火災(zāi)后預(yù)應(yīng)力砼梁橋承載能力評(píng)定方法研究*

侯攀，彭放枚，羅志佳

(1.廣西建筑工程質(zhì)量檢測(cè)中心，廣西 南寧 530005；2.廣西建設(shè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院，廣西 南寧 530072)

相比其他橋梁事故，火災(zāi)具有突發(fā)性、小概率、破壞性大等特點(diǎn)，一旦發(fā)生，過(guò)高的溫度會(huì)導(dǎo)致砼、鋼筋的材料特性及鋼筋與砼之間的協(xié)同變形關(guān)系發(fā)生改變，導(dǎo)致橋梁承載能力降低。橋梁火災(zāi)后損傷識(shí)別及承載能力評(píng)估是管養(yǎng)部門面對(duì)的新問(wèn)題，然而目前對(duì)橋梁火災(zāi)后承載能力評(píng)估的指導(dǎo)性文件較少，建筑結(jié)構(gòu)類評(píng)估辦法《火災(zāi)后建筑結(jié)構(gòu)鑒定標(biāo)準(zhǔn)》應(yīng)用于橋梁存在一定的局限。因此，通過(guò)分析火災(zāi)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的損傷機(jī)理，結(jié)合先進(jìn)的檢測(cè)技術(shù)對(duì)受災(zāi)后橋梁進(jìn)行損傷識(shí)別和承載力評(píng)估成為當(dāng)前亟待解決的問(wèn)題。鈕宏等對(duì)30個(gè)砼T形截面柱體和40根鋼筋試件在100～800 ℃下進(jìn)行試驗(yàn)，研究了高溫和荷載共同作用下鋼筋與砼的本構(gòu)關(guān)系；劉其偉等結(jié)合實(shí)例介紹了火災(zāi)受損橋梁檢測(cè)評(píng)估與加固處理方法；王福敏等就火災(zāi)后鋼筋砼橋梁結(jié)構(gòu)的實(shí)際承載能力進(jìn)行了分析；張宏等結(jié)合具體案例研究了火災(zāi)后砼橋梁損傷評(píng)估方法；張贊鵬等結(jié)合具體案例進(jìn)行了火災(zāi)后預(yù)應(yīng)力砼簡(jiǎn)支梁橋損傷程度及剩余承載能力鑒定。但目前對(duì)火災(zāi)后橋梁損傷鑒定和承載能力的研究并未形成系統(tǒng)的標(biāo)準(zhǔn)，不同檢測(cè)人員和檢測(cè)機(jī)構(gòu)的評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)不一致。該文以某城市橋梁火災(zāi)后損傷識(shí)別和承載能力鑒定為例，研究橋梁火災(zāi)后損傷檢測(cè)和承載能力評(píng)定方法和流程。

1 火災(zāi)后橋梁檢測(cè)評(píng)估流程

根據(jù)文獻(xiàn)[2]和文獻(xiàn)[5]，結(jié)合某城市橋梁對(duì)火災(zāi)后橋梁承載能力評(píng)估流程進(jìn)行總結(jié)，提出“五步工作大綱法”(見(jiàn)圖1)。

圖1 火災(zāi)后橋梁檢測(cè)評(píng)估流程

2 火災(zāi)后橋梁損傷檢測(cè)方法

2.1 外觀損傷檢查方法

對(duì)結(jié)構(gòu)表面狀況、火堆現(xiàn)場(chǎng)殘留物狀況及可燃物特征、滅火過(guò)程等進(jìn)行綜合分析推斷，方法如下：

(1)對(duì)直接過(guò)火及高溫?zé)熝慕Y(jié)構(gòu)物表面進(jìn)行全面檢測(cè)，記錄材料的顏色、損壞破碎狀態(tài)、錘擊反應(yīng)等參數(shù)。

(2)對(duì)火堆現(xiàn)場(chǎng)殘留物進(jìn)行取樣，分析木材、金屬制品、玻璃制品、建筑塑料制品、棉布纖維制品等物品的殘留狀態(tài)和熔化、變形、燃燒程度，然后參考CECS 252—2009附錄A推斷結(jié)構(gòu)的受火溫度。

