某立交匝道桥全长280m, 其跨径组合为7× (2×20) m预应力混凝土连续曲线箱梁, 曲线半径R=60m, 荷载等级为公路-I级。桥梁上部结构采用单箱单室箱形截面, 梁高1.4m, 箱室顶板宽8.25m、底板宽4.25m, 箱梁采用C50混凝土。该桥下部结构采用独柱式桥墩, 墩柱直径为120cm, 中间墩墩梁刚接, 非连续墩设2个双向滑动支座, 支座间距为1m, 桩基采用钻孔灌注桩基础, 墩柱采用C30混凝土, 桩基采用C25水下混凝土。该桥桥面铺装为10cm厚沥青混凝土+防水层+6cm厚C40混凝土, 具体情况如图1所示。

该匝道桥上部结构在混凝土浇筑、预应力张拉完毕后, 发现该桥出现的病害如下。

1) 固结墩内侧均存在不同程度的水平半环状裂缝, 最严重的固结墩裂缝达11条, 平均竖向间距25~35cm, 个别裂缝宽度达0.25mm, 裂缝长为1/5~3/5墩柱周长。

2) 箱梁在预应力钢束张拉完成后即发生扭转和两端水平外移, 外移量40~50mm, 内侧支座脱空17~20mm。

3) 梁段腹板有细微的竖向裂缝, 缝宽<0.05mm, 缝长为2/3腹板高度, 上下未贯通, 顺桥向裂缝间距4~6m。

根据桥梁病害情况并结合实体模型计算分析 (见图2) , 其主要计算参数:C50混凝土抗压强度为50MPa, 预应力钢绞线抗拉强度为1 860MPa, HRB335普通钢筋抗拉强度为335MPa。对桥梁病害产生原因进行分析, 得出该匝道桥原有结构存在以下主要问题: (1) 支座横向间距为1m, 尺寸偏小, 且连续墩采用单点支撑, 导致联端内侧支座脱空; (2) 支点附近主梁腹板厚度为40cm, 尺寸偏小, 腹板抗扭、剪配筋偏少, 结构抗扭、剪承载力不足; (3) 固结墩高度较小、刚度较大, 承担了较大抵抗扭矩, 导致固结墩内侧开裂。

针对该匝道桥的病害成因分析, 其加固设计要点如下 (见图3) : (1) 箱梁外弧侧腹板增厚15cm, 内弧侧腹板增厚25cm; (2) 支座横向间距由1m调至3m; (3) 对箱梁和墩柱的裂缝进行封闭。

各种工况下内、外侧支座反力情况如表1所示, 从表中可以看出, 该曲线桥在预应力荷载和汽车最不利荷载作用下, 会产生使箱梁向外倾覆的扭矩, 使内侧支座脱空, 外侧支座严重偏压。但随着支座间距的增大, 内侧支座反力从受拉状况 (即支座脱空) 逐渐转换成受压状况, 外侧支座反力逐渐减小, 内、外侧支座反力的差值减小, 且通过内侧腹板加厚25cm和外侧腹板加厚15cm, 该措施有效增强了箱梁的抗倾覆、抗扭转能力。

各种工况下固结墩内、外侧应力情况如表2所示, 从表中可以看出, 该曲线桥在预应力荷载和汽车最不利荷载作用下, 会使固结墩内侧产生拉应力, 外侧严重偏压。但随着支座间距的增大, 固结墩内侧从受拉状态逐渐转换成受压状态, 内、外侧应力的差值减小, 该措施有效改善了固结墩的受力状况, 有效控制固结墩裂缝的发展。

为了检验加固后的承载力, 对该匝道桥进行了桥梁荷载试验。荷载试验选取第2联2×20m预应力连续梁作为试验桥跨, 具体检测控制截面为第3跨0.4L处最大正弯矩截面, 加载方式如图4所示。在设计荷载 (公路-Ⅰ级) 作用下该截面理论弯矩为3 741.6k N·m, 本次试验弯矩为3 615.9k N·m, 试验荷载效率为0.966。

该曲线箱梁顶板内、外侧实测挠度与理论计算挠度比较如图5所示, 从图中可以看出, 内、外侧实测值均比理论计算值小, 试验校验系数为0.821, 且实测值与理论计算值曲线的变化趋势一致, 实测挠跨比为0.002 64/20=1.32×10^-4, 远小于设计规范允许的1/600, 结构刚度满足规范要求。

该曲线箱梁0.4L处底板内、外侧实测应变与理论计算应变比较如图6所示, 从图中可以看出, 内、外侧实测值均比理论计算值小, 试验校验系数为0.998, 且实测应变随荷载效率的增大而线性增大, 说明桥梁在该荷载作用下处于弹性工作状态, 不存在开裂现象。

为了检验加固后的抗倾覆能力, 对该匝道桥进行了桥梁抗倾覆荷载试验, 具体加载方式如图7所示。

在抗倾覆荷载作用下, 该桥内、外侧支座沉降变化情况如图8所示, 从图中可以看出, 在最不利试验荷载作用下, 内、外侧支座未出现受拉现象, 说明该桥梁支座未出现脱空现象, 满足抗倾覆要求。

曲线连续箱梁桥因其支座间距偏小、腹板厚度偏小等原因, 在预应力张拉后, 桥梁内侧支座出现脱空, 箱梁腹板和固结墩内侧出现开裂现象。通过增大支座的间距和增加箱梁内、外侧腹板的厚度, 有效改善了该曲线箱梁桥的承载力和抗倾覆能力。通过桥梁荷载试验, 验证了该桥梁加固措施效果良好。