既有橋梁結構承載力檢測及評估研究

鄭宗鶴 樊聰鎬

（中國市政工程中南設計研究總院有限公司，湖北 武漢 430014）

既有橋梁在運營期間，往往會出現一定程度的性能損失，使得其承載能力持續下降。尤其是在我國基礎工程建設數量與體量飛速發展的背景下，橋梁監測的要求也越來越高。通過可靠的結構承載力檢測與評估，能夠較為準確地判定結構的損傷情況以及預期壽命，進而為后續結構的改建、加固等提供相應的理論支持。目前我國在橋梁結構承載力檢測方面所應用的技術較為繁多，其中荷載試驗憑借簡單、有效的優勢得到了廣泛的應用。荷載試驗不僅能夠在新建工程中發揮良好的作用，同時也可用于舊橋加固前的檢測評估。其中，對于新建橋梁而言，荷載試驗能夠較為準確、直觀地反應結構的質量好壞，一般而言在重大橋梁工程項目正式投入運營前都應當通過荷載試驗來做出評估；而對于舊橋而言，荷載試驗能夠針對性地提出加固指導意見，并為加固后結構的維護建立參考。

1 工程概況

本文以我國某橋梁工程實例為基礎展開分析，該項目采用預應力混凝土連續梁橋設計，共四跨（33m+45m+45m+33m）。橋面分為左右幅，選定為雙向六車道方案。設計荷載定為公路- Ⅰ級，設計車速為50km/h。該項目各跨的布置如圖1 所示，目前已竣工投入運營達5 年。

圖1 橋跨布置情況

2 有限元模型構建

本文采用Midas/Civil 軟件建立與工程結構相應的模型并完成有限元分析。在本模型中，共將結構劃分為79個節點及78 個單元。其中主梁的材料定義為C50 混凝土，其中的縱向預應力筋定義為15.24 鋼絞線（fpk=1860MPa），預應力筋在張拉時應當將張拉應力控制在1395MPa 附近，且均以端部張拉的方式完成。由此所建立的有限元模型如圖2 所示，各支座的約束條件如表1 所示。

圖2 有限元計算模型

表1 各支座約束條件

3 承載力試驗分析

3.1 靜載力試驗

3.1.1 試驗工況

基于橋梁結構特點及其受力性質，可將靜力荷載大致分為兩個不同工況條件，并分別測試其最大正彎矩及最大負彎矩，荷載試驗檢測工況表如表2 所示。

表2 靜載試驗工況表

通過荷載試驗測試可以得到控制截面彎矩的影響線如圖3 和圖4 所示。

圖3 10-11#軸跨中最大正彎矩影響線

圖4 10#軸最大負彎矩影響線

3.1.2 靜載試驗結果分析

控制截面的應力測試結果。通過靜載試驗結果發現，工況一、工況二在各級荷載下的應變、卸載時的應變以及相對殘余應變分別如表3、表4 所示。表中數值為正則代表拉應變，負值則代表壓應變。根據表中數據可以發現，試驗荷載下結構出現的最大、最小殘余應變比分別為18%、0，兩者均滿足我國現行規范20%的限值標準。

表3 工況一應變實測結果（部分）

表4 工況二應變實測結果（部分）

試驗研究發現，對于邊梁不同側面的相同高度位置，試驗實測得到的應變量往往存在突出的差異，且受拉挖側的應變顯著大于內側；但在受壓區則呈現出相反的規律，這也表明梁體自身具有一定的斜彎曲。在結構中設置各個測點的實測數據與彎矩值之間保持近似線形相關，因此可以認定在該階段下截面處于線彈性狀態，由此也可得到在試驗荷載作用下結構產生的最大應變。此外，試驗實測得到的應變值與截面高度之間存在線性關聯性，因此在試驗過程中截面滿足平截面假定。

按照上述研究結果即可歸納得到應變的回歸方程，并以此為基礎進一步推斷得到最大試驗荷載下的平均拉應變及平均壓應變。在結構處于完全線彈性狀態下時，可以通過測定測點處的應變情況來大致推算得到該位置的應力水平。其中計算值、實測值之間偏差可以通過結構效驗系數來反映。對預應力混凝土橋而言，我國現行規范要求應當將這一指標控制在0.6-0.9 的區間內。調取有限元分析中工況一、工況二下控制截面的邊緣應力水平，將其與試驗實測值比對即可得到表5。

表5 實測值和計算值對比分析表

3.1.3 抗裂性分析

在預應力混凝橋梁的結構管理中，抗裂性也是一項需要重點關注的內容，同時其也直接反映著結構整體的承載能力。在開展荷載試驗時，應當優先選用跨中位置頂部約1m 的區段，在其上連續布設5 個應變傳感器，以此獲取該位置在不同等級荷載所發生的應變。將荷載效率系數、實測應變分別作為X 軸、Y 軸，即可繪制得到ε-ηq 圖，若在圖中曲線存在拐點，也即代表在該試驗測點位置出現開裂。

試驗表明，實測應變、外加彎矩之前保持著較好的線性關聯性，這也代表在加載過程中結構并未產生開裂現象。此外，試驗加載時技術人員也對結構進行了全面的觀察，并未發現裂縫，因此可認為梁體具有較好的抗裂性能。

3.2 動載力試驗

3.2.1 行車試驗

監測行車試驗開展全過程中跨中以及1/4 跨位置處的振幅和動位移指標，并將其分別列在表6 及表7 中。

表6 行車時各測點響應幅值(mm)

