既有預應力簡支梁橋荷載試驗及承載能力評定

■彭 浩

（南平市公路事業發展中心武夷山分中心，南平 354300）

1 工程概況

大安中橋位于福建省南平市武夷山市，橋型布置為4×20 m 預應力混凝土簡支空心板梁，每跨共7 片預應力混凝土簡支空心板梁，每片梁梁高0.9 m，梁寬1.24 m。 橋梁寬度：0.25 m （混凝土防撞護欄）+0.75 m（人行道）+7.0 m（行車道）+0.75 m（人行道）+0.25 m（混凝土防撞護欄）=9.0 m，橋面連續，橫坡由橋面鋪裝調整。 1#、5#橋臺為U 型臺，2#、3#、4#橋墩為柱式墩擴大基礎。 梁片、橋墩和樁基的混凝土強度等級分別為40 號、30 號和30 號混凝土。 設計荷載：汽-20 級，掛-100。 2003 年竣工。 橋梁立面全景圖見圖1。

圖1 橋梁立面圖

圖2 橋梁橫斷面圖

根據橋梁養護需要，為了解橋梁的實際承載能力狀況，擬通過外觀檢測、理論計算、現場荷載試驗及結構檢算，對橋梁承載力進行評價。

2 外觀檢測

本次外觀檢測主要內容包括： 全橋外觀檢查、上部結構板梁混凝土回彈強度、碳化深度、保護層厚度、鋼筋銹蝕狀況等。

2.1 外觀檢查

（1）橋面系：經檢查，全橋混凝土橋面共有10條橫縱向裂縫，縫長（1.00～5.00）m，寬（1.00～2.50）mm，1 處路面破損S=0.40 m×0.15 m，2 處橋頭搭板路面磨損露粗骨料面積為S1=4.0 m×4.0 m 和S2=8.0 m×3.0 m。 （2）上部結構：2-5#、2-6#、3-1#、3-3#、3-4#空心板板底共出現5 條縱向裂縫，縫長（0.30～1.10）m，縫寬（0.04～0.06）mm。 4-7#空心板梁底1 處掉塊面積S=（0.10×0.10）m2。全橋共3 跨空心板間鉸縫未見填料。 （3）下部結構：9 個支座與梁底不密貼。 3#蓋梁左側防震擋塊與邊梁密貼，4# 臺左側防震擋塊與邊梁密貼，0#臺左側防震擋塊與空心板梁間垃圾堆積，長青苔。 從外觀檢查情況看，第2 跨和第3 跨病害較多。 擬選取外觀較好的第1 跨和病害較多的第3 跨進行對比，以分析病害較多的第3 跨橋梁結構是否存在削弱現象。

2.2 混凝土回彈強度檢測

在1-2#、1-4#、1-5#、3-1#、3-5#、3-7# 空心板板底采用回彈法測定橋梁結構構件材質強度，所檢構件混凝土強度狀況均為良好，結果見表1。

表1 橋梁結構構件材質強度測試結果

2.3 混凝土碳化狀況檢測

在1-2#、1-4#、1-5#、3-1#、3-5#、3-7# 空心板板底采用鉆孔+酚醛指示劑法檢測與評定橋梁結構構件混凝土碳化狀況（表2），結果顯示：碳化深度實測平均值（4.5～5.0）mm，混凝土保護層厚度實測平均值（59.6～63.9）mm，碳化層深度/保護層厚度（0.07～0.08），均小于1。 因此，混凝土碳化狀況對橋梁結構耐久性影響不大。

表2 橋梁結構構件混凝土碳化狀況測試結果

2.4 混凝土保護層厚度檢測

對橋梁構件混凝土保護層厚度進行檢測（表3），構件保護層厚度最大值（64.9～67.8）mm，最小值（55.5～57.6）mm，平均值（59.6～63.9）mm，標準差（2.95～3.73）mm，特征值（54.76～58.50），設計值57.0，特征值/設計值0.96～1.03，因此，所檢構件的保護層對鋼筋耐久性影響不大，對鋼筋的保護有效。

表3 橋梁結構構件混凝土保護層厚度測試結果

2.5 鋼筋銹蝕狀況

在第1 和第3 跨梁片底面布置測區進行鋼筋銹蝕電位檢測，經檢測，該構件鋼筋銹蝕電位水平介于（-193～-106）mV。 根據《公路橋梁承載能力檢測評定規程》[1]要求，構件鋼筋銹蝕標度值取1，因此判定測區部位鋼筋無銹蝕活動性或銹蝕活動性不確定。

2