一、桥梁概况
某连续刚构桥建成于1997年，跨径组成为140+240+140，桥梁净宽21.5m；设计荷载：汽-超20级，挂-120、人群-3.5KN/m2；箱梁为三向预应力结构，采用单箱单室截面，顶板宽22m，底板宽11.5m。箱梁跨中及边跨支架现浇段梁高4.0m，箱梁根部及0号梁段梁高13.5m。主墩采用双薄壁墩身，群桩基础。
主桥箱梁顶板束采用φj15.24-25钢绞线，设计张拉吨位4888KN，底板束和临时束采用φj15.24-19钢绞线，设计张拉吨位3715KN。纵向预应力钢束均采用两端张拉方式。顶板横向预应力钢束均采用φj15.24-4钢绞线，逐根单端张拉，张拉端与锚固端以间距50cm交错布置。竖向预应力钢筋采用直径32mm的高强精轧螺纹钢及相应YGM型锚具和YGL型连接器。
二、桥梁主要病害
1、主跨跨中较设计值下挠量达到31.7?，并仍然在持续发展。
2、主跨跨中段箱梁底板底面裂缝横向贯通底板，箱梁顶板底面纵向裂缝较多，上、下游腹板与底板交界处均发现3?宽纵向裂缝，80～160m范围内上、下游腹板斜裂缝共32条，裂缝宽度均超过规范允许值。
3、箱梁根部及跨中段漏水较严重，跨中部分区域长期积水。
4、两边跨端部箱梁顶板裂缝较多，端横隔板裂缝较多。
5、在整个主桥范围内，发现箱内顶板在距腹板30～100?范围内存在较多纵向裂缝，其在纵桥向的分布没有规则。
6、箱梁内部分区域发现保护层偏薄、露筋现象，部分外露的钢筋已发生锈蚀。
三、病害产生原因分析
1、 主跨跨中下挠
目前国内有相当数量的大跨径预应力混凝土连续刚构（梁）桥存在主梁跨中下挠过大问题，下挠的主要原因虽各不相同,但也有一些共同点。如混凝土的收缩徐变计算方法，由于影响因素复杂，至今没有一种准确的计算方法，从国内目前的实践情况看，徐变的终止时间也非三年结束，与混凝土的配合比、施工环境及各种添加剂等有相当关系，另外预应力的效率也因管道压浆不能饱满而与计算值有相当差异，这些问题至今仍未解决。目前设计中解决的对策是将理论计算的挠度值另加一项约0.8～1.0‰L（跨径）的经验值，以此作为预拱度值，以适应桥梁在运营期间跨中下挠问题，并且以此换来一定的“上拱”值。
本桥受当年大跨径连续刚构（梁）桥设计趋向影响，纵向顶板索为直线索未设计下弯索，该设计思想在后来的实践中被证实其对主梁下挠的抑制作用效果较差，近几年已很少采用该法，特别是在特大跨度的预应力混凝土桥梁中采用该法更是寥寥无几。本桥顶板束的配置略偏少，虽然验算结果跨中应力储备还在较理想范围（采用了较多的连续钢束），但由于顶板索的配置数量相对较低，这样对主梁的下挠抑制作用不佳。
从检验报告结论中回弹法测试得到箱梁混凝土强度推定值为：40.7MPa，而设计为50号混凝土，混凝土强度不足也是主梁下挠的一个因素。
2、主跨跨中箱梁底板裂缝
中跨合拢段底板上的横向裂缝宽度达到0.3mm，由于该类型裂缝主要发生在合拢段，从计算情况看跨中在最不利组合下未出现拉应力，并且相应的腹板上并未出现裂缝，因此推断：3m范围内的裂缝应该是在施工过程中产生的，是由于养生措施不到位而产生的收缩裂缝，或在合拢束未张拉前温度影响等原因造成，应为非结构裂缝。
3、箱梁顶板裂缝
根据检验报告，顶板裂缝有横桥向裂缝及顺桥向裂缝。横桥向裂缝出现在德感侧边跨0～10m段上游侧，最大缝宽0.5mm，长度达4.3m，计算结果显示在此范围内顶板压应力储备偏低，因此判断该类型裂缝为顶板抗弯不足所致。顺桥向裂缝出现在主跨跨中合拢段，基本呈贯穿合拢段的趋势，最大缝宽0.2mm，通过对桥面板横向分析计算，桥面板跨中横向应力满足要求，根据裂缝位置和开裂程度，初步判断开裂原因为混凝土收缩徐变所致。
4、腹板斜向裂缝
本桥腹板上的斜裂缝为典型的主拉应力裂缝，通过验算本桥的竖向预应力配置，按目前的经验看偏少，我们分别按竖向预应力作用100％、50％和0％三种作用效率进行分析，结果主拉应力分别为0.9MPa、2.3MPa、3.7MPa。从目前应用的精轧螺纹钢锚固体系及施工质量来看，设计计算趋向于只考虑竖向预应力50％或30％的有效性，故本桥的主拉应力超限可能性很大，加上纵向顶板钢束没有设置下弯，对主拉应力的控制没有起到作用。
四、桥梁加固内容及要点
为确保该桥的耐久性及安全运营，必须对其进行加固处理。结合此桥现阶段结构计算情况以及裂缝分布的基本状况，提出以下加固设计目标及措施。
1、 加固设计荷载标准
设计荷载：汽-超20级，挂-120、人群-3.5KN/m2；
2、 主要加固设计目标
（1）适当改善主桥的桥面线形，缓和跨中下挠现象；
（2）提高箱梁顶板横向抗弯能力，抑制裂缝的扩展；
（3）加强腹板截面抗剪能力，抑制裂缝的扩展；
3、 增设体外纵向预应力钢束
预应力束设置在主桥中跨，两端分别锚固于两零号块横隔板边跨侧。整个中跨共设置12根19Φ15.2mm的体外预应力钢束，每个腹板对应6束，通过四个转向块分三批进行下弯，下弯角度分别为9.1°、7.6°及5.7°。第一个转向块设置于第16个悬臂浇筑梁段顶板底面；第二个转向块设置于第22个悬臂浇筑梁段顶板底面和底板顶面，中间通过窄腹板连接；第三个转向块设置于第26个悬臂浇筑梁段，并从顶板底面连通至底板顶面；第四个转向块设置于第26个悬臂浇筑梁段底板顶面，锚下控制应力为1116MPa。
五、加固效果的理论分析与比较
因本桥设计于1995年，当时所采用桥规为《公路桥涵设计通用规范》（JTJ021－89）及《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTJ023－85），故加固前后验算均依据旧规范执行。
