唐 楊, 王國煒, 王大為, 林錦霞, 譚紅梅

(1.五峰土家族自治縣農(nóng)村公路管理所，湖北 宜昌 443413；2.濟南金衢公路勘察設(shè)計研究有限公司，山東 濟南 250101；3.溫州市交通規(guī)劃設(shè)計研究院，浙江 溫州 325000；4.中國電建集團華東勘測設(shè)計研究院有限公司，浙江 杭州 311122；5.重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074)

唐楊,王國煒,王大為，等.某鋼筋混凝土箱涵套箱加固仿真分析[J].石家莊鐵道大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2022,35(1):13-18.

涵洞是指單跨跨徑小于5 m的橋梁結(jié)構(gòu)，在公路工程、水利工程中具有廣泛的應(yīng)用。由于涵洞跨徑小、結(jié)構(gòu)構(gòu)造較為簡單，工程建設(shè)人員在涵洞的設(shè)計和施工上不夠重視，較多的涵洞出現(xiàn)了嚴重的病害，涵洞在運營不久甚至在施工過程中就需要進行加固處理。

通過調(diào)查研究發(fā)現(xiàn)，箱涵主要出現(xiàn)混凝土剝落、裂縫、鋼筋銹蝕、變形縫滲水等病害，其中裂縫病害尤為突出。在鋼筋混凝土箱涵的加固方面已經(jīng)有過不少工程實踐研究，彭敏[1]對某水庫箱涵進行病害調(diào)查研究發(fā)現(xiàn)在箱涵的頂板跨中位置附近出現(xiàn)縱向貫通裂縫，采用2箱改4箱(增設(shè)30 cm厚中墻)、在中墻負彎矩區(qū)增設(shè)鋼板的加固方法，這種增設(shè)中墻的加固方法在樂灘水庫引水灌區(qū)的二期工程[2]中也得到了運用。林元錚等[3]對某在役箱涵進行病害檢測發(fā)現(xiàn)，腹板有19處豎向裂縫，頂板有5處縱向裂縫和32處橫向裂縫，通過加固方案的對比，最終選用粘貼碳纖維布對該箱涵進行加固補強。王志福[4]對某高速公路的鋼筋混凝土箱涵進行病害檢查后發(fā)現(xiàn)，在箱涵的頂板和底板出現(xiàn)4條縱向貫通裂縫，且裂縫深度和寬度較大，最終采用頂升后粘貼A3鋼板加固。李斌等[5]針對車輛荷載增大導(dǎo)致箱涵承載能力不足的現(xiàn)狀，采用鋼管支撐法對箱涵進行加固，保證了工程的安全性和可靠性。鄒早銀[6]針對某箱涵的溶蝕破壞，采用掛網(wǎng)噴射混凝土進行加固補強。綜合以上加固方法來看，箱涵采用套箱加固法(在箱涵內(nèi)部增設(shè)新的箱涵，與舊箱涵協(xié)同受力)的尚不多見，而這種增大截面的加固思想在隧道加固[7-9]、管涵加固[10-11]上較為常見，即套拱加固法和套管加固法。

現(xiàn)以某箱涵為例，考慮混凝土的材料非線性，采用套箱加固法對某箱涵加固前后的力學(xué)性能做對比分析，從數(shù)值計算上研究套箱加固法在箱涵加固方面的有效性。

圖1 箱涵截面尺寸(單位：mm)

1 工程概況

某舊箱涵外輪廓截面尺寸為2 440 mm×2 000 mm，內(nèi)輪廓截面尺寸為2 000 mm×1 500 mm，內(nèi)、外輪廓在角隅位置均有50 mm的倒直角，頂、底板厚度為250 mm，腹板厚度為220 mm。舊箱涵的結(jié)構(gòu)形式為C30鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，縱向鋼筋和箍筋均為HRB335級，縱向鋼筋截面直徑為16 mm，箍筋為12 mm，箱涵的截面尺寸如圖1所示。內(nèi)部套箱的板厚取200 mm，其混凝土強度等級與舊箱涵相同。

2 分析思路

圖2 有限元模型

計算分析采用Midas FEA 3.7.0有限元軟件。箱涵取1.0 m長度建立其幾何模型，根據(jù)圣維南原理，在箱涵四周取2.5 m厚度的土體建立土體的幾何模型。劃分有限元網(wǎng)格時，箱涵和土體采用四面體實體單元，鋼筋采用程序內(nèi)置的植入式鋼筋單元。由于舊箱涵的頂、底板內(nèi)側(cè)存在一定裂縫和混凝土剝落，在舊箱涵的建模過程中將頂、底板的截面進行削弱，頂、底板跨中的最大削弱深度為4 cm，削弱截面一直延伸到倒角位置(削弱深度為0)，跨中到倒角之間的截面削弱深度以圓弧線過渡，圓弧半徑約為11.3 m，在套箱施工前采用與舊箱涵相同強度等級的小石子混凝土進行修補。計算分析中舊箱涵與削弱部分混凝土、套箱混凝土之間采用共節(jié)點連接，在土體與鋼筋混凝土箱涵之間采用接觸對進行模擬，剛度比例因子設(shè)置為1，靜態(tài)摩擦系數(shù)設(shè)置為0.4，有限元模型如圖2所示。

