某懸臂梁橋加固效果探析

陳亮豐

(福建省永正工程質量檢測有限公司 福建福州 350012)

0 引言

懸臂梁橋，又稱伸臂梁橋，是將簡支梁向一端或兩端懸伸出短臂的橋梁。這種橋式有單懸臂梁橋和雙懸臂梁橋。懸臂梁橋往往在短臂上擱置簡支的掛梁，相互銜接構成多跨懸臂梁。由于減小跨中正彎矩，可節省材料，增大跨徑，故懸臂梁橋為我國20世紀60年代～90年代期間，為解決橋梁跨度不足而使用的一種結構。

近年來，隨著交通量的劇增以及車輛荷載的增加，橋梁材質狀況的退化，大部分懸臂梁橋出現了嚴重病害。目前針對懸臂梁橋加固方法及效果的研究較少[1-2]，本文以南平市某加固懸臂梁橋為研究背景，結合加固前后橋梁靜載試驗和動載試驗[3]，對橋加固效果進行評估，以期為類似工程提供借鑒。

1 概述

1.1 工程概況

南平市某懸臂梁橋始建于1953年間，1956年建成通車。該橋為10跨鋼筋混凝土簡支伸臂梁橋，橋長289.2 m，跨徑組合為12.6 m+8× 33.0 m+12.6 m，橋面凈寬為9.0 m，結構形式為每組在兩墩上簡支，由簡支端向墩外伸臂9.5 m，與相鄰一組的伸臂梁間再掛上一孔14.0 m的吊梁。橋面鋪裝采用水泥混凝土；上部為型斷面的梁板結構；下部結構為重力式墩臺。原設計荷載為汽-13級，拖(履)-60級，人群荷載3.5 kN/m2。橋梁橋型布置圖如圖1所示。

1.2 主要病害與加固措施

2008年，該橋經外觀檢測被評定為三類橋梁，荷載試驗表明，該橋能夠滿足原設計標準的通行能力。2012年，該橋經外觀檢測發現主要病害有：①橋面鋪裝存在多處破損碎裂；②掛孔段及懸臂梁跨中區域主梁梁底存在較多橫向超限[4]裂縫，部分裂縫延伸至腹板并向上延伸，且縫寬超限；③支座負彎矩附近梁體頂板橫向裂縫較多，大部分裂縫從翼緣板邊緣貫穿整個頂板；④牛腿處存在剪切破壞。經外觀檢測結果，該橋被評定為D級(不合格級)。

其后該橋進行了維修加固，主要方法為：①破除舊有橋面鋪裝更換10cmC40鋼筋混凝土鋪裝，鋪裝層內布置高強鋼筋網；②掛孔段及懸臂梁跨中區域主梁采用碳纖維布包裹；③腹板超限裂縫采用壓力灌漿封閉并黏貼碳纖維布；④在牛腿開裂處粘貼斜向鋼板加固。對加固后的橋梁進行荷載試驗，并對比加固前后橋梁荷載試驗數據進行對比，以驗證其加固效果。

(a)立面布置圖

(b)橫向布置圖

2 橋梁荷載試驗方案

2.1 橋梁受力特點

懸臂梁橋兼有簡支梁橋和連續梁橋的特點，橋梁跨中受正彎矩作用，支點受負彎矩作用。懸臂梁橋掛梁端部一般設有接縫，車輛經過時對橋梁的沖擊比一般橋梁大；牛腿受較大剪力作用，為其受力薄弱點。

2.2 靜載試驗方案

(1)有限元模型的建立

應用MIDAS/Civil有限元軟件建立橋梁的空間有限元計算模型，該模型包含220個梁單元，采用連續梁模擬，掛孔段梁端釋放梁端約束，有限元模型如圖2所示。

圖2 橋梁MIDAS有限元模型

(2)靜載工況及內容

從上文受力特點分析中可知，懸臂梁橋既受正彎矩作用，也受負彎矩作用。因此，本次試驗采用最不利受力方式進行布載，測試斷面如圖3所示，擬進行的試驗工況及內容如表1所示。

(3)試驗荷載

以原設計荷載等級(汽-13級，拖(履)-60級，人群荷載3.5 kN/m2)為試驗荷載，進行等效加載。根據橋梁結構現狀，本次靜載試驗采用汽車加載方式，在荷載效率η范圍內對橋梁加載重量進行計算，最后確定采用2部約30 t重兩軸載重汽車進行加載，現場實際所用加載車輛如表1所示。

表1 各工況試驗內容及荷載效率

(4)各工況加載效率

依據設計荷載等級要求，對橋梁結構在最不利荷載組合下產生的內力進行詳細計算，并通過布置荷載工況，使現場加載產生的內力與設計荷載產生的理論內力的比值符合橋梁試驗規范的要求。本次靜載試驗荷載效率為0.96～1.03，靜載試驗荷載效率滿足規范[5]要求，具體加載效率如表1所示。

(5)應變測點布置、撓度測點布置

應變測試截面如圖3所示，測點布置如圖4所示。梁撓度測點編號及布置如圖5所示。

圖3 測試斷面示意圖(單位：cm)

