《武汉工程大学学报》 2014年09期
16-22
出版日期：2014-09-30
ISSN:1674-2869
CN:42-1779/TQ
高填土盖板涵压裂加固设计
0引言盖板涵因施工工艺简单，维修容易，相对于箱涵造价较低等诸多优点，在全国范围内得到了普遍应用.随着山区等级公路和乡乡通公路的大量修建，因填土过高导致盖板涵出现压裂破坏的情况时有发生，根据调查资料表明，运营中的盖板涵约63%出现裂缝，盖板涵填土愈高，涵洞凸出地面的高度愈大，跨度愈大，则开裂的比例越大.针对盖板涵开裂问题，国内外主要从涵洞土压力计算理论、防止涵洞开裂措施、涵洞减载措施和加固措施4个方面进行研究［18］.通过选取适当的土压力计算方法，提高涵洞施工质量和结构强度，改善涵洞与两侧填土刚度之间对比和开裂破坏后的加固措施来解决涵洞开裂问题.由于山区特殊的地形及地质环境，高填土涵洞开裂后及时采取安全、经济、有效的加固措施能直接影响山区公路建设的经济效益和社会效益.因此，涵洞压裂加固设计具有一定的经济价值与实际意义.通过对水电站库区某汽车便道三道盖板涵因涵顶实际覆土较高而出现不同程度的涵台变形、开裂问题，就加固设计方案和施工注意事项等作简要介绍.1加固设计方案 水电站库区某汽车便道在路基施工作业已完成，进入路面施工阶段时，在汛期前例行检查发现有三道高填土路堤盖板涵出现墙体开裂和变形，浆砌石墙身镶面石严重剥落等问题.经现场勘察和设计复核，造成盖板涵发生质量问题的根本原因为施工方实际施工时套用涵洞标准图纸不正确.三道盖板涵均为填方路堤涵洞，施工完成后三道盖板涵实际填土高度分别为13.5 m、12.9 m和11.5 m.施工方在施工时错误套用填土高度为10 m的盖板涵标准图，实际填土高度远远大于设计填土高度，填土荷载过大，是导致盖板涵涵台开裂和变形的最根本原因.盖板涵存在浆砌块石石材质量不满足规范要求，部分盖板浇筑质量较差，存在蜂窝麻面和钢筋露筋等施工质量问题是导致涵台开裂和变形的直接原因.为此对三道盖板涵进行专项处理设计.1.1设计方案比选比选方案1:重新挖除路基，修复破坏墙体，根据实际填土高度加大涵洞结构尺寸.道路路面目前还未铺筑，采取重新开挖路基至涵顶，吊开涵洞盖板，根据实际填土高度加大涵洞结构尺寸，对钢筋混凝土盖板重新配筋后现浇或预制吊装，最后填土.优点：a.结构简单，思路明确；b.施工难度低.缺点：a.重新开挖影响整体形象和施工进度；b.造价成本较高；c.超过10 m高填土盖板涵对结构施工质量要求较高，易存在施工质量隐患，影响结构安全可靠性.比选方案2:重新挖除路基，拆除原有盖板涵，根据实际填土高度采用钢筋混凝土箱涵代替原有盖板涵.优点：a.结构简单，思路明确；b.施工难度较低；c.针对高填土涵洞，钢筋混凝土箱涵结构安全可靠.缺点：a.重新开挖影响整体形象和施工进度；b.造价成本高，拆除原有盖板涵造成浪费.比选方案3:锚杆加钢筋混凝土面板加固［2］.采用该方法可较大幅度的提高构件的承载能力和抗弯性能，增强其延性，既阻止了原结构继续变形和破坏，又充分发挥原结构的作用，达到共同承受外荷载.具体方案为：混凝土面板强度等级C30，锚杆20@50 cm@50 cm梅花形布置，面板厚度30 cm，按最小配筋率配筋，底部铺筑厚10 cm的C15片石混凝土增强边墙间的支持.优点：a.思路明确；b.造价成本较低；c.对施工整体形象和施工进度影响不大.缺点：a.影响涵洞过水面积，受涵洞过水面积限制；b.加固后结构安全可靠性有待考验；c.施工复杂. 比选方案4:内嵌整体式箱涵加固.在盖板涵内嵌整体式箱涵，增加盖板涵的整体刚度，减小结构的内力和变形，阻止裂缝的继续扩展，充分利用原有结构，保证新老结构共同受力.优点：a.思路明确；b.造价成本较低；c.加固效果好，结构安全可靠；d.对施工整体形象和施工进度影响不大.缺点：a.影响涵洞过水面积，受涵洞过水面积限制；b.施工稍复杂.方案1和方案2需重新挖除路基，影响整体形象和施工进度，同时造价较高；方案3虽然对施工整体形象和施工进度影响不大，但加固后结构安全可靠性有待考验；方案4改变了涵洞的结构体系，充分利用了原有结构，较为经济合理.经过经济核算及结构计算分析，综合考虑现场实际情况，决定采用方案4整体式箱涵加固方式.第9期王恭兴：高填土盖板涵压裂加固设计武汉工程大学学报第36卷1.2加固设计方案对于2道净宽×净高为2.1 m×2.0 m的盖板涵内嵌箱涵为1.5 m（净跨）×1.4 m（净高），对于1道净宽×净高为2.1 m×2.5 m的盖板涵内嵌箱涵为1.5 m（净跨）×1.9 m（净高），两种箱涵的材料、配筋及其他尺寸相同.