C30混凝土的本構(gòu)模型設(shè)置為總應(yīng)變裂縫模型，彈性模量為30 000 MPa，容重為25 kN/m3，泊松比為0.2，抗拉強度設(shè)計值為1.39 MPa，抗壓強度設(shè)計值為13.8 MPa，受拉函數(shù)設(shè)置為常數(shù)函數(shù)，受壓函數(shù)設(shè)置為Thorenfeldt函數(shù)，混凝土的拉、壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖3所示，圖3中,ft為混凝土的抗拉強度標準值，fp為混凝土的抗壓強度標準值。鋼筋的本構(gòu)模型設(shè)置為彈性模型，彈性模量為210 GPa，容重為78.5 kN/m3，泊松比為0.3。土體的本構(gòu)模型設(shè)置為摩爾-庫倫模型，彈性模量為81 MPa，容重為20 kN/m3，泊松比為0.25，黏聚力為118 kPa，摩擦角為22°，剪膨脹角為0°。

圖3 混凝土非線性本構(gòu)關(guān)系

荷載上，考慮頂部土壓力、卸載土壓力和混凝土濕重。頂部土壓力考慮為10 m厚度的填土，土壓力以面壓力的形式施加于頂部土單元的表面上，大小為0.2 MPa。卸載土壓力，即在內(nèi)箱施工前挖除部分頂部土體，將挖除厚度設(shè)置為5 m，卸載土壓力為0.1 MPa。在內(nèi)箱混凝土達到強度之前，混凝土的濕重施加于外箱的底板內(nèi)側(cè)，根據(jù)豎向投影的混凝土體積計算混凝土的濕重，同樣以面壓力的形式施加。邊界上，固結(jié)底部土體表面，兩側(cè)土體約束水平位移。

采用施工階段分析模擬鋼筋混凝土箱涵的整個加固過程，主要分為5個施工階段模擬。第1個施工階段模擬舊箱涵加固前的受力狀態(tài)；第2個施工階段鈍化頂部土壓力，激活卸載土壓力，模擬內(nèi)箱施工前挖除頂部5 m填土后鋼筋混凝土箱涵的受力狀態(tài)；第3個施工階段修補頂、底板削弱部分的剝落混凝土，直接激活修補混凝土；第4個施工階段澆筑內(nèi)箱，激活混凝土的濕重；第5個施工階段為加固后鋼筋混凝土箱涵的受力狀態(tài)，鈍化混凝土的濕重和卸載土壓力，激活內(nèi)箱混凝土結(jié)構(gòu)和頂部土壓力。分析控制中將計算方法設(shè)置為Newton Raphson迭代法，勾選材料非線性、自動荷載步，最大荷載步設(shè)置為100，初始荷載因子設(shè)置為0.1，最小荷載因子設(shè)置為1e-5。

3 加固前后對比分析

3.1 位移分析

通過計算，提取第1、第5施工階段鋼筋混凝土箱涵的位移結(jié)果如圖4、圖5所示。

圖4 加固前的位移

圖5 加固后的位移

由圖4可以看出，加固前鋼筋混凝土箱涵的水平位移最大值出現(xiàn)在腹板位置，左側(cè)腹板的水平位移最大值約0.40 mm，右側(cè)腹板的水平位移最大值約0.39 mm，腹板均表現(xiàn)為向外側(cè)的位移，計算得到鋼筋混凝土箱涵的水平變形為0.79 mm；加固前鋼筋混凝土箱涵的豎向位移最大值出現(xiàn)在頂板，約8.01 mm，豎向位移最小值出現(xiàn)在底板，約6.31 mm，計算得到鋼筋混凝土箱涵的豎向變形約為1.70 mm。

由圖5可以看出，加固后鋼筋混凝土箱涵的水平位移最大值同樣出現(xiàn)在腹板，左側(cè)腹板的水平位移最大值約0.25 mm，右側(cè)腹板的水平位移最大值約0.24 mm，腹板均表現(xiàn)為向外側(cè)的位移，計算得到鋼筋混凝土箱涵的水平變形約為0.49 mm，相比于加固前鋼筋混凝土箱涵的水平變形下降0.30 mm，降低幅度為37.97%；加固后鋼筋混凝土箱涵的豎向位移最大值出現(xiàn)在頂板，約7.63 mm，外箱的豎向位移最小值出現(xiàn)在底板，約6.56 mm，計算得到鋼筋混凝土箱涵的豎向變形約為1.07 mm，相比于加固前鋼筋混凝土箱涵的豎向變形下降0.63 mm，降低幅度為37.06%。