表7 行車時各測點響應幅值和沖擊系數

根據研究結果可以發現，跨中及1/4 跨位置處的最大振動幅值均在500km/h 時達到，且這峰值隨著車速的增加呈現出增加的趨勢。同時，沖擊系數與車速之間也存在正相關聯，車速越大、沖擊系數越大，當車速達到30km/h 時，試驗測得相應的沖擊系數為0.19，這與設計值比較貼合。

通過行車試驗數據的自譜分析可以發現，在外加車輛荷載的基礎上橋梁結構的自振頻率分別達到了2.64Hz、3.51Hz、4.64Hz 以及5.08Hz。

3.2.2 制動試驗

在試驗過程中，借助自重為38 噸的車輛在跨中處開展兩次制動。在跨中及1/4 跨位置處分別布置一個測點，測量橋梁順橋向的振動響應，測得振動幅值如表8 所示。

表8 制動試驗中跨中縱向振幅(單峰mm)

通過分析可以發現，制動試驗中結構振動的衰減頻率約為2.54Hz、3.66Hz 及5.08Hz。

3.2.3 跳車試驗

在試驗過程中，借助自重為38 噸的車輛在跨中處開展兩次跳車試驗，保持車輛順下坡方向前進。在跨中及1/4 跨位置處分別布置一個測點，測量橋梁結構內產生的相應，其數據如表9 所示。

表9 跳車引起的最大振幅(單峰mm)

針對跨中位置的跳車余振做出分析發現，結構振動的衰減的頻率約為2.59Hz、3.61Hz、4.64Hz 及5.08Hz。

3.2.4 脈動試驗

受到風荷載、水流沖擊等的影響，橋梁結構不可避免地會發生振動，在實際工程中可借助高精度設備監測結構振動情況，并以此為基礎計算得到自振周期、振型、阻尼比等基本參數。傳在本研究中將傳感器布置于跨中及1/4 跨位置處，并分別獲得相應的實測數據。在此基礎上對脈動試驗的結果展開研究發現結構的自振頻率為2.62Hz、3.52Hz、4.57Hz 及5.08Hz。

3.2.5 橋梁固有頻率理論值

在對橋梁結構開展自由振動分析時，若涉及到有限單元軟件，一般可借助程序內置的子空間迭代法、多重Ritz 向量法等特征值計算法完成分析。其中，子空間迭代法對于大型矩陣特征值的求解具有較好的效果，在動力學研究中得到了廣泛應用。系統整體一般具有較多的自由度，因此在分析其響應時僅要求掌握部分較低特征值即可，具有較高的求解效率。

在應用子空間迭代法進行求解時，需要首先假定r個起始向量并對其進行迭代計算以此得出矩陣的前p個特征值及其相應特征向量。若r 較小，不僅可能導致遺漏振型，同時還可能得出原不應出現的振型。

在通過有限元分析即可得出該橋梁結構固有頻率的前5 階計算值，如表10 所示。

表10 橋梁豎向固有頻率理論計算值

根據表10 內容可以發現，該橋梁結構的橫向、豎向一階振動頻率分別為1.05Hz、1.96Hz，且豎向一階振動頻率出現的時間稍晚，這表明結構在豎向上的剛度要大于橫向，這與工程實際設計方案中的結構體系相契合。試驗實測得到的自振頻率均高于理論分析值，這也表明結構是剛度較理論更大，但仍處在合理范圍內。

4 承載力評估分析

4.1 基于靜載試驗的承載力評估

4.1.1 應力校驗系數

在工況一條件下測得上緣、下緣的壓應力校驗系數分別為0.63、0.64；在工況二條件下測得上緣、下緣的壓應力校驗系數分別為0.63、0.68。實測數據均滿足我國現行規范的0.6-0.9 區間要求，且較標準區間更小，這也表明結構的應力狀態較好。

4.1.2 撓度校驗系數

在工況一條件下測得撓度校驗系數為0.71，滿足我國現行規范的0.7-1.0 區間要求，且較標準區間更小，這也表明結構的剛度較好。此外，將截面最大撓度控制在合理范圍內，使得設計撓度小于L/600，這也滿足我國現行規范的剛度要求。

4.2 基于動載試驗的承載力評估

4.2.1 自振頻率

根據理論分析得到該橋梁結構的一階自振頻率為1.05Hz，而在行車試驗、制動試驗、跳車試驗以及脈動試驗下分別實測得到結構的一階自振頻率為2.64Hz、2.54Hz、2.59Hz 以及2.62Hz。由此可見發現，實測得到的自振頻率均大于理論分析值，這也表明結構實際剛度較大，這與靜載試驗的分析結果較為契合。

4.2.2 沖擊系數

隨著車速的提升，沖擊系數也隨之逐漸增大。當車速達到30km/h 時，其所對應的沖擊系數實測值則為0.19。沖擊系數較標準值更高，這就表明橋面平整度較差，在日常維護運營中應當采取有效措施進行改善，降低沖擊效應的不利影響。

5 結論

本文基于目前國內外常見的橋梁承載力評價方法，分別從靜載試驗、動載試驗兩個層面展開分析，結合我國某四跨連續橋工程實例比對了Midas/Civil 有限元分析與試驗實測數據。研究發現，橋梁結構所發生的變形均符合我國現行規范要求，且結構實測得到的殘余撓度較小，受力過程中結構始終處于線彈性狀態下。此外，動載試驗測得結構的實際自振頻率較理論分析值更大，反映了結構具有較高的剛度這與靜載試驗的結果較為一致。