截面尺寸：侧墙、底板与顶板厚30 cm，顶倒角与底倒角20 cm×20 cm(图1).主要材料：箱涵采用C30混凝土，箱涵涵身配筋为HRB400钢筋，主筋采用20@150.为了加强与原结构的结合，对原涵盖板做梅花型植筋.同时对于盖板部分外露钢筋进行除锈处理，对侧墙及盖板裂缝采用C40号混凝土、环氧树脂砂浆填补［3］.图1箱涵内嵌加固横断面图和配筋图（单位：mm）Fig.1Culvert cross section and reinforcement figure（Unit：mm）1.3设计计算要点和参数箱涵结构计算针对1.5 m（净跨）×1.9 m（净高）箱涵进行验算，箱涵填土高度选用三处涵洞涵顶最大覆土高度13.5 m.a.箱涵按钢筋混凝土框架梁构件设计，并对侧板按偏心柱构件进行核算.b.根据本箱涵特点，利用有限元软件，建立平面杆系模型，对箱涵进行整体计算.c.冲击系数：不计冲击效应.根据箱涵受力的特点，结合实际的边界条件，利用Midas软件，建立平面杆系模型，对单位长度箱涵进行整体受力分析，并对箱涵截面抗弯、抗剪、裂缝宽度进行验算.箱涵采用梁单元模拟，具体模型如图2.考虑土的弹性支撑作用，对箱涵底板采用弹性支撑模拟，并限制箱涵水平位移.根据《公路桥涵地基与基础设计规范》（JTG D63-2007）第P.0.2条，地基竖向抗力系数为C0=m0×h（当h<10 m时，取C0=10×m0），其中m0为地基竖向抗力系数的比例系数，根据地基土分类、状态查表P.0.2-1，取m0=50 000 kN/m4，图2中底板节点竖向弹性系数按照单元长度依次输入数据如表1（按从左至右的顺序）.图2箱涵有限元计算模型Fig.2Culver finite element model表1节点地基竖向抗力系数Table1Noder vertical resistance coefficient of foundation节点12竖向抗力系数C0180 000140 000节点34竖向抗力系数C0168 000176 000节点56竖向抗力系数C0176 000176 000节点78竖向抗力系数C0176 000176 000节点910竖向抗力系数C0140 000180 000 荷载施加［45］：箱涵覆土厚度：13.5 m；土的内摩擦角：30°；粘聚力C：0；填土容重：18 kN/m3a.自重：考虑1.05的增大系数b.竖向土压力：qv=KγH=243 kN/m2c.水平静土侧压力：顶板处：qH1=（1-sinΦ）γH=121.5 kN/m2底板处：qH2=（1-sinΦ）γ（H+h）=144 kN/m2d.汽车荷载：根据公路涵洞设计细则（JTG/T D65-04-2007）第9.2.3条规定，计算涵洞顶上车辆荷载引起的竖向土压力时，车轮按其着地面积的边缘向下作30°角分布.当几个车轮的压力扩散线相重叠时，扩散面积以最外边的扩散线为准.汽车后轮着地宽度0.6 m，一个汽车后轮横向扩散宽度为：0.6/2+Htan30°=8.09 m>1.8/2故横向分布宽度为(两车道)：b=(8.09×2+1.3+1.8×2)/4=5.27 m汽车后轮着地长度0.2 m，一个汽车后轮纵向扩散宽度为：0.2/2+Htan30°=7.89 m>7.0/2>1.4/2故纵向分布:a=(1.4+7.0×2)/2=7.7 m车辆荷载等效垂直压力：q车 =∑G/(a×b)=70/（5.27×7.7）=1.73 kN/m2；车辆荷载等效水平压力：e车=q车tan2(45°-φ/2)=0.58 kN/m2.1.4结构计算a.荷载组合.荷载组合见表2. 表2荷载组合表Table 2Load combination状态描述承载能力极限状态基本组合: 1.2恒载+1.2竖向土压力+1.4水平土压力承载能力极限状态基本组合: 1.2恒载+1.2竖向土压力+1.4水平土压力+1.4可变荷载承载能力极限状态基本组合: 1.0恒载+1.0竖向土压力+1.0水平土压力承载能力极限状态基本组合: 1.0恒载+1.0竖向土压力+1.0水平土压力+1.4可变荷载正常使用状态基本组合: 1.0恒载+1.0竖向土压力+1.0水平土压力+0.7可变荷载正常使用状态基本组合: 1.0恒载+1.0竖向土压力+1.0水平土压力+0.4可变荷载b.箱涵受力分析.在最不利基本组合、短期效应组合和长期效应组合作用下，箱涵弯矩如图3、图4、图5所示. 