某跨海大桥拱脚外包混凝土裂缝成因分析

引言钢管混凝土拱桥近些年作为一种新型的桥梁结构在公路桥梁的设计当中得到了广泛的应用，其造型优美，受力良好，整体刚度较大，加上适用于各种地质状况，以及建造过程中能够节约工程材料的使用，且有利于后期养护维修工作，逐渐演变成一种理想的大跨度拱桥结构形式[1]。可由于此种结构属于超静定结构，钢管混凝土拱桥拱脚受力状态复杂，在运营过程中常出现明显可见的过宽裂缝，影响结构的安全性和耐久性[2]。为了改善拱脚受力，可在拱脚处对钢管增加外包混凝土的设计，以此来改善拱脚钢管的受力状态。钢管混凝土拱桥拱脚外包混凝土结构可有效减少拱脚各构件的受力。去掉外包混凝土结构导致拱脚上弦杆钢管和混凝土最大主应力增幅分别为140%和77%，下弦杆钢管和混凝土最大主应力增幅分别为182%和183%[3]。加大拱脚拱肋外包混凝土厚度能有效减小拱脚拱肋处的拉应力，且刚开始增大外包混凝土厚度时，拉应力减小幅度相对较大，当继续增加外包混凝土厚度时拉应力变化逐渐趋于平缓。当拱脚拱肋外包混凝土的厚度为450mm时，外包混凝土能满足抗裂限裂的要求[4]。可见外包混凝土对于减小拱脚拱肋应力有很大作用，并且当混凝土厚度为450mm时，外包混凝土能满足抗裂限裂的要求。然而在现有工程中，拱桥拱脚外包混凝土经常出现较多的超宽超限裂缝，本文以某跨海大桥为例，针对出现的超宽超限裂缝，采用现场荷载试验并通过ANSYS分析手段对拱脚混凝土进行裂缝成因分析。1、工程概况

某跨海大桥的主桥采用中承式桁架钢管混凝土拱桥，主跨跨径为192m。由于所处桥位处的岩石有较高的承载力，采用推力式钢管混凝土拱桥。本桁架拱桥拱座承受上部结构传递的荷载并将其传递至地面。拱脚作为拱座与拱肋相连接的部位，由外包混凝土及4根钢管混凝土拱肋组成。外包混凝土为C50混凝土，混凝土内布置钢筋网片。拱肋采用钢管混凝土桁架拱肋，两桁拱肋均采用4根主钢管与平联钢管及腹杆组成，主钢管管壁厚度为14mm，腹杆与平联钢管均采用厚度为8mm的钢管。拱脚部位设计图如图1所示。图1

拱脚立面及断面设计示意图（单位：mm）在本次外观检查中发现拱脚外包混凝土出现较多超限裂缝，裂缝在外包混凝土4个侧面均有分布，且有部分裂缝贯穿断面。裂缝详细参数见表1。

表1

拱脚裂缝参数表拱脚受力复杂，其主要承受来自拱肋的轴力、弯矩和剪力，并把荷载传至下部结构拱座。大体积混凝土拱脚在荷载效应下易产生结构性裂缝，特别是钢管混凝土拱肋的钢与混凝土结合面，容易存在应力集中的现象，对拱脚结构运营的安全性有较大影响。同时一些非受力因素，如混凝土收缩徐变等，也会造成裂缝的产生。为了分析拱脚裂缝成因，通过荷载试验及建立拱脚局部受力模型，对拱脚的安全性进行分析，研究拱脚外包混凝土在拱肋剪力、弯矩和轴力作用下的裂缝产生原因。

2荷载试验及建模分析

2.1荷载试验大桥的有限元模型如图2所示。根据大桥主桥结构分析计算结果，在全桥范围内拟选取S1（北侧拱脚）、S2（拱顶）共2个控制部位（断面）进行加载。此次荷载试验共4个工况，拟6辆试验车参与本次试验。具体部位见图3、表2。图2

大桥有限元模型图3

静载试验测试部位（断面）示意图（单位：cm）表2

主桥加载测试控制部位表3为主桥静载试验各加载工况的主要结构内力的理论计算值以及相应的荷载效率系数η。各试验工况的荷载效率系数介于0.96~1.03之间。

表3

主桥控制部位试验荷载效率系数采用桥梁结构分析专用程序，对该桥进行结构静力分析和活载效应分析后，结合桥梁结构的对称性，对主要的位置和断面进行测试；位移测试内容主要包括主梁挠度、主拱圈空间变位等；结构内力测试内容包括S1、S2断面应力。（1）主梁挠度测点主桥桥面共设置17个挠度测量点，其中顺桥向挠度测点10个，横桥向挠度测点7个。主梁纵横向挠度测点均采用水准仪测量。图4为测点纵横向布置示意图。

图4

主梁挠度测点纵横向布置示意图（单位：cm）（2）主拱圈应变测点主拱圈在2个断面上布设应变测点。S1断面上（即拱脚断面）应变布置在距离混凝土拱脚沿主拱圈方向0.5m处（1#拱脚处4、5布点由于现场土石堆积，布置位置为距离混凝土拱脚沿主拱圈方向1.5m处），两侧拱肋均布置应变测点。S2断面上（即拱顶断面）应变布置在主拱圈跨中位置，两侧拱肋均布置应变测点。S1断面应变测试位置共布置主拱圈应变测点12个，S2断面应变测试位置布置主拱圈应变测点4个，如图5所示。