2.2 砼強(qiáng)度檢測(cè)

當(dāng)主梁無(wú)法按照規(guī)范要求取芯進(jìn)行抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)時(shí)，可通過(guò)超聲-回彈綜合法進(jìn)行強(qiáng)度檢測(cè)。由于超聲波對(duì)砼的疏松程度較敏感，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式可較準(zhǔn)確地推定火災(zāi)后砼的強(qiáng)度。砼強(qiáng)度q與聲速v之間具有較好的相關(guān)性，砼強(qiáng)度越高，砼聲速v越快。確定q-v關(guān)系曲線后，測(cè)出結(jié)構(gòu)物砼的聲速即可推算結(jié)構(gòu)物砼的強(qiáng)度。v一般為4～5 km/s。根據(jù)文獻(xiàn)[7]，砼結(jié)構(gòu)的受火溫度與回彈值R、超聲速度v之間存在以下關(guān)系：

式中：tr為回彈法所測(cè)受火砼的受火溫度；Rt為受火砼回彈值；R0為未受火完好砼回彈值；Sr為剩余標(biāo)準(zhǔn)差；tv為超聲法所測(cè)受火砼的受火溫度；vt、v0分別為受火砼和未受火完好砼的超聲速度。

按平面回歸分析，受火溫度為：

砼的極限抗壓強(qiáng)度隨溫度的升高而降低，降低程度為：

式中：fcu，t為溫度為t時(shí)砼極限抗壓強(qiáng)度；fcu，0為普通環(huán)境溫度下砼極限抗壓強(qiáng)度。

砼結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與受火溫度的相關(guān)關(guān)系為：

Φc=1.535 79-0.001 465 8t

2.3 橋梁固有頻率測(cè)試

自振頻率f是橋梁結(jié)構(gòu)的重要?jiǎng)恿μ匦詤?shù)，其與結(jié)構(gòu)剛度和質(zhì)量有關(guān)，與剛度K成正比，與質(zhì)量M成反比。受災(zāi)部位砼剝落后結(jié)構(gòu)剛度削弱，質(zhì)量降低，故災(zāi)后結(jié)構(gòu)的自振頻率呈降低趨勢(shì)。可通過(guò)測(cè)試火災(zāi)橋梁的自振頻率，并與受火前的自振頻率或相同結(jié)構(gòu)形式橋梁的自振頻率進(jìn)行對(duì)比，分析受災(zāi)橋梁結(jié)構(gòu)剛度的削減程度。

2.4 橋梁承載能力評(píng)定

火災(zāi)對(duì)結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響包括強(qiáng)度降低和剛度削減兩方面。由于材質(zhì)劣化導(dǎo)致砼強(qiáng)度降低，鋼筋有效面積和強(qiáng)度削減，而砼的大面積剝落造成結(jié)構(gòu)面積和截面抗彎慣性矩減小，從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的正截面抗彎承載力、斜截面抗剪承載力降低。

對(duì)火災(zāi)后橋梁承載能力的評(píng)定采用基于檢測(cè)結(jié)果的有限元分析法。依據(jù)JTG/T J21—2011《公路橋梁承載能力檢測(cè)評(píng)定規(guī)程》,根據(jù)外觀質(zhì)量檢查、無(wú)損檢測(cè)、自振特性測(cè)試及技術(shù)狀況評(píng)定結(jié)果對(duì)橋梁承載能力檢算系數(shù)、承載能力惡化系數(shù)、砼結(jié)構(gòu)截面折減系數(shù)及鋼筋截面折減系數(shù)、支座剛度削弱等參數(shù)進(jìn)行計(jì)算。若要精確分析結(jié)構(gòu)內(nèi)部的受火溫度，還可建立局部溫度分析模型，計(jì)算高溫作用下鋼筋和砼的彈性模量，為結(jié)構(gòu)承載能力評(píng)定提供材質(zhì)的物理力學(xué)性能指標(biāo)，更可靠地對(duì)結(jié)構(gòu)極限承載能力狀態(tài)和正常使用承載能力極限狀態(tài)進(jìn)行驗(yàn)算，為結(jié)構(gòu)的加固處理提供依據(jù)。