3.2 混凝土應(yīng)力分析

通過計算，提取第1、第5施工階段鋼筋混凝土箱涵的應(yīng)力結(jié)果如圖6、圖7所示。

圖6 加固前的應(yīng)力

圖7 加固后的應(yīng)力

由圖6(a)可以看出，加固前鋼筋混凝土箱涵的水平拉應(yīng)力和水平壓應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在底板跨中附近，底板的內(nèi)緣有水平拉應(yīng)力最大值，約2.01 MPa，底板的外緣有水平壓應(yīng)力最大值，約5.31 MPa。由圖6(b)可以看出，加固前鋼筋混凝土箱涵的豎向拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在頂板與腹板角隅位置的外緣，約1.65 MPa，豎向壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)在底板與腹板角隅位置的內(nèi)緣，約6.62 MPa。由圖6(c)可以看出，加固前鋼筋混凝土箱涵的主拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在底板的內(nèi)緣，約2.01 MPa，達到C30混凝土抗拉強度標準值，主壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)在底板與腹板角隅位置的內(nèi)緣，約0.93 MPa。

由圖7(a)可以看出，加固后鋼筋混凝土箱涵的水平拉應(yīng)力和水平壓應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在外箱底板跨中附近，底板的內(nèi)緣有水平拉應(yīng)力最大值，約1.17 MPa，相比于加固前鋼筋混凝土箱涵的水平拉應(yīng)力最大值下降0.84 MPa，降低幅度為41.79%；底板的外緣有水平壓應(yīng)力最大值，約3.62 MPa，相比于加固前鋼筋混凝土箱涵的水平壓應(yīng)力最大值下降1.69 MPa，降低幅度為31.83%。

由圖7(b)可以看出，加固后鋼筋混凝土箱涵的豎向拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在外箱腹板與底板角隅位置的外緣附近，約1.10 MPa，相比于加固前鋼筋混凝土箱涵的豎向拉應(yīng)力最大值下降0.55 MPa，降低幅度為33.33%；豎向壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)在外箱腹板與頂板角隅位置的內(nèi)緣附近，約2.48 MPa，相比于加固前鋼筋混凝土箱涵的豎向壓應(yīng)力最大值下降4.14 MPa，降低幅度為62.54%。

由圖7(c)可以看出，加固后鋼筋混凝土箱涵的主拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在外箱底板的內(nèi)緣附近，約1.21 MPa，相比于加固前鋼筋混凝土箱涵的主拉應(yīng)力最大值下降0.80 MPa，降低幅度為39.80%；主壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)在內(nèi)箱底板與腹板角隅位置的內(nèi)緣，約0.41 MPa，相比于加固前鋼筋混凝土箱涵的主壓應(yīng)力最大值下降0.52 MPa，降低幅度為55.91%。

3.3 鋼筋應(yīng)力分析

通過計算，提取第1、第5施工階段鋼筋的應(yīng)力結(jié)果如圖8所示。

圖8 鋼筋應(yīng)力

由圖8可以看出，加固前后鋼筋混凝土箱涵的頂、底板內(nèi)側(cè)鋼筋有較大的拉應(yīng)力，頂、底板外側(cè)的鋼筋有較大壓應(yīng)力，腹板的鋼筋應(yīng)力相比于頂、底板較小。加固前的鋼筋拉應(yīng)力最大值為43.76 MPa，鋼筋的壓應(yīng)力最大值為52.36 MPa；加固后鋼筋拉應(yīng)力最大值為27.31 MPa，鋼筋壓應(yīng)力最大值為31.81 MPa。相比于加固前鋼筋的最大拉應(yīng)力下降16.45 MPa，降低幅度為37.59%；相比于加固前鋼筋的壓應(yīng)力最大值下降20.55 MPa，降低幅度為39.25%。

3.4 裂縫分析

通過計算，提取第1、第5施工階段鋼筋混凝土箱涵的裂縫結(jié)果如圖9所示。

圖9 裂縫分布及寬度

由圖9可以看出，加固前后鋼筋混凝土箱涵的裂縫主要分布在外箱頂、底板的內(nèi)緣，在頂、底板的跨中位置有較大的裂縫寬度，外箱腹板靠近頂、底板的外緣有少量裂縫。加固前鋼筋混凝土箱涵的裂縫寬度最大值為0.009 mm，加固后鋼筋混凝土箱涵的裂縫寬度最大值為0.005 mm，相比于加固前鋼筋混凝土箱涵的裂縫寬度最大值下降0.004 mm，降低幅度為44.44%。

4 結(jié)論

以某鋼筋混凝土箱涵為例，通過對比分析鋼筋混凝土箱涵加固前后的變形和應(yīng)力，得到以下結(jié)論。

(1)采用套箱法加固鋼筋混凝土箱涵可以有效降低箱涵的結(jié)構(gòu)變形、應(yīng)力以及裂縫寬度，加固效果較為明顯。

(2)加固前鋼筋混凝土箱涵的主拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在底板的內(nèi)緣，加固后主拉應(yīng)力最大值的位置變化不大，仍出現(xiàn)在外箱底板的內(nèi)緣。同時鋼筋應(yīng)力的較大區(qū)域、混凝土裂縫較為集中區(qū)域都出現(xiàn)在外箱頂、底板的內(nèi)側(cè)，在實際加固過程中，需要格外關(guān)注外箱頂、底板的內(nèi)側(cè)。