某連續箱梁橋火災后靜載試驗檢測及承載力評定

■陳嘉齊

（1.福建省交通科學技術研究所；2.福建省公路、水運工程重點試驗室，福州　350004）

某連續箱梁橋火災后靜載試驗檢測及承載力評定

■陳嘉齊1,2

（1.福建省交通科學技術研究所；2.福建省公路、水運工程重點試驗室，福州350004）

本文通過對某連續箱梁橋火災后現場外觀檢查和材質強度檢測評定，結合有限元軟件建立結構模型及靜載試驗對其承載力進行評定。結果表明該橋跨結構承載能力滿足設計荷載等級要求。

連續箱梁火災事故災后檢查靜載試驗承載力評定

1　工程概況

某預應力連續箱梁橋位于國道線上，2002年建成通車。橋梁全長608.66m，上部結構采用15孔40m等跨、等截面預應力混凝土連續箱型梁（見圖1）。橋寬為：1.50m（人行道）+12.00m（車行道）+1.50m（人行道）。箱梁為單箱單室結構，頂板寬14.0m，底板寬6.0m，梁高2.50m，跨中截面底板厚度為0.22m。橋墩采用鋼筋混凝土雙柱式墩身直接對接鉆孔樁基礎。道路等級為城市主干道I級，設計荷載為汽車-20級，掛車-100級，人群3.50kN/m2。2016年2月8日，橋下堆積的廢舊塑料制品因不明原因起火燃燒約2個小時。由于該橋通行交通量大，為保證行車安全，急需對該橋進行災后靜載試驗檢測及承載能力評定［1］。

本文根據火災后橋梁外觀檢查結果，針對箱梁材料及截面缺損調整有限元模型使其接近于實際受損狀態。同時結合靜載試驗對該橋跨結構承載力進行評定［2］，為該橋提出災后應急處置意見及加固設計依據。

2　橋梁缺損狀況檢查及材質強度檢測評定

2.1橋梁結構損傷狀態調查

火災對橋跨的損害主要集中在第12跨箱梁主梁距11#墩6.0m～20.0m之間梁底范圍和11#、12#墩柱，如圖2所示。

調查結果如下：（1）主梁結構：箱梁梁體的缺損主要集中在第12跨，整個受損區域面積達 78.0m2；梁底混凝土損傷剝落厚度均達20mm，靠近火源區域受損最為嚴重，最深達45mm，且梁底右側邊角位置混凝土剝落嚴重，梁底預應力束架立鋼筋出露，如圖2所示；箱梁梁底共計6條橫向裂縫，且均延伸至腹板，其中4條較 2014年檢測結果無變化，2條為火災后新增裂縫，梁底最大縫寬0.20mm，腹板最大縫寬為 0.14mm，縫深最大為37mm；左側腹板、翼緣板出現大面積混凝土剝落露筋；（2）支座：火災影響區域內4個支座（盆式固定）鋼板防銹油漆表面附著黑煙，且有脫皮現象；（3）墩柱：4根墩柱均出現混凝土保護層剝落、露箍筋、豎向主筋損傷，11-2墩柱損傷程度最嚴重，混凝土受損最大深度78.42mm，表面呈土黃色、灰白色；11#、12#墩4根墩柱被大火灼燒的區域敲擊空鼓沉悶聲明顯；11-1墩柱3條豎向裂縫，縫長分別為L1=1.20m、L2=1.40m、L3=1.00m，縫寬分別為 D1=0.36mm、D2=0.36mm、D3= 0.40mm。

2.2橋梁材質強度檢測評定

根據外觀檢查的火災影響范圍，選取部分梁體和墩柱進行混凝土回彈測試。

根據 《回彈法檢測混凝土抗壓強度技術規程》［3］（JTJ T23-2011）規定，同時參考上海市地方標準《火災后混凝土構件評定標準》［4］（DBJ08-219-96）對火災后混凝土回彈強度進行修正，推定結果如表1所示。

表1　　主要受災構件火災后混凝土強度推定結果

3　靜載試驗

3.1試驗工況

根據混凝土強度推定結果，假設如下條件：①第12跨距11#墩6.00m～22.00m范圍內的混凝土強度接近于C30；②此范圍內梁底0mm～45mm高度范圍的混凝土退出了整體受力工作。在此基礎上應用MIDAS軟件進行建模計算，并結合現場橋梁損傷檢測結果，選擇第12跨三處控制截面進行試驗，同時對火災影響范圍內的支座壓縮情況進行試驗觀測，具體如表2及圖4。

表2　靜載試驗加載工況

3.2測點布置

（1）應變測點：第12跨跨中截面（Ⅰ-Ⅰ）、第12跨梁底受損最深截面（Ⅱ-Ⅱ）、11#墩支點負彎矩截面（Ⅲ-Ⅲ），測點布置如圖5所示。

（2）撓度測點：第12跨跨中截面（Ⅰ-Ⅰ截面）、第12跨梁底受損最深截面（Ⅱ-Ⅱ截面），測點布置如圖6所示。

（3）支座壓縮量：11#墩支座、12#墩支座，如圖7所示。

（4）裂縫：第12跨距11#墩18.85m、19.10m、21.80m、21.90m梁底橫向裂縫監測，如圖8所示。

3.3橋梁承載能力的評定方法

（1）校驗系數

校驗系數η是評定結構工作狀況，確定橋梁承載能力的一個重要指標，可以從中判定橋梁結構的承載能力的工作狀態。

實測結構校驗系數η是試驗的實測值與理論計算值的應力或撓度之比，它反映結構的實際工作狀態。

對于應力，則

對于撓度，則

η值越小說明結構的安全儲備越大，但η值不宜過大或過小，如η值過大說明組成結構的材料強度可能較低，結構各部分聯結性能較差，剛度較低等。η值過小可能說明組成結構材料的實際強度及彈性模量較大，梁橋的混凝土鋪裝及人行道等與主梁共同受力，支座摩擦力對結構受力的有利影響，以及計算理論或簡化的計算圖式偏于安全等等。另外，試驗加載物的稱量誤差、儀表的觀測誤差等對η值也有一定的影響。

