大跨连续刚构桥体外束索力长期监测研究

孙 莉 戴 玮

(1.安徽省交通规划设计研究总院股份有限公司 合肥 230088;2.公路交通节能与环保技术及装备交通运输行业研发中心 合肥 230088)

过去人们认为体内预应力相较体外预应力具有更好的耐久性。但现在一般均认为体外预应力体系不论从钢束本身，还是从体外预应力结构的构造上来看，均具有更好的耐久性。首先体外束具有自己的多层防护体系；其次体外预应力结构由于钢束布置在混凝土之外，腹板、底板内的钢束量减少，使混凝土灌注更容易；此外体外束具有可检测、可补张、可更换等体内束所不具有的特点[1-2]，因此体外预应力在实际工程中的应用越来越多。但由于国内早期体外预应力的应用案例较少，工程师们对其使用效果仍有怀疑。本文以一新建体内体外混合配束大跨连续刚构桥为背景，分析其上布置的72个磁通量传感器在约5年内获得的4批索力监测数据，以评估体外预应力的使用效果。

1 混合配束大跨连续刚构桥设计简介

曹河桥是岳武高速安徽段一座大跨度悬浇变截面连续刚构桥，跨径布置 63 m+115 m+63 m，桥梁立面布置见图1。桥梁分左右幅，单幅桥面布置为0.5 m护栏+11.0 m行车道+0.5 m护栏。主梁采用预应力混凝土单箱单室直腹板连续箱梁，顶板和底板分别宽12 m和6.5 m，主墩墩顶位置的梁高7 m，跨中梁高3 m。设计荷载采用公路-I级。该桥于2015年底建成通车。

图1 曹河桥立面布置(单位：cm)

桥梁预应力设计采用双向预应力体系，在纵向预应力设计中采用了体内-体外混合配束。体内预应力设计主要为基本满足结构在施工与使用状态的受力要求，而体外预应力设计则主要为抵消体内预应力钢束长期损失的不确定性带来的不利影响。单幅桥梁体外预应力的配置为两边跨各布置了4束φs15.2-16，中跨布置了6束φs15.2-16，边跨钢束与中跨钢束在中墩顶横梁处交叉锚固，两边跨在约跨中位置、中跨在2个三分点位置设转向块。体外预应力钢束采用镀锌铝合金无黏结钢绞线，可单根张拉。全桥合龙后对体外束进行初次张拉，设计张拉控制应力0.45fpk=837 MPa，单根钢绞线对应的理论张拉力为F0=116.3 kN。后期运营阶段可以视桥梁的使用状况，选择合适时机对体外束进行补张拉。

2 体外束索力长期监测实施概况

曹河桥为安徽省首座采用体外预应力的新建桥梁。为充分利用体外预应力方便检测与更换的特点，并为体外预应力的进一步推广利用积累基础数据，该桥在体外束安装张拉的同时，即安装了一定数量的闭合式磁通量传感器，以长期监测体外束索力随环境温度、运营时间等变化而产生的变化。

监测方案受成本控制等因素影响，考虑钢束在桥梁上对称布置的特点，两边跨各选1束、中跨选4束对其2根钢绞线进行监测，其余各束则只监测其中1根钢绞线，磁通量传感器的平面布置见图2。单幅共布设36个传感器，其中中跨20个，两边跨各8个，左右幅共72个，左右幅桥梁的传感器布置相同。

图2 磁通量传感器的平面布置示意(仅示意单幅桥梁的一半，另一边跨的布置与示意边跨对称)

自2015年5月体外束初始张拉，至2020年5月，共进行了4次测量，各次测量的具体时间及对应的桥梁工况见表1。

表1 各次测量的具体时间及对应的桥梁工况

3 长期监测结果分析

3.1 体外束索力的监测数据

4次测量获得的数据较多，通过数据分析发现，左、右幅桥梁各传感器的索力数据呈相似的变化规律；同一钢束在2根钢绞线上分别设置传感器时，2个传感器的数据接近且变化趋势相同，因此选取了单幅桥梁上有代表性的数据进行分析，左幅桥梁上24个传感器4次测量的数据见表2。

表2 左幅桥梁24个传感器4次测量的数据

表2中传感器编号的第一位L、R分别代表左、右幅桥梁，第二位X、Z、D分别代表小桩号边跨、中跨和大桩号边跨，第三位为体外束的序号，第四位ZL、ZR分别代表转向块左侧与右侧，最后一位为传感器的流水号。在部署的72个传感器中，L-X-L1-ZL-1传感器在第4次测量时发现已损坏，无法测得数据，其余的传感器工作状况良好。

表2同步给出了各次测量的单根钢绞线索力之间的差值与理论张拉力F0的比值，由于F4与F3很接近，(F4-F3)/F0均在±1%范围内，全部数据的平均值约为-0.02%，故表2未示出。同理由于F4与F3很接近，在全部传感器各次测量的索力数据分布图(见图3)中，未示出第四次测量的数据。图3横轴1～36代表左幅桥梁的传感器，36～72代表右幅桥梁的传感器。

图3 全部传感器各次测量的索力数据分布

对该桥来说，已有的索力监测数据均针对施工和正常使用状况，这些状况下体外束的应力增量非常有限[3]，可认为体外束的索力变化主要由预应力损失所导致。引起体外预应力损失的主要因素包括：

