基于靜力荷載試驗的橋梁狀態評估

李永琴

（山西建筑職業技術學院，山西 太原 030006）

通過靜力荷載試驗進行橋梁狀態評估，在好多國家均有使用，尤其是針對新建橋梁。但是各國規范對靜力荷載試驗的規定并不完全一致[1-2]。為此，本文以某新建連續梁橋為例，闡述我國規范靜力荷載試驗方法，包括加載確定、現場試驗與結果評定等。

1 工程概況

道路等級為城市支路Ⅱ級，設計車速為20 km/h，設計斷面為單向單車道，橋梁荷載標準為公路-Ⅱ級車道荷載，環境類別為Ⅱ類。

橋梁上部結構采用現澆連續箱型梁結構，如圖1所示，共3聯，跨徑分布為：

第一聯：K0+000—K0+067，33.5+33.5=67 m；

第二聯：K0+067—K0+132.5，22+23.5+20=65.5m；

第三聯：K0+132.5—K0+216.5，28+28+28=84 m。

圖1 橋型平面布置示意圖

橋梁斷面全寬均為8 m，單車道設計標準。標準斷面橫斷面布置為：0.5 m（防撞護欄）+7.0 m（行車道）+0.5 m（防撞護欄）=8 m。橋梁上部結構均采用單箱單室截面形式，箱梁梁高為1.6 m，頂板寬8 m，懸臂長為1.5 m。

第一聯預應力混凝土箱梁曲線外側跨中位置腹板厚0.5 m，支點位置腹板厚0.65 m；考慮到小半徑平曲線影響，曲線內側腹板加厚以增加結構自重，跨中位置腹板厚0.7 m，支點位置腹板厚0.9 m。第二聯普通鋼筋混凝土箱梁曲線外側跨中位置腹板厚0.5 m，支點位置腹板厚0.6 m；考慮到小半徑平曲線影響，曲線內側腹板加厚以增加結構自重，跨中位置腹板厚0.7 m，支點位置腹板厚0.9 m。第三聯預應力混凝土箱梁跨中位置腹板厚均為0.5 m，支點位置腹板厚均為0.65 m，箱梁頂板、底板厚均為0.2 m。

預應力混凝土箱梁采用C50混凝土，普通鋼筋混凝土箱梁采用C40混凝土，橋面鋪裝為8 cm的防水混凝土與9 cm的改性瀝青混凝土組成。預應力管道成孔采用塑料波紋管，管道摩擦系數μ=0.15，管道偏差系數k=0.001 5。

橋梁上部結構施工采用滿堂支架澆筑法，箱梁預應力采用兩端張拉方式。首先張拉1/2橫隔梁預應力鋼束，再對稱張拉主梁腹板及頂板鋼束，待腹板及頂板鋼束張拉完畢后，張拉剩余橫隔梁預應力鋼束。本聯所有預應力未張拉完不得拆除本聯支架。第二聯鋼筋混凝土箱梁必須在相鄰聯預應力混凝土箱梁的腹板鋼束全部張拉完畢后澆筑。

2 控制荷載確定

為了確定靜力荷載試驗加載的大小，運用大型通用有限元軟件Midas Civil 2010建立空間有限元模型。各聯的邊跨跨中、中跨跨中與墩頂截面的內力影響線如圖2所示。

圖2 影響線提取匯總

根據各截面影響線進行公路-Ⅱ級車道荷載加載計算。計算時按單車道考慮，箱梁偏載系數為1.15，即橫向分布系數為1×1.15=1.15；沖擊系數取值按照規范計算。加載荷載效率見表1，實際加載對應理論撓度值見表2。

表1 加載荷載效率

表2 實際加載對應理論撓度值 mm

3 現場試驗

根據該橋梁受力特點，測試斷面選取9個斷面：第一聯：0～1號跨中截面，1～2號跨中截面，1號墩墩頂截面；第二聯：2～3號跨中截面，3～4號跨中截面，3號墩墩頂截面；第三聯：6～7號跨中截面，7～8號跨中截面，7號墩墩頂截面。

首先利用各截面的彎矩、撓度影響線，確定其最不利荷載位置，然后用滿足規范要求的試驗車隊進行加載，測出各控制截面的撓度、應力、裂縫的發展情況等。

實際加載時，采用的車輛為中國長春一汽重型車廠生產的FAW解放型翻斗汽車加載，車輛特性參數列于表3。抽樣稱重表明各車重量較為均勻，單車重量的誤差均在1 t以內，達到了靜載設計車重35 t的要求。

表3 加載車輛參數

針對上述所選擇的9個測試斷面，每個測試斷面布置5個應變測點與5個撓度測點；其中，應變測點在底板布置3個，在腹板與翼緣板交界處各布置1個，而撓度測點均布置于底板；如圖3、圖4所示。

