某特大跨双索面混凝土斜拉桥在最大双悬臂状态下索塔上起火致主梁一端单侧9根斜拉索断裂，导致混凝土主梁强受扭损伤严重，虽然裂纹在索力恢复后有相当程度的闭合，但这样的主梁是否还能修复使用，是个难以抉择的问题。为研究强扭损伤后的主梁在加固后的刚度^[1-5]、抗弯极限承载力^[6-9]等问题，开展强扭损伤箱梁加固性能试验。

针对加固梁的受力性能国内外做了很多试验研究^[10-13]，取得了丰硕的成果。R.N.Swamy研究了黏贴钢板加固对混凝土箱梁的抗剪性能的影响^[14]；刘祖华以弹性梁理论为基础，推导出钢板拉应力和加固梁挠度的解析解^[15]；朱海峰针对未损伤箱梁锚贴钢板加固后的刚度、强度开展了相关试验研究^[16]。但鲜见对PC斜拉桥箱梁受压、弯、剪、扭复合受力，特别是箱梁受强扭转损伤加固后的刚度、承载力等方面的研究。

在此，该文作者以某特大斜拉桥为例研究该主梁受特殊强扭转荷载下灌浆-锚钢加固的可行性，并依据常用规范公式计算箱梁抗弯极限承载力及正常使用极限状态下的变形、裂缝特征，以此评估规范中相应计算公式的适用性。

该特大斜拉桥主梁强受扭损伤后，主要加固方案为：对裂缝进行化学灌浆处理，依靠粘结剂的粘结力将结构内部组织尽可能地结合为整体，使其恢复应有强度；腹板锚贴钢板及优化桥面铺装，将受损梁段原10 cm厚铺装层优化为5 cm厚UHPC超高性能混凝土和5 cm厚沥青铺装层。为了研究该加固方案的可行性，开展了钢筋混凝土箱梁的加固试验研究。采用实桥中箱室截面相似比1:4作为模型梁的截面形式，模拟4段梁的长度，模拟实桥损伤后(模型梁大部分裂缝宽度为0.2 mm，裂缝间距为10 cm左右，裂缝夹角绝大部分为45°左右)，试验梁依据实桥加固方案等效加固处理，模型梁立面图见图 1，普通钢筋及预应力筋布置图见图 2(体外预应力模拟斜拉索水平分力)。

图 1 模型梁立面图(单位：cm) Fig. 1 Elevation view of model girder(unit:cm)

图 2 普通钢筋及预应力筋布置图(单位：cm) Fig. 2 Layout of common steel rebar and prestressed steel rebar (unit: cm)

预制箱梁每段梁的长度为2 m，总长8 m，梁高0.8 m，主梁采用C55混凝土，普通钢筋型号为HRB400，预应力筋采用抗拉强度f_p为1 860 MPa的高强、低松弛钢绞线，其直径为15.22 mm。

各材料特性由试验得出：混凝土标准立方体抗压强度f_cu=55.5 MPa，轴心抗压强度f_c=44.9 MPa，弹性模量E_c=3.62×10⁴ MPa。

普通钢筋HRB400的屈服强度f_yR=409 MPa，弹性模量E_sR=2.0×10⁵ MPa。

裂缝灌浆加固材料的性能指标如表 1所示。

实桥顶板浇注一层超高性能混凝土STC，弹性模量为3.76×10¹¹ Pa，厚度为5 cm，模型梁相似比为1:4，相似厚度为1.25 cm，考虑到实际施工的可行性，依据刚度等效原则，采用材质为Q235的钢板替换，等效厚度为0.24 cm，钢板及STC层对结构强度贡献为5%左右，差异不大。

实桥开裂箱梁腹板锚贴钢板加固示意图见图 3。

图 3 实桥开裂箱梁腹板锚钢加固(单位：cm) Fig. 3 Steel anchoring reinforcement of cracked box girder webs (unit: cm)

模型梁灌浆加固见图 4，模型梁锚钢加固见图 5、图 6。

图 4 模型梁顶板裂缝灌浆 Fig. 4 Crack grouting of model beam roof

图 5 模型梁顶板锚钢加固 Fig. 5 Steel anchoring reinforcement of model beam roof

图 6 模型梁腹板锚钢加固 Fig. 6 Steel anchoring reinforcement of model beam web

模型梁位移及应变测点布置在各支点、2分点及各4分点位置，其截面挠度及应变测点如图 7所示。

图 7 测点布置(单位：cm) Fig. 7 Layout of measuring points (unit:cm)

模型梁裂缝灌浆及顶、腹板黏贴钢板加固后竖向弯曲性能试验→加固模型梁横向弯曲性能试验→加固模型梁扭转性能试验→压弯破坏试验。

加载装置采用MTS，端部加载图示如图 8所示, 跨中位置固结，2个作动器同时提供相同的向上或向下的力来增加主梁跨中截面所需正弯矩或者负弯矩。

图 8 竖向弯曲试验加载 Fig. 8 Vertical bending loading test

主梁承受正、负弯矩时，悬臂端荷载位移曲线如图 9、图 10所示。

图 9 主梁受正弯矩时悬臂端荷载位移曲线 Fig. 9 Load-displacement curves of cantilever end of main girder subjected to positive moment

图 10 主梁受负弯矩时悬臂端荷载位移曲线 Fig. 10 Load-displacement curves of cantilever end of main girder subjected to negative moment