2.5 結(jié)構(gòu)耐久性影響評(píng)估

在高溫作用下，水泥中的水化物脫水分解，導(dǎo)致水泥內(nèi)部裂縫增多，結(jié)構(gòu)變得疏松多孔。由于水泥石與粗骨料的熱變形不相容，形成大量界面裂縫，會(huì)削弱骨料之間的黏結(jié)力。溫度超過(guò)400 ℃時(shí)，黏結(jié)力的降低逐漸加劇，砼的碳化程度也加劇，導(dǎo)致鋼筋失去堿性砼環(huán)境的保護(hù)，易發(fā)生銹蝕。

在高溫作用下，鋼筋的內(nèi)部結(jié)構(gòu)發(fā)生相變，鋼筋的屈服強(qiáng)度、彈性模量、應(yīng)力-應(yīng)變曲線均發(fā)生變化，冷卻方式不同也影響其相變和物理力學(xué)性能。溫度超過(guò)600 ℃時(shí)，鋼筋表面形成脫碳層，含碳量下降，珠光體減少導(dǎo)致鋼筋強(qiáng)度降低。

3 某災(zāi)后橋梁結(jié)構(gòu)承載能力評(píng)估

以某火災(zāi)橋梁為背景，根據(jù)以上評(píng)估流程，分析該橋受火災(zāi)后的承載能力。該橋由于橋臺(tái)處堆積的雜物起火，火焰直接灼燒橋臺(tái)和主梁約90 min后自然熄滅。火災(zāi)幅橋梁為輔助車道，上部結(jié)構(gòu)為裝配式預(yù)應(yīng)力砼先簡(jiǎn)支后連續(xù)小箱梁，橋面寬11 m，橋面設(shè)置分隔帶、非機(jī)動(dòng)車道和人行道，設(shè)計(jì)荷載等級(jí)為城-A級(jí)。

3.1 外觀檢查

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)主梁外觀、火堆殘留物調(diào)查取樣分析結(jié)果，現(xiàn)場(chǎng)情況描述如下：1)受災(zāi)概況。由于橋下堆積物人為燒毀，導(dǎo)致右幅外側(cè)橋6#跨1#～4#箱梁靠近前臺(tái)處的主梁表面、6#橋臺(tái)臺(tái)身、支座、伸縮縫受損。2)燃燒物為生活用品及生活垃圾；火災(zāi)時(shí)間60～90 min；滅火方式為自然熄滅。3)主燃點(diǎn)有2處，位于6#橋臺(tái)錐坡處1#～2#、3#～4#主梁。4)損傷區(qū)域?yàn)?#跨主梁、6#橋臺(tái)、支座、伸縮縫。主梁損傷區(qū)域見(jiàn)圖1。5)燃燒溫度推定。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查燃燒物形態(tài)、玻璃酒瓶存脆裂狀及鋁合金制品存在滴狀的情況，推定現(xiàn)場(chǎng)火堆燃燒溫度為600～700 ℃。6)橋臺(tái)砼表面呈粉紅顯灰白色，表面砼嚴(yán)重脫落，鋼筋外露，根據(jù)CECS 25—2009附錄B推定最大受火溫度為500～600 ℃。7)箱梁砼表面微顯粉紅色，表面砼嚴(yán)重脫落，鋼筋外露，根據(jù)CECS 25—2009附錄B推定最大受火溫度為300～500 ℃。8)根據(jù)過(guò)火溫度推斷，主梁50 mm以上范圍砼為正常。受火處的鋼絞線距離砼表面90～120 mm，且采用圓形金屬波紋管，推斷波紋管內(nèi)鋼絞線未受火災(zāi)影響，鋼絞線預(yù)應(yīng)力未受到損失。

圖2 主梁受災(zāi)區(qū)域示意圖(單位：cm)

