的方法提高箱梁整體承載力；（3）重修橋面系，加大鋪裝層配筋率。但由于篇幅的限制，本文僅著重敘述主跨T 構體外束的加固，裂縫以及橋面系的修復從略。 

    3 加固設計 

    3.1 體外預應力束的線形布置 

    為便于穿束和錨固，所有體外束均布置在T構箱梁空洞內(nèi)部，采用折線形布置。為滿足箱梁正截面抗彎強度以及抗剪強度要求，按照雙懸臂梁受彎的特點，T構箱梁的根部，體外束布置在腹板上緣，穿過60cm 厚的箱梁內(nèi)橫梁轉向向下，并通過設在牛腿附近的轉向裝置錨固在箱梁懸臂兩端。 

    3.2 體外束的預應力損失考慮 

    由于體外束與梁體混凝土無粘結作用，其張拉力是在梁體發(fā)生彈性壓縮的情況下讀取的，因而分批張拉引起的混凝土彈性壓縮損失極��；在活載作用下，引起體外束中的拉力增量時，考慮到梁體的變形協(xié)調(diào)及體系的內(nèi)力平衡，活載拉力增量也不會引起預應力束中的混凝土彈性壓縮損失。此外，舊橋混凝土的收縮、徐變在長期使用中已基本完成，由收縮、徐變引起的預應力損失也幾乎可以勿略不計。但是，對于整體工作的梁而言，新增加的體外預應力會使梁體變形，使箱梁原有的預應力產(chǎn)生損失。 

    由以上分析可知，與有粘結的預應力束相比較，體外束的預應力損失要小得多。因此，體外束無須減除過多的預應力損失，為避免體外束長期于高應力狀態(tài)下工作，其張拉控制應力可適當降低。 

    3.3 體外束面積的確定 

    體外束面積，可通過箱梁加固前、后的承載力差值，根據(jù)疊加原理，按結構設計原理初步估算。但是，一方面，由于布束和錨固位置的局限性，不大可能確切地根據(jù)箱梁各截面的抗彎、抗剪的需要配束，而只能根據(jù)箱梁的根部截面的抗彎強度確定。一旦控制截面配束被確定，因為體外束沿T構全梁通長布置，只能通過調(diào)整體外束處于箱梁高度的不同位置來適應T構箱梁沿縱向各截面的受力變化。由于轉向裝置的有限設置，這種調(diào)整也是有限度的。另一方面，由于體外束與梁體的不粘結性，在荷載的作用下，體外束與梁體共同組成了一個空間（非平面）的靜力平衡體系。因此，體外束在給予梁體預應力的同時，也對懸臂梁起到拉桿的作用。從這點出發(fā)，為了提高“拉桿”的安全度，最終所采用的體外束面積要比按承載力差值所估算的面積大些。這樣，也為控制張拉時留有更多的余地。 
鋼束的布置見圖1。 


    3.4 體外束的材料和張拉力 
    
    體外束采用ASTMA 416-87a 270 級標準的無粘結鋼絞線，標準強度為  =1860 MPa。考慮到體外束的預應力損失較小，若張拉應力取0.6 ，從給梁體施加預應力的角度出發(fā)，經(jīng)初步估算，一個T構箱梁采用12束3Φj15.24鋼絞線，每束總面A=3×140mm2,張拉力為T=3×0.14×0.6 =468.72kN；但考慮到體外束作為結構拉桿的作用，最后采用12束5Φj15.24鋼絞線，截面總面積為8400mm2，但每束的張拉力仍然采用T=468.72kN不變。 

    3.5 轉向裝置和錨固端 

    根據(jù)雙懸臂箱梁的受力特點，在箱梁根部，體外束應盡可能地置于截面受拉區(qū)最上緣，而在懸臂端部（錨固端），體外束則應置于截面中性軸附近。為了達到這個目的，就需要設置轉向裝置。 

    利用T構箱梁根部的內(nèi)橫梁，以及在懸臂端部附近新增的一道內(nèi)橫梁，共同組成體外束的導向裝置。通過增設的橫梁，使體外束的束力與牛腿端的錨固面相垂直。增設箱梁橫隔梁，除可作體外束的轉向塊外，還可以增加箱梁的橫向剛度。但是，由于體外束通過轉向塊而強制轉向，在張拉體外束時，會在橫梁及轉向塊的鋼束穿過孔道內(nèi)引起壓應力集中；同時，鋼束張力的一部分通過轉向塊給箱梁頂板一個壓力，而這一壓力將會引起箱梁頂板頂面拉應力集中。而在錨固端，由于體外束與梁體無粘結，給梁體施加的全部預應力，是通過兩錨固端實現(xiàn)的。因此，轉向塊以及兩錨固端處的混凝土必須通過局部應力驗算。 

    轉向塊和錨固端構造的合理設計是體外預應力可靠傳遞的保證。為了滿足轉向裝 置和錨固端混凝土局部承壓要求，對箱梁根部的橫隔梁和兩錨固端均作了局部粘鋼處理。同時，在轉向塊（新增的橫隔板）處箱梁頂面粘鋼，以滿足其局部抗拉的要求。此外，在體外束穿過橫梁及轉向塊的孔道內(nèi)套人一個, 60mm的鋼管，鋼管的兩端打磨光滑，并與鋼板環(huán)向焊接，該鋼板以三束為一組用結構膠粘貼在橫梁兩面。 