(a)撓度測點布置截面

(b)撓度測點橫向布置圖5 撓度測點布置及編號(單位:cm)

2.3 動載試驗方案

(1)橋梁自振特性試驗

橋梁的自振頻率的大小與橋梁剛度正相關，通過測試橋梁加固前后自振頻率的變化能體現橋梁剛度的變化。在橋面一側行車道邊緣放置加速度傳感器，測點布置在橋面上，通過對加速度信號進行分析，測試橋梁的自振頻率及振型。

(2)無障礙行車試驗

通過加固前后橋梁無障礙試驗，得出車輛對橋梁沖擊系數的改變，通過橋面加速度的改變，反映加固前后橋梁行車舒適性的變化。

3 靜動載試驗結果與分析

3.1 撓度結果分析

本次試驗撓度檢測結果如表2所示，表中撓度以向下為正值，向上為負值。

表2 各工況撓度檢測結果匯總表

由表3可知：在各工況荷載作用下，實測控制截面的撓度值均小于理論值，撓度校驗系數在0.49～0.89之間，滿足規程[3]中規定的不大于1.00的限值要求。相對殘余變形在0～14.67%之間，滿足規程[3]中規定的相對殘余變形限值要求(限值20%)。由此可見，在試驗荷載作用下，所檢橋跨試驗控制截面的剛度滿足規范要求。加固前后橋梁靜載試驗撓度校驗系數對比表明，加固后撓度校驗系數較加固前明顯減小，由此可見該橋加固后橋梁剛度有所提升。橋梁剛度的提升主要來源于橋面鋪裝的更換，說明采用更換此類橋面鋪裝能有效提高橋梁整體剛度。

3.2 應變結果分析

本次靜載試驗應變檢測結果如表3所示，表中應變以受壓為負值，受拉為正值。

表3 各工況應變檢測結果匯總表

由表3可知：在各工況荷載作用下，實測控制截面的混凝土應變值均小于理論值，應變校驗系數在0.50～0.92之間，滿足規程[3]中規定的校驗系數小于1.0的要求。相對殘余應變在1.04%～13.33%之間，滿足規程[3]中規定的相對殘余應變限值要求(限值20%)。由此可見，在試驗荷載作用下，所檢橋跨試驗控制截面的強度滿足規范要求。加固前后橋梁靜載試驗應變校驗系數對比表明，加固后橋應變校驗系數較加固前有所減小，由此可見該橋加固后強度有所提升。橋梁強度的提升主要來源于梁體裂縫的修補以及碳纖維布包裹，說明此類裂縫修復方式能提高橋梁整體強度。

3.3 橋梁自振特性測試結果整理

將實測的加速度信號經過實驗模態分析可得， 實測橋梁的豎向一階自振頻率為3.13 Hz，大于有限元分析得到的豎向一階自振頻率(2.53 Hz)，且大于加固前橋梁自振頻率(2.93 Hz)，表明加固后橋梁的剛度有所提升。橋梁實測振型與計算振型如圖6所示。

(a)加固前實測振型圖(2.93 Hz)

3.4 無障礙行車試驗結果整理

將橋梁應變及加速度時程曲線進行時域分析后，得出不同車速下對橋梁的沖擊系數及橋面加速度列于表4～表5。

表4 實測沖擊系數

表5 橋面實測加速度

由表4及表5可知，在無障礙行車情況下，車輛對橋梁主橋的沖擊系數最大值為μ=0.18，小于規范[6]規定的設計計算取值μ=0.19(橋梁豎向基頻實測值為3.13 Hz)。測試截面最大加速度響應為0.057 g，小于人體不適的限值0.065 g。加固前后橋梁無障礙行車沖擊系數及加速度測量結果對比表明，橋梁加固后，車輛對橋梁的沖擊及橋面振動較加固前均有所增大，表明此類加固方法不能改善車輛對橋梁的沖擊，減輕橋梁的振動，因為橋梁剛度增加造成橋梁頻率的增大，造成車輛對橋梁的沖擊及橋梁振動的增大。

4 結語

通過該懸臂梁橋的靜動載試驗可得出以下結論：①在試驗荷載作用下，測點應變及撓度校驗系數、相對殘余均符合規范要求，橋梁處于彈性工作狀態；②橋梁實測一階頻率大于有限元計算頻率，橋梁實際剛度較大；③在無障礙行車試驗荷載作用下，橋梁實測沖擊系數符合規范要求，橋梁工作狀態良好；④綜合以上，該橋梁經加固后可滿足汽-13、拖-60荷載等級的通行要求；⑤加固后橋梁靜載試驗撓度校驗系數較加固前明顯減小，加固后橋梁實測豎向一階自振頻率大于加固前實測豎向一階自振頻率，可見該加固方法可以提升橋梁剛度，應變校驗系數較加固前也有所減小，可見該加固方法對橋梁強度也有所提升；⑥橋梁加固后，車輛對橋梁的沖擊及橋面加速度幅值較加固前有所增大，表明采用該方法加固此類懸臂梁橋，會增大車輛對橋梁的沖擊，降低行車舒適性。