根據(jù)結(jié)構(gòu)的受火溫度及CECS 25—2009得出如下結(jié)論：1)距離橋臺(tái)臺(tái)帽表面50 mm以下的砼溫度降至300 ℃以下，距離主梁表面50 mm范圍內(nèi)的砼溫度降至300 ℃以下。2)高溫砼自然冷卻后抗壓強(qiáng)度折減系數(shù)，距離橋臺(tái)臺(tái)帽表面50 mm范圍內(nèi)的未剝落砼為0.80，距離主梁表面50 mm范圍內(nèi)未剝落砼為0.80，剝落砼則按截面折減考慮。3)高溫冷卻后鋼筋屈服強(qiáng)度折減系數(shù)為0.95，極限抗拉強(qiáng)度折減系數(shù)為0.95。4)高溫自然冷卻后砼彈性模量折減系數(shù)為0.75，砼與鋼筋的黏結(jié)強(qiáng)度為0.90 MPa。

3.2 技術(shù)狀況評(píng)定

僅根據(jù)當(dāng)前外觀檢測(cè)結(jié)果進(jìn)行受災(zāi)橋梁技術(shù)狀況評(píng)定，該橋養(yǎng)護(hù)類別為Ⅱ類。依據(jù)CJJ 99—2017《城市橋梁養(yǎng)護(hù)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》，Ⅱ～Ⅴ類養(yǎng)護(hù)的城市橋梁技術(shù)狀況評(píng)估包括橋面系、上部結(jié)構(gòu)、下部結(jié)構(gòu)和全橋評(píng)估，采用先分部位再綜合的評(píng)估方法。該橋評(píng)估結(jié)果如下：

(1)橋面系完好狀況指數(shù)為90，完好狀況等級(jí)為A級(jí)。

(2)橋梁上部結(jié)構(gòu)主梁露筋銹蝕扣80 分，按照CJJ 99—2017，該類橋構(gòu)件損壞程度達(dá)到該破壞程度時(shí)，評(píng)定等級(jí)不應(yīng)高于D級(jí)，故該橋上部結(jié)構(gòu)完好狀況等級(jí)為D級(jí)。

(3)下部結(jié)構(gòu)完好狀況指數(shù)為97.4，完好狀況等級(jí)為A級(jí)。

(4)全橋技術(shù)狀況指數(shù)BCI按CJJ 99—2017中公式計(jì)算，BCI=92.81。

(5)主梁露筋銹蝕扣80分，按照CJJ 99—2017，該類橋構(gòu)件損壞程度達(dá)到該破壞程度時(shí)，評(píng)定等級(jí)不應(yīng)高于D級(jí)，故右幅橋梁完好狀況評(píng)估等級(jí)為D級(jí)。根據(jù)JTG/T J21—2011《公路橋梁承載能力檢測(cè)評(píng)定規(guī)程》，結(jié)構(gòu)缺損狀況評(píng)定標(biāo)度為4。

3.3 砼材質(zhì)強(qiáng)度檢測(cè)

為全面測(cè)試火災(zāi)后主梁的強(qiáng)度狀況，除對(duì)火災(zāi)區(qū)域的砼進(jìn)行超聲-回彈綜合法檢測(cè)外，還對(duì)未受損主梁進(jìn)行超聲-回彈綜合法檢測(cè)，分析受災(zāi)區(qū)域砼強(qiáng)度的降低程度。測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 超聲-回彈綜合法測(cè)試結(jié)果 MPa

由表1可知：1)受災(zāi)區(qū)箱梁砼強(qiáng)度推定值為48.0～48.8 MPa，受火箱梁表面砼強(qiáng)度略低于設(shè)計(jì)強(qiáng)度，較未受災(zāi)主梁強(qiáng)度降低約10%。2)6#橋臺(tái)受災(zāi)區(qū)砼強(qiáng)度推定值為35.5 MPa，較未受災(zāi)主梁強(qiáng)度降低約5%。3)按JTG/T J21—2011進(jìn)行評(píng)定，砼強(qiáng)度評(píng)定標(biāo)度為1。

3.4 砼碳化檢測(cè)