图3箱涵弯矩图（基本组合）Fig.3Culvert bending moment diagram(fundamental combination) 图4箱涵弯矩图（短期效应组合）Fig.4Culvert bending moment diagram(combination for shortterm action effects ) 图5箱涵弯矩图（长期效应组合）Fig.5Culvert bending moment diagram(combination for longterm action effects )在最不利基本组合、短期效应组合和长期效应组合作用下，箱涵剪力如图6、图7、图8所示. 图6箱涵剪力图（基本组合）Fig.6Culvert shear force diagram (fundamental combination) 图7箱涵剪力图（短期效应组合）Fig.7Culvert shear force diagram (combination for shortterm action effects) 图8箱涵剪力图（长期效应组合）Fig.8Culvert shear force diagram (combination for longterm action effects)在最不利基本组合、短期效应组合和长期效应组合作用下，箱涵轴力如图9、图10、图11所示. 图9箱涵轴力图（基本组合）Fig.9Culvert axial force diagram (fundamental combination) 图10箱涵轴力图（短期效应组合）Fig.10Culvert axial force diagram (combination for shortterm action effects) 图11箱涵轴力图（长期效应组合）Fig.11Culvert axial force diagram (combination for longterm action effects)在基本组合、短期效应组合、长期效应组合作用下，箱涵弯矩、剪力、轴力汇总如表3.表3箱涵内力表Table 3Culvert internal forces项目最大正弯矩/最大负弯矩/最大剪力/最大轴力/kN·mkN·mkNkN基本组合46.3-111.3274.7-298.3短期效应组合43.1-83.9228.2-247.9长期效应组合43.0-83.7227.7-247.4c.结果分析.在基本组合作用下：顶板跨中20号单元出现最大正弯矩值，经验算γMu=0.9×46.3=41.7 kN·m≤Mn=fsdAs(h0-as′)=330.00×2 199.40×(250.00-50.00)×10-6=145.16 kN·m正截面抗弯验算满足要求［6］.两侧侧板顶部20、29号节点处最大负弯矩值，经验算γMu=0.9×111.3=100.2 kN·m≤Mn=fcdbx(h0-x/2)+fsdAs(h0-as′)=13.80×1 000.00×105.19×(350.00-105.19/2)+330.00×0.00×(350.00-0.00)=431.72 kN·m正截面抗弯验算满足要求.箱涵正截面抗弯承载力所需主筋量估算如表4，主筋采用20@150，按双筋矩形截面进行配筋.表4正截面抗弯主筋用量估算 Table 4Flexural reinforcement amount estimation 项目位置顶板侧板底板端点跨中上端点下端点跨中端点跨中主筋估算面积/mm2外侧425.801 968. 01 864.4000内侧01 056.300972.80895.52加固施工要点 a.施工前对原涵外观和破损部位做全面检查，并做好标记. b.分段加固施工，第一段选取道路中心线对应的涵节，分段长度根据原涵长度和沉降缝进行分段，不宜过长. c.为确保施工安全，施工前做好临近段墙身的支撑，施工中采用枕木加钢管支撑. d.施工工序：墙身凿毛、清洗→绑扎箱涵底板及侧墙钢筋→浇注底板混凝土→立侧模→浇注侧墙混凝土→拆模（混凝土80%强度）. e.浇注靠近盖板侧墙时，应预留50 cm与顶板同期浇注. f.对原顶面盖板植筋时，钻孔应避开原板受力钢筋及盖板绞缝，植筋与受力主筋点焊形成整体. g.两端对称施工，直至完成整个涵洞加固.3结语高填土盖板涵因上覆填土荷载较大，应重视盖板涵施工质量，特别是因地基承载力不足导致沉降不均匀引起的压裂及由于墙台强度不满足规范要求等施工质量问题引起的盖板涵压裂变形.在不影响涵洞过水断面的情况下，采用内嵌整体式箱涵的加固方法，加固效果好，结构安全可靠性高，对正常运营的各等级公路旧涵加固不中断交通具有明显意义.致谢感谢中南勘测设计研究院移民工程处黄列夫、昌盛、刘小明在论文撰写过程中给予的支持与帮助.