（2）相對殘余變位（或應變）

殘余變位（或殘余應變）按下列下公式計算：

總變位（或總應變）St＝Sl－Si

彈性變位（或彈性應變）Se＝Sl－Su

殘余變位（或殘余應變）Sp＝St－Se＝Su－Si式中：Si——加載前測值；

Sl——加載達到穩定時測值；

Su——卸載后達到穩定時測值。

引入相對殘余變位（或應變）的概念描述結構整體或局部進入塑性工作狀態的程度。

相對殘余變位（或應變）按下式計算：

S′p=Sp/St×100%

式中：S′p——相對殘余變位（或應變），Sp、St意義同前。

3.4靜載試驗結果

（1）由表3可知，該橋第12跨跨中截面撓度校驗系數分別為0.99和1.00，相對殘余撓度最大值為3.0%；第12跨梁底受損最深截面撓度校驗系數為0.95和0.98，相對殘余撓度最大值為4.0%。各測試截面撓度校驗系數均接近于1.00，相對殘余撓度最大值均小于《公路橋梁荷載試驗規程》［5］（JTG/T J21-01-2015）規定限值20%。表明在假設條件下，現場實測撓度值與理論計算撓度值較為接近，模型假設條件與現場災后情況較為接近。

表3　各工況撓度分析

（2）由表4可知，該橋第12跨跨中截面應變校驗系數為0.87～0.97，相對殘余應變最大值為14.3%；第12跨梁底受損最深截面應變校驗系數為0.84～0.98，相對殘余應變最大值為14.8%；11#墩支點負彎矩截面應變校驗系數為0.86～0.89，相對殘余應變最大值為18.2%。各測試截面應變校驗系數均接近于1.00，相對殘余應變最大值均小于《公路橋梁荷載試驗規程》（JTG/T J21-01-2015）規定限值20%。表明在假設條件下，現場實測應變值與理論計算應變值較為接近，模型假設條件與現場災后情況較為接近。

表4　各工況應變分析

（3）從表5可以看出，在試驗工況7荷載作用下，11#墩柱支座壓縮量實測平均值為0.16mm，而在試驗工況8荷載作用下，12#墩柱支座壓縮量實測平均值為0.12mm，相對殘余變位最大為17.6%，卸載后均能夠較好地恢復到初始狀態。

表5　各工況支座壓縮量分析

（4）從表6可以看出，在試驗荷載工況作用下，跨中截面附近4條橫向裂縫均發生開展，最大開展寬度為0.037mm（初始縫寬0.20mm），在卸載后裂縫均能恢復到初始狀態，試驗過程中未見新裂縫產生。同時各測試截面附近均未觀測到新裂縫。

表6　裂縫開展監測結果表

4　承載能力評定

根據設計施工圖紙、火災后現場實測資料以及靜載試驗結果對災后模型參數進一步調整，在原設計標準荷載作用下該橋左幅第二聯火災前后承載能力極限狀態受彎荷載效應基本組合計算結果如圖9所示，第12跨控制截面抗彎承載能力檢算結果見表7。

表7　抗彎承載能力檢算結果表

由表7可知，該橋左幅第二聯控制截面的正截面抗彎承載力能夠滿足設計荷載等級要求，火災后截面抗力效應較火災前降低最大幅度為5%。

5　結論

通過橋梁缺損狀況檢查及材質強度檢測評定及靜載實驗得到如下結論：

（1）在試驗工況荷載作用下，橋跨結構各測試截面撓度與應變校驗系數均小于或處于 《大跨徑混凝土橋梁的試驗方法》規定的常值范圍，相對殘余撓度均小于《大跨徑混凝土橋梁的試驗方法》規定的20%。

（2）在試驗工況荷載作用下，測試墩柱支座具有較好的彈性變形能力。

（3）在試驗工況荷載作用下，測試截面橫向裂縫均發生開展，在卸去荷載后裂縫均能夠恢復到初始狀態，試驗過程中未見新裂縫產生。

（4）該橋跨結構火災后承載能力能滿足設計荷載等級要求，火災后的抗彎承載能力相比火災前有所降低，從安全性和耐久性方面考慮，建議立即對火災受損位置進行加固修復。

［1］劉其偉，王峰，等.火災受損橋梁檢測評估與加固處理［J］.公路交通科技，2005（2）：71-74.

［2］JTG D60-2004，公路橋涵設計通用規范［S］.

［3］JTJ T23-2011，回彈法檢測混凝土抗壓強度技術規程［S］.

［4］上海市建筑科學研究院編制.DBJ08-219-96，火災后混凝土構件評定標準.1996.

［5］JTG/T J21-01-2015，公路橋梁承載能力檢測評定規程［S］.