1、加固前、后计算分析比较
为了便于对主桥加固前后的应力、受力及变形情况进行比较，现将主要计算结果列于下表。
项目
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加固前
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加固后
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规范允许值(MPa)
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结构抗力(kN.m)
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中跨跨中下缘最小正应力(MPa)
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2.53
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7.27
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0.0
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中跨跨中上缘最小正应力(MPa)
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4.70
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4.91
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0.0
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L/4附近最大主拉应力(MPa)
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-3.22
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-2.66
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-2.4
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最大主压应力(MPa)
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17.7
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17.4
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21.0
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跨中最大弯矩(kN.m)
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164692
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111541
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385056
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支点最小弯矩(kN.m)
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-4990125
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-4714293
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-4901199
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加固后跨中位移(cm)
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5.34↑
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注：1、表中所列最大主拉应力为竖向预应力按50%考虑时的计算结果；
2、表中所列结构抗力值已按《公路旧桥承载能力鉴定方法》进行折减，折减系数为Z1=0.95。
2、计算结论
由上表可知，加固后结构受力得到了明显改善，体现在下述几个方面：
1、支点截面及跨中截面的极限承载能力安全储备提高；
2、跨中截面下缘的应力储备提高了约4.7MPa；
3、主梁的最大主拉应力降低约0.6MPa；
4、加固后，理论上主梁跨中将向上产生约5cm的位移。
六、结语 对连续刚构桥加固设计采用体外预应力索，并通过设置转向板来适应预应力索转向，使桥梁受力明确、安全，对抑制跨中下挠，改善主梁支点及跨中应力状况，起到明显的作用。