图5

主拱圈应变测点布置示意图（单位：mm）（3）主拱圈空间变位测点主拱圈空间变位测点均位于西侧拱肋，拱脚上及主拱圈四分点处，全桥共有空间变位测点5个，如图6所示。

图6

主拱圈空间变位测点布置示意图（单位：cm）2.2ANSYS分析模型建立建模时考虑拱脚外包混凝土、主肋钢管、钢管内填混凝土、所取局部节段的竖腹杆、斜腹杆、上下平联及部分拱上横梁。所取的局部模型实际线形为悬链线，在拱上横梁端部和主拱肋端部施加MIDAS模型中所计算的的强制位移，并考虑所建模型自身重量。不考虑钢管与周围的混凝土的相对滑移。在ANSYS模型建立时，混凝土使用SOLID65号单元模拟，钢管内灌注混凝土和拱脚混凝土强度为C50，弹性模量Ec=3.45×104MPa，泊松比υc=0.17，混凝土密度ρc=2650kg/m3。钢管用SOLID45号单元模拟，弹性模量Es=2.06×105MPa，泊松比υs=0.3，钢材密度ρs=7850kg/m3。混模型中z轴为顺桥向，x轴为横桥向，y轴为竖桥向，ANSYS有限元模型如图7所示。

图7

拱脚与外包混凝土模型3、结果与讨论

3.1荷载试验结果（1）拱脚弯矩正载与偏载工况一与工况二采用6辆加载车，没有分级加载，其中工况一为拱脚弯矩对称加载，工况二为拱脚弯矩偏载。主要考察拱脚外包混凝土的应力水平、拱脚混凝土裂缝在活载作用下的裂缝扩展情况。具体结果见表4～表9，其中表4与表7中应力正值表示拉应力，负值表示压应力。表4

工况一正载应变实测结果与计算比较表5

工况一正载主梁挠度实测结果与计算值比较表6

工况一正载拱圈挠度实测值与计算值比较表7

工况二偏载应变实测结果与计算值比较表8

工况二偏载主梁挠度实测结果与计算值比较表9

工况二偏载拱圈挠度实测值与计算值比较由表4~表9中可以看出，各级加载工况主要测点的应力及挠度数值呈现依加载效率增加而变大的趋势，说明桥梁基本处于弹性工作状态。各工况校验系数均小于1.00，残余应变较小，同样说明桥梁处于弹性工作状态。（2）拱顶弯矩正载与偏载工况三与工况四采用6辆加载车，工况三没有分级，工况四分两级加载。工况三与工况四主要测试两侧拱顶的应力、西侧拱顶挠度、主梁挠度。具体结果见表10～表15，其中，表10和表13中应力正值表示拉应力，负值表示压应力。表10

工况三正载应变实测结果与计算比较表11

工况三正载主梁挠度实测结果与计算值比较表12

工况三正载拱圈挠度实测值与计算值比较表13

工况四偏载应变实测结果与计算值比较表14

工况四偏载主梁挠度实测结果与计算值比较表15

工况四偏载拱圈挠度实测值与计算值比较从表10~表15中可以看出，各级加载工况主要测点的应力及挠度数值呈现依加载效率增加而变大的趋势，说明桥梁基本处于弹性工作状态。各工况校验系数均小于1.00，残余应变较小，同样说明桥梁处于弹性工作状态。

3.2ANSYS计算结果根据JTGD62—2004《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》中的规定，以持久状况正常使用极限状态，采用作用的短期效用组合对构件的抗裂性能进行验算。本次验算中仅考虑恒载、车辆荷载及整体升降温的作用。荷载组合取短期组合。利用MIDAS模型计算出4个拱脚各荷载工况下的内力数据，将其以荷载的形式输入ANSYS有限元模型中，计算拱脚主应力数值。经计算，拱脚外包混凝土在运营阶段最不利工况为下弦拱肋受压9000kN，上弦拱肋受压7000kN。混凝土受拉破坏属于脆性破坏，可利用第一强度理论进行混凝土裂缝成因分析。最大拉应力理论可解释为：材料发生断裂是由该材料所受的最大拉应力引起。拱脚最不利工况下位移变形、钢管等效应力、外包混凝土主拉应力如图8、图9所示，图中负值表示压应力，正值表示拉应力。

图8

拱脚钢管等效应力图图9

拱脚外包混凝土最大主拉应力云图由最大拉应力理论可知，材料发生断裂是由该材料所受的最大拉应力引起，即材料的最大拉应力达到某一极限值时该材料发生断裂。C50的轴心抗拉强度设计值Ftd=1.83MPa。由图9拱脚外包混凝土最大主应力云图可知，除外包混凝土顶部应力集中区域及拱脚与拱座相接区域存在2.3MPa较大的主拉应力外，其余大范围的外包混凝土主拉应力数值都小于1.83MPa。根据表1可知，裂缝主要位于外包混凝土的4个侧面，因此拱脚外包混凝土大范围的开裂现象并非由受力引起，初步判断裂缝为大体积混凝土收缩及徐变作用的结果。

结论

（1）在横向对称加载情况下，拱肋断面应力及竖向挠度对称性良好；在横向偏心荷载作用下，应力、挠度的实测值与变化趋势能够和理论计算值相吻合；表明大桥整体上受力均衡，整体性好。（2）各工况残余应变较小，说明桥梁处于弹性工作状态。工况二及工况四为分级加载工况，各级加载工况主要测点的应力及挠度数值呈现依加载效率增加而变大的趋势，同样说明桥梁基本处于弹性工作状态。（3）各试验工况下，拱肋各控制断面应变实测值基本小于计算值，测点的应力校验系数在0.36～0.97之间，