1) 钢束在转向和锚固构造内的摩擦。

2) 锚具变形、钢束回缩。

3) 混凝土的弹性压缩。

4) 预应力钢束的应力松弛。

5) 混凝土的收缩和徐变。

由于一些现实的原因，该桥的磁通量传感器在体外束的实际张拉过程中同步标定。采用这种标定方法，需预估张拉过程中体外钢束因转向和锚固构造内的摩擦而导致的损失[4]，因此第一次测量的单根索力值F1与前述理论张拉力F0之间的差值，无法较真实地反映由摩擦引起的预应力损失，并且由于标定时做了较保守的估计，可认为经由测量数据计算的(F1-F0)比实际发生的摩擦损失大。此外，采用这种标定方法，也导致钢束通过转向块时所发生的预应力损失无法观测出。各次测量值之间的差值具有一定的实际意义，反映了钢束的其他各项预应力损失，如(F2-F1)，反映了上述引起体外预应力损失的因素中第二、三项，以及约10个月内发生的第四、五项预应力损失之和；而(F3-F2)、(F4-F3)则分别反映了相应时长内第四、五项预应力损失之和。

3.2 索力监测数据分析

根据表2及图3中数据，可以看出除个别传感器外(L-Z-M1-ZR-1传感器的F3较F2增大，而F4又回落到F2附近)，绝大多数传感器的监测数据都反映了索力的损失，基于全部传感器的监测数据，第二次测量与第一次测量间发生的单根钢束索力损失平均值为7.72 kN，达到理论张拉力F0的6.6%；随着时间的推移，损失减小，第三次测量与第二次测量间发生的单根钢束索力损失平均值为2.56 kN，达到理论张拉力F0的2.2%。而第四次测量的数据与第三次测量的数据非常接近，表明这一时间段内发生的由钢束的应力松弛、混凝土的收缩和徐变所导致的预应力长期损失很有限。总体来说，体外预应力的长期损失早期发展较快，后期发展缓慢。

为使单桥的实测数据有可比照的对象，以下从两方面，即就几次测量间的索力变化范围与规律，与该桥的有限元分析结果进行对比；就预应力的长期损失发展趋势，与文献[2]中的试验梁数据进行对比。

3.3 与体外预应力损失的有限元分析结果对比

采用midas Civil软件建立该桥的杆系分析模型，对预应力损失进行估算。体外预应力按钢束预应力荷载模拟，混凝土的收缩徐变根据JTG 3362-2018[5]计算。体外束的张拉顺序为先中跨，然后小桩号边跨，最后大桩号边跨。建模时模拟了体外束的索力监测过程，以从模型分析中获得相应的索力F1～F4。由此计算出桥梁各跨体外束位于其转向块小桩号侧的监测点的单根钢绞线索力，结果见表3。

表3 桥梁各跨体外束位于其转向块小桩号侧的监测点单根钢绞线索力

续表3

由于该桥的索力监测方案未能测得钢束在转向和锚固构造内的摩擦所引起的预应力损失，在有限元分析中通过参数设置，消除该项损失，使F1=F0=116.3 kN。不考虑摩擦损失，会对其他项预应力损失的计算带来影响，但考虑到该桥体外预应力在全部预应力中所占比例较小，以及体外束仅在转向块、锚固块处有摩擦损失，并且通过调整有限元模型中的预应力计算参数进行对比分析，不考虑摩擦损失带来的影响相对较小。将表3的数据与表2的数据进行比较，可以发现就几次测量间的索力变化来说，监测数据与基于有限元分析的预应力损失估算结果，在变化规律和量级上比较相符。

3.4 与既往试验梁数据对比

文献[6]为研究后张预应力混凝土梁的预应力长期损失，开展了8根简支试验梁的实验室试验，对各试验梁中钢束的预应力进行了近400 d的连续观测。试验梁的基本尺寸均为计算跨度4.2 m，横断面200 mm×300 mm，布置了曲线钢束的PC1～PC4的设计参数见表4。对PC1～PC4，在钢束的锚固处、四分点、跨中分别布置了测力计、磁通量传感器、振弦应变计等，以对预应力进行监测。各类传感器的观测数据均表明，在加载约250 d后，预应力的长期损失发展非常缓慢，进入平台期。

表4 布置了曲线钢束的试验梁设计参数

比较该桥的监测数据和文献[5]的试验数据，可以看出预应力的长期损失均表现出了早期发展较快，后期发展缓慢的规律，但由于该桥各次测量间隔的时间较长，数据的样本数偏少，无法确定索力到达偏稳定的F3的准确时间，只能确定其时间范围为张拉完成后的300～1 200 d之间。这一时间比试验梁的250 d长，考虑到该桥与试验梁的规模、所处的环境及荷载情况均不相同，该问题还待进一步研究。

4 结论

1) 对该桥来说，监测数据表明体外预应力钢束的工作状态符合预期。未来该桥还将持续对体外束的索力进行监测。

2) 监测数据表明体外预应力的长期损失早期发展较快，后期发展缓慢。

3) 为能进一步获得体外预应力钢束因在转向和锚固构造内的摩擦而引起的预应力损失，磁通量传感器的标定最好在钢束张拉之前进行，然后在张拉施工时校核传感器零点。