按照J(rèn)GJ/T 23—2011，在已測(cè)砼回彈值的測(cè)區(qū)中選取3個(gè)具有代表性的測(cè)區(qū)，采用濃度為1%～2%的酚酞酒精溶液測(cè)試砼碳化深度，每個(gè)測(cè)區(qū)測(cè)3點(diǎn)，取平均值作為檢測(cè)結(jié)果。

檢測(cè)結(jié)果如下：1)主梁碳化深度30 mm左右，主梁主筋凈保護(hù)層厚度設(shè)計(jì)值為40 mm。2)橋臺(tái)碳化深度40 mm左右，橋臺(tái)主筋凈保護(hù)層厚度設(shè)計(jì)值為40 mm。檢測(cè)結(jié)果表明主筋內(nèi)的砼未發(fā)生碳化，碳化深度平均值小于保護(hù)層厚度，按JTG/T J21—2011進(jìn)行評(píng)定，碳化深度評(píng)定標(biāo)度為2。

3.5 自振頻率檢測(cè)

由于火災(zāi)橋梁屬于非機(jī)動(dòng)車道，未進(jìn)行成橋荷載試驗(yàn)，自振頻率試驗(yàn)采用比對(duì)方法，對(duì)相同結(jié)構(gòu)的未受災(zāi)的左幅橋梁進(jìn)行自振頻率測(cè)試，測(cè)量由外界因素引起的橋梁微小且不規(guī)則的振動(dòng)，然后進(jìn)行譜分析，得到橋梁結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性值(自振頻率、振型和阻尼比)。對(duì)比兩幅橋的基頻，判斷受災(zāi)橋梁的剛度是否發(fā)生變化。測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖3，檢測(cè)結(jié)果見(jiàn)圖4、圖5。

圖3 自振頻率測(cè)點(diǎn)布置(單位：cm)

圖4 受災(zāi)橋梁頻譜圖(f1=5.176 Hz)

圖5 未受災(zāi)橋梁頻譜圖(f1=5.469 Hz)

通過(guò)對(duì)實(shí)測(cè)振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行分析，得到主梁振動(dòng)頻率和阻尼比等模態(tài)參數(shù)。理論值采用MIDAS/Civil進(jìn)行計(jì)算，按JTG/T J21—2011進(jìn)行評(píng)定。評(píng)定結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 主梁自振頻率、阻尼比對(duì)比結(jié)果

由表2可知：1)右幅受災(zāi)橋梁實(shí)測(cè)1階頻率大于理論1階頻率，實(shí)測(cè)阻尼比為0.011；2)右幅受災(zāi)橋梁實(shí)測(cè)1階頻率小于左幅1階實(shí)測(cè)頻率，右幅橋梁主梁和橋臺(tái)支座剛度均有所降低。

3.6 承載能力驗(yàn)算

3.6.1 分項(xiàng)檢算系數(shù)確定

根據(jù)JTG/T J21—2011的相關(guān)規(guī)定確定分項(xiàng)檢算系數(shù)，結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 分項(xiàng)檢算系數(shù)的取值

3.6.2 計(jì)算參數(shù)確定

綜合外觀檢測(cè)、超聲-回彈綜合法檢測(cè)結(jié)果及規(guī)范相關(guān)要求，確定火災(zāi)區(qū)域梁段砼和鋼筋的材料特性值(見(jiàn)表4)。

表4 受災(zāi)主梁材料特性值

3.6.3 結(jié)構(gòu)計(jì)算有限元模型

采用平面桿系結(jié)構(gòu)模型，邊界條件按實(shí)際模擬。以CJJ 11—2011《城市橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》和JTG D62—2004《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》為標(biāo)準(zhǔn)，按照設(shè)計(jì)說(shuō)明，該橋預(yù)制小箱梁按A類預(yù)應(yīng)力鋼筋砼構(gòu)件設(shè)計(jì)，按規(guī)范要求，承載能力極限狀態(tài)驗(yàn)算采用基本組合。圖6為箱梁結(jié)構(gòu)離散圖。