    4 加固施工和監(jiān)控 

    對于舊橋加固而言，加固設計，僅僅是加固工作的一部分，設計的方案能否成功地實施并達到預期的目的，關鍵在于施工和監(jiān)控。 
體外預應力加固預應力混凝土舊橋，雖然有過很多成功的經(jīng)驗，但還處于不斷探索和完善之中，尚未形成成熟的理論。體外預應力加固應用的一個主要的障礙是張拉力的控制，施工時，除了采用張拉力和伸長量雙控外，還必須現(xiàn)場對舊橋進行整體情況的監(jiān)控。邊施工邊控制，可以消除預應力張拉的畏懼心理。 

    4.1 體外束的施工 

    體外束加固工作，需要在掛籃里進行，在T構箱梁兩懸臂端各安裝了一套掛籃。體外預應力束從T構箱梁內(nèi)部通過，須穿過箱梁根部兩道各60cm厚的橫隔板，以及總厚度為100cm的端橫隔梁，錨固在牛腿端部。采用抽蕊鉆成孔，鋼束的一般通過孔尺寸為甲 63cm，為了使預應力鋼鉸線在錨固點附近成喇叭口狀分布在錨具上，錨固端40cm范圍內(nèi)需將孔道逐漸擴寬至甲 93cm。抽蕊成孔是整個箱梁加固施工的難點，尤其是端橫梁內(nèi)鋼筋較密，為避免損傷牛腿主筋，需不時地調(diào)整鉆孔位置。 

    預應力束張拉之前，先對橫梁、轉向塊處箱梁頂板以及牛腿進行粘鋼處理。粘鋼前，粘鋼部位混凝土表面須鑿除2～3mm，以達到能見到粗骨料為度，然后磨平混凝土表面，用JGN-Ⅱ型結構膠粘貼鋼板，待結構膠完全達到預期的強度后再張拉體外束。 


    因為體外束大部分為裸束，其張拉摩阻力很小，采用250t 千斤頂，僅一端張拉即可。為了消除因體外束張拉的不均勻而引起對箱梁縱向的剪力差，各體外束的張拉應同時、同步分級進行。在無同類加固先例的情況下，為確保加固的安全性，可將設計的張拉力T分為0 .5T、0.8T、T三級完成。張拉次序是：0→0.05 T→0→0.5 T→0.8T→T。每級張拉完成后，觀察一小時，確信橋梁無異常情況后，再進行第二級張拉。體外束張拉時，除了要控制張拉力和鋼束伸長量之外，還必須對舊橋主要斷面的應變及整體撓度情況進行監(jiān)控，邊張拉邊觀察。 

    4.2體外束張拉的監(jiān)控 

    施工監(jiān)控，主要在體外束張拉的過程中對梁體的應力和變形情況進行控制�？刂频膬�(nèi)容是：(l）體外束張拉過程中及張拉完成后，懸臂箱梁截面上緣出現(xiàn)的壓應力增量加上原有鋼束給混凝土的壓應力之和不能大于現(xiàn)有舊橋混凝土的容許抗壓強度。(2）體外束張拉過程中及張拉完成后，懸臂箱梁截面下緣不出現(xiàn)拉應力。（3）體外束張拉過程中及張拉完成后，箱梁懸臂端的實測撓度不能大于計算值。 

     預應力張拉之前，可在T構根部箱梁的頂面和底面預先每隔一定的距離布置應變傳感器，并測量箱梁懸臂端部的撓度。在張拉過程中，用儀器觀察應變及撓度的變化，只要讀數(shù)的增量不超過預定數(shù)值，則可繼續(xù)張拉直至完成設計張拉力，否則，應立即停止張拉，重新調(diào)整束力。 

    由于舊橋加固存在很多不確定的因素，因而設計計算的體外束面積和張拉力，也只能是估算，箱梁各截面能否承受得了加固設計的張拉力，實際上還是不好確定的，因此，只有通過施工過程的監(jiān)控，才能有效地消除對預應力張拉的恐懼心理。 

    紫泥大橋主跨8、9號墩T構，各布置12束體外束，采用單邊張拉，每束張拉力為468kN。監(jiān)控結果表明，在張拉過程中，T構底面幾乎不發(fā)生應力變化，實際應變的增量為0（達到了箱梁下緣不出現(xiàn)拉應力的要求），而在箱梁頂面各測點，實際應變最大增量值為-31.5με（壓應變）。這說明在體外束張拉的過程中，箱梁根部下緣沒有出現(xiàn)拉應力，上緣出現(xiàn)壓應力，但應力增量較小，能滿足要求。在T 構端部的撓度方面，體外束張拉后，實測最大上撓1.38mm ，也在控制范圍之內(nèi)。 

    5 加固后承載能力評定 

    加固完成后，由質(zhì)監(jiān)站組織對T 構箱梁分別進行了靜載和動載試驗。 

    (1）靜載試驗結果：在等代設計荷載的96.07% 作用下，T構懸臂端部最大撓度為16.93mm，為理論計算值的105% ; T構根部的最大拉應變?yōu)?3.15με，是理論計算值的76.55%，卸載后殘余變形為8.5％。