空心板橋火災后結構承載能力試驗與安全性評估

張 亮

（上海市浦東新區公路管理署，上海市 210000）

0 前言

2011年10月23日12:50左右，上海市某空心板跨線橋發生火災，火災持續時間約40 min。火災造成部分橋跨受損非常嚴重。為了解橋梁的實際結構受力狀況，判斷其實際承載能力，對其進行了詳細的承載能力試驗與安全性評估，為跨線橋上部結構的加固設計提供技術依據。橋梁火災后的承載能力試驗與安全性評估主要包含兩個方面的內容：（1）靜載試驗；（2）橋梁結構安全性評估。

1 工程背景

某跨線橋主線分上、下行兩幅設置，單幅橋寬15～19 m，上部結構采用先張法預應力空心板梁，梁高為0.9 m，梁寬0.99 m。下部結構采用柱樁式橋墩，蓋梁為鋼筋混凝土矩形蓋梁，基礎為鉆孔灌注樁。跨線橋的設計荷載為：汽車-超20級、掛車-120。火災源位于跨線橋第KZ24、KZ25孔（墩號PZ24～PZ26）正下方的倉庫。受火災影響的橋跨結構的立面圖見圖1所示。經初步判斷，各空心板梁混凝土表面火災溫度500～700℃，部分墩柱、蓋梁表面火災溫度大于800℃[1-2]。

圖1 火災橋跨KZ22～KZ26立面圖（單位：cm）

2 靜載試驗

2.1 試驗荷載

根據靜力荷載效率要求及主要控制斷面的設計內力計算結果，再考慮加載車輛的特性，選用了6輛單車滿載總重約32 t的四軸載重車作加載車輛。實際試驗車輛的前后軸輪距為600 cm，前軸—中前軸輪距為175 cm，兩中軸輪距為290 cm，中后軸—后軸輪距為135 cm左右。

2.2 測試區域、測試內容

根據跨線橋的結構受力特點和火災后的受損狀況，選取KZ24孔右幅橋跨最不利的控制斷面作為靜載試驗的測試位置，具體位置如圖2所示。

圖2 KZ24孔右幅測試斷面示意圖（單位：cm）

測試內容主要包括：（1）跨中斷面S1在相應最不利荷載作用下混凝土應力；（2）四分點斷面S2在相應最不利荷載作用下混凝土應力；（3）S1、S2斷面在相應測試工況最不利荷載作用下主梁撓度；（4）主梁在相應測試工況最不利荷載作用下的支座變形。

2.3 測點布置

靜載試驗中，S1、S2斷面混凝土應力、撓度及支座位移測點、編號見圖3～圖6所示。

圖3 S1、S2斷面應變測點布置圖

圖4 S1斷面撓度測點布置圖

圖5 S1斷面撓度測點布置圖

圖6 PZ24#、PZ25#支座變形測點布置圖

2.4 加載工況與效率

靜載試驗現場加載情況參見圖7所示，各工況具體加載位置見圖8所示。各試驗工況的荷載效率系數介于0.85～1.05之間。

圖7 靜載試驗現場加載實景

圖8 S1、S2斷面對稱加載車輛布置示意圖（單位：cm）

3 結果分析與討論

在現場試驗中，應變片粘帖在已打磨較密實的底板混凝土表面，為了確定密實混凝土（底板平均打磨深度1～2 cm）的彈性模量大小，試驗對密實混凝土進行了回彈值測定。回彈法測定空心板密實混凝土的推定強度為55.4 MPa，混凝土強度離散性小，且均大于設計值（C50）。根據混凝土回彈測試結果，取密實混凝土彈性模量為3.45×104MPa。對靜載試驗中測量得到的應變和變形原始數據進行處理，得到各測試部位在相應試驗荷載下的實測應力和變形。靜載試驗混凝土應力實測結果及與理論值的比較見圖9～圖11所示。

圖9 加載控制斷面對稱加載混凝土應力曲線圖（單位：MPa）

圖10 加載控制斷面偏載混凝土應力曲線圖（單位：MPa）

圖11 S1斷面撓度實測值與理論值比較曲線圖（單位：mm）

火災后靜載試驗測試結果表明：（1）在對稱加載及偏載工況下，除4#板梁外，跨中斷面其余板梁的應力校驗系數均小于1，滿載時，主要測點的應力校驗系數在0.33～0.80之間。（2）在對稱加載工況下，跨中斷面4#板梁在加載過程中應力始終偏大，滿載時應力校驗系數為1.05。（3）在對稱加載及偏載工況下，除4#、5#、11#板梁外，近PZ25墩1/4斷面（S2）其余板梁的應力校驗系數均小于1，滿載時，主要測點的應力校驗系數在0.20～0.85之間。（4）在對稱加載工況下，1/4斷面4#、5#板梁在加載過程中應力始終偏大，滿載時應力校驗系數在1.03～1.34之間；偏載工況下，1/4斷面11#板梁在加載過程中應力校驗系數始終大于1，滿載時為1.12。（5）在各測試工況下，跨中及1/4斷面所有測點的撓度校驗系數均小于1，滿載時各斷面測點的撓度校驗系數在0.28～0.63之間。（6）在各測試工況下，各板梁撓度實測橫向分布與理論計算相吻合。（7）各控制荷載卸載后的結構相對殘余應變和相對殘余撓度均遠小于20%，表明試驗過程中橋梁一直處于彈性工作階段。

4 橋梁結構安全性評估

根據火災后橋跨結構各部件的技術狀況檢測與承載能力試驗結果，對火災孔(KZ24～KZ25)橋梁結構進行安全性評估。結果表明：（1）靜力試驗荷載下，各板梁撓度實測橫向分布與理論計算相吻合，且實測值均小于理論計算值。表明火災后該橋跨結構仍具有承受預定設計荷載的剛度。（2）靜力試驗荷載下，除4#、5#、11#板梁外，其余空心板控制斷面的實測應力增量小于相應的理論計算值，其實際強度滿足設計荷載要求。（3）靜力試驗荷載下，4#、5#、11#空心板控制斷面的實測應力增量大于相應的理論計算值。根據現行《公路橋梁承載能力檢測評定規程》（JTG/T J21-2011）第8.3.1條[3]，可判定4#、5#、11#空心板不具備承受預定設計荷載的強度。

總的來說，試驗橋跨1#～3#、6#～10#、12#～15#空心板梁的靜力性能滿足規范要求，具有承受預定設計荷載的強度和剛度；4#、5#、11#空心板梁的實際承載能力不滿足規范要求。

5 結論

火災后，KZ24、KZ25孔結構已產生損傷，橋梁結構部分空心板梁的實際承載能力降低。試驗橋跨1#～3#、6#～10#、12#～15#空心板梁的靜力性能滿足規范要求，具有承受預定設計荷載的強度和剛度；4#、5#、11#空心板梁的實際承載能力不滿足規范要求。

[1]黃偉利，徐志勝.回彈儀檢測高溫后普通混凝土抗壓強度的試驗研究[J]，四川建筑科學研究，2005，31（5）：56-59.

[2]李毅，項貽強，王建江.火災后橋梁結構的損傷檢測及安全性評估[J].中國市政工程，2006，123（5）：26-27.

[3]JTG/TJ21-2011，公路橋梁承載能力檢測評定規程[S].