圖6 2#箱梁結(jié)構(gòu)離散圖

3.6.4 上部結(jié)構(gòu)極限承載能力驗(yàn)算

根據(jù)JTG D62—2004，橋梁構(gòu)件的承載能力極限狀態(tài)計(jì)算應(yīng)滿足：

γ0S≤R

式中：γ0為結(jié)構(gòu)構(gòu)件重要性系數(shù)；S為承載能力極限狀態(tài)的荷載效應(yīng)組合設(shè)計(jì)值；R為結(jié)構(gòu)構(gòu)件承載能力設(shè)計(jì)值。

按JTG D62—2004進(jìn)行正截面抗彎承載能力計(jì)算，主梁正截面抗彎承載能力驗(yàn)算結(jié)果見(jiàn)圖7。按JTG D62—2004進(jìn)行斜截面抗剪承載能力計(jì)算，主梁斜截面抗剪承載能力驗(yàn)算結(jié)果見(jiàn)圖8、表5。

圖7 正截面抗彎承載能力驗(yàn)算結(jié)果(單位：kN·m)

圖8 斜截面抗剪承載能力驗(yàn)算結(jié)果

表5 極限承載能力組合值驗(yàn)算結(jié)果

由圖7、圖8、表5可知：2#箱梁火災(zāi)后的正截面抗彎抗力值均大于荷載效應(yīng)值，斜截面抗剪抗力值大于荷載效應(yīng)值，說(shuō)明該橋能滿足城-A級(jí)荷載標(biāo)準(zhǔn)要求。

3.6.5 下部結(jié)構(gòu)極限承載能力驗(yàn)算

根據(jù)設(shè)計(jì)文件，6#橋臺(tái)下部結(jié)構(gòu)為肋板式橋臺(tái)，根據(jù)JTG D62—2004，橋臺(tái)蓋梁可按連續(xù)梁計(jì)算。6#橋臺(tái)跨高比為4.12(L/h=6.591/1.6)，按照J(rèn)TG D62—2004進(jìn)行承載能力驗(yàn)算，橋臺(tái)最不利組合內(nèi)力采用MIDAS/Civil計(jì)算，圖9為結(jié)構(gòu)離散圖。驗(yàn)算結(jié)果見(jiàn)表6、表7。

圖9 橋臺(tái)有限元計(jì)算離散圖

由表6、表7可知：右幅橋火災(zāi)后，6#橋臺(tái)的正截面抗彎承載能力及斜截面抗剪承載能力值均大于荷載效應(yīng)值，該橋臺(tái)能滿足城-A級(jí)荷載標(biāo)準(zhǔn)要求。

表6 橋臺(tái)正截面抗彎承載能力極限狀態(tài)驗(yàn)算結(jié)果

表7 橋臺(tái)斜截面抗剪承載能力極限狀態(tài)驗(yàn)算結(jié)果

4 結(jié)語(yǔ)

根據(jù)檢測(cè)結(jié)果和計(jì)算結(jié)果，該橋火災(zāi)區(qū)域的正截面抗彎能力和斜截面抗剪承載能力雖較原設(shè)計(jì)均有所降低，但仍能滿足設(shè)計(jì)規(guī)范荷載要求。考慮到主筋保護(hù)層失效，主筋易發(fā)生銹蝕，橋梁的耐久性受到較大影響，應(yīng)盡快進(jìn)行加固處理。

橋梁發(fā)生火災(zāi)后，按照“五步工作大綱法”檢測(cè)流程進(jìn)行檢測(cè)評(píng)定，可大大提高檢測(cè)效率和參數(shù)的準(zhǔn)確性，為準(zhǔn)確評(píng)定其承載能力提供可靠依據(jù)。

橋梁投資巨大，對(duì)于結(jié)構(gòu)的“生死”判定應(yīng)謹(jǐn)慎對(duì)待。結(jié)構(gòu)破壞須防范，但過(guò)度維修會(huì)帶來(lái)巨額經(jīng)濟(jì)損失，浪費(fèi)大量社會(huì)資源。編制火災(zāi)后橋梁結(jié)構(gòu)檢測(cè)評(píng)估和承載能力評(píng)定規(guī)范，對(duì)于火災(zāi)后橋梁的科學(xué)評(píng)定和處理、快速恢復(fù)交通意義重大。