由图 9、图 10可知：

(1) 主梁受正、负弯矩时悬臂端荷载位移曲线基本为直线，加卸载之后残余变形均较小，说明加固模型梁在压弯试验荷载下弹性性能良好。

(2) 由图 9试验数据可反算加固模型梁抵抗正弯矩时的抗弯刚度为1 472.9×10⁶ N·m²，与加固前抵抗正弯矩刚度1 040.5×10⁶ N·m²(此数据为受损模拟试验所得，因篇幅有限不详细说明)对比提高32.1%，与未受损梁初始弯曲刚度1 346.1×10⁶ N·m²对比增大9.42%；由图 10可反算加固模型梁抵抗负弯矩时的抗弯刚度为1 320.5×10⁶ N·m²，与加固前抵抗负弯矩900.3×10⁶ N·m²刚度对比提高35%，与未受损梁初始弯曲刚度对比相差-1.88%。这说明受损梁加固后弯曲刚度基本能恢复到未受损状态。

横向力加载以跨中受拉侧腹板不产生拉应力为原则，得到加载端最大值为190.8 kN，试验加载如图 11所示。

图 11 横向弯曲试验 Fig. 11 Transverse bending test

悬臂端荷载位移曲线见图 12。由试验数据可反算加固模型梁的实际抗弯刚度为4 179.76×10⁶ N·m²，与加固前横向弯曲刚度3 202.7×10⁶ N·m²对比增加33.1%，与未受损梁初始弯曲刚度对比相差-5.73%。由于横向抗弯刚度比竖向弯曲刚度大得多，而施加的荷载较小，横向限位装置在实验室很难完全限位，导致刚体位移较大，故试验数据存在一定误差。

图 12 悬臂端荷载位移曲线 Fig. 12 Load-displacement curves of cantilever end

对模型梁进行了正扭(受损扭矩方向)及反扭工况加载，扭转荷载施加见图 8，2个作动器分别提供相反的荷载方向，荷载位移曲线如图 13所示。

图 13 悬臂端荷载位移曲线 Fig. 13 Load-displacement curves of cantilever end

由试验数据可反算加固模型正扭的抗扭刚度为1 710.9×10⁶ N·m²，与加固前对比提高38.4%；加固模型反扭的抗扭刚度为1 741.01.63×10⁶ N·m²，与加固前对比提高36.4%。

斜拉桥主梁在施工过程中受扭主要由不平衡索力及临时荷载的不平衡导致，运营阶段主梁受扭主要由活载的不平衡导致，扭转荷载非常小，在设计中不起控制作用，主要考虑主梁的弯曲受力性能，故对加固模型梁进行压弯破坏试验。

当跨中荷载加载至442 kN时，底板出现第一条裂缝，裂缝宽度为0.02 mm，之后加载跨中位移增长速率明显加大，象征着结构受力步入塑性阶段，当千斤顶施加荷载将近950 kN时，跨中位移达到48.1 mm，此时跨中已经无法采用力值加载，标志着箱梁即将破坏，采用位移加载，跨中位移达到51.1 mm时，结构破坏，箱梁顶板受压区的混凝土仍未出现压溃，箱梁整体上表现出较好的延性，箱梁破坏特征见图 14，荷载-位移曲线与各常用规范公式^[17-19]计算值比较见图 15。

图 14 箱梁破坏特征 Fig. 14 Box girder damage characteristics

图 15 常用规范公式与实测荷载位移曲线比较图 Fig. 15 Comparison of load-displacement curves obtained by commonly used normative formulas and measured curves

试验梁最大裂缝宽度与规范公式比较见表 2，试验梁平均裂缝间距与规范公式比较见表 3。

采用常用规范计算试验梁跨中加载主梁抗弯承载力均为850 kN，实测值为950 kN，箱梁实际承载力为理论计算值的1.18倍，说明加固模型梁的抗弯极限承载力是符合规范要求的。

从图 15可知：采用3种规范计算的正常使用极限状态下试验梁的跨中挠度值都比实测值要大。当荷载为900 kN时，跨中挠度实测值为39.25 mm，GB50010—2010，JTG D62—2012，ACI318M-05的计算值分别为43.15，47，42.15 mm。由此可见，ACI318M-05跨中挠度计算结果与实测值较接近，基本能反映箱梁在正常使用极限状态下的变形性能，其余规范的计算误差均较大。

由表 2(不考虑长期作用影响的裂缝验算)可知：采用3种规范进行计算，试验梁在荷载450 kN时均未开裂。GB50010—2010计算的最大裂缝宽度与实测值较接近，平均误差为8.5%，其余规范计算误差均超过了15%。

由表 3可知：GB50010—2010计算的平均裂缝间距与实测值相差9.1%，其余规范计算误差均较大，综上可知，GB50010—2010关于裂缝的计算基本能反映试验梁的裂缝特性。

(1) 强受扭损伤箱梁采用灌浆-锚钢加固能有效的提高结构的压弯及扭转刚度。

(2) 从箱梁的压弯破坏特征来看，主要由箱梁底板拉裂至钢筋屈服破坏，顶板混凝土没有被压溃，腹板锚贴钢板基本无损坏，但顶板锚贴钢板与混凝土界面发生了剥离现象。

(3) 通过实测数据反映了常用规范对于加固箱梁的抗弯承载力计算基本满足要求；ACI318M-05规范对于箱梁正常使用极限状态下的变形特征吻合良好；GB50010—2010规范关于裂缝的计算基本能反映箱梁的裂缝特性。