圖3 測試斷面應變測點布置圖（單位：cm）

圖4 測試斷面撓度測點布置圖（單位：cm）

實際加載時，實行分級加載，每次加1臺車，每種工況重復兩次，測試點最終數值為兩次加載的平均值。每次加載前，首先讀取測試點的初值，然后按設計載位布置完加載車輛，10 min后讀取加載值；讀完后加載車輛完全退出橋梁范圍，10 min后讀取卸載值。

圖5 試驗現場加載情況

4 結果評定

4.1 對稱加載撓度測試結果

本次試驗測試了各跨跨中的撓度，單個斷面布置5個撓度測點，采用精密電子水準儀TOPCON DL-102C對目標點位進行了測試，并取其平均值與理論撓度計算結果進行了對比分析。

在試驗荷載的作用下，第一聯兩跨跨中最大撓度為 5.05 mm；遠小于其容許值，即 Lb/600=55.83 mm。第二聯邊跨跨中撓度值為1.19 mm，中跨跨中撓度值為1.14 mm，亦遠小于其容許值，即Lz/600=39.17 mm。第三聯邊跨跨中撓度值為1.95 mm，中跨跨中撓度值為2.08 mm，亦遠小于其容許值，即Lz/600=46.67 mm。可以看出：規范理論計算撓度值大于各測試斷面的實測撓度值，各不同加載工況中所對應斷面撓度校驗系數維持在0.668～0.799之間，表明梁的整體剛度較大，結構正常，工作性能良好，完全滿足現行規范對活載撓度的限制。各測試截面在相應試驗荷載作用下的最大相對殘余變形僅為13.44%，遠遠小于20%殘余變形控制值。說明結構變形依然發展在良好的彈性工作階段。

4.2 對稱加載混凝土應變測試結果

本次試驗測試了各工況對應測點的應變。由于數據較多，對于同一斷面，同一高度測點的應變平均值與理論撓度計算結果進行對比分析。

在試驗荷載的作用下，各測試斷面的實測應變值均小于理論計算應變值，荷載工況對應斷面測點應變校驗系數在0.586～0.771之間；根據我國現行規范《公路橋梁承載能力檢測評定規程》(JTG/T J21—2011)，其校驗系數小于1，說明梁的剛度較大，結構工作性能較好。但是由于計算時橋面鋪裝和欄桿等附屬物對橋梁剛度的貢獻不能精確計入，導致計算剛度較實際值小；而且混凝土為不均勻材質，局部應變滯后等因素也會導致上述結果遠小于1；因此最終應結合撓度測試結果進行綜合判斷。各測試截面在相應試驗荷載作用下的相對殘余應變很小，最大為11.36%，小于20%。說明結構處于良好的彈性工作狀態。

4.3 偏載情況對跨中截面的影響

為得到主梁在偏心荷載作用下受力及變形情況，選取各聯的中跨跨中進行偏心加載。

箱梁橫向增大系數是指汽車偏載時，相應于偏心方向的撓度與汽車對稱布置時的撓度的比值，可由式（1）計算：

式中：ξ為橫向增大系數；we為偏載布置時橫向測點最大撓度或應變實測值；w0為對稱加載時橫向測點平均撓度或應變實測值。

根據實測結果，本試驗工況按撓度計算得到第一聯0～1號跨中截面橫向增大系數為1.016，第二聯中跨跨中截面橫向增大系數為1.029，第三聯中跨跨中截面橫向增大系數為1.024，均小于目前計算一般推薦的1.15，說明箱梁在偏載車隊作用下未發生很大扭轉變形，該橋設計截面具有較強的抗扭能力，這對結構受力是有利的。

4.4 混凝土裂縫觀測結果

在整個試驗加載過程中，對主要受力部位的混凝土表面進行監測，主要為裂縫寬度。監測結果表明，在加載過程中沒有明顯的裂縫產生，原有裂縫在加載完成后均可恢復，即沒有明顯發展。

5 結論

a）根據撓度試驗結果，可以認為撓度的試驗值與理論計算值吻合良好。撓度最大試驗值均遠小于規范容許撓度值。而且在試驗荷載作用下，橋梁主要控制斷面上的撓度實測值與理論計算值之比小于1，說明橋梁的剛度較大，滿足使用要求。在試驗荷載作用下測試截面最大相對殘余變形小于20%，說明結構處于良好的彈性工作狀態。

b）根據我國現行規范《公路橋梁承載能力檢測評定規程》(JTG/T J21—2011)規定，在試驗荷載作用下，橋梁主要控制斷面上的靜荷載應力增量與理論計算值之比小于1，測試點最大相對殘余應變小于20%，說明在試驗荷載下，結構處于彈性工作狀態，具有較好的工作性能。

c）基于靜力荷載試驗進行橋梁狀態評估的方法簡便易行，且結果較為可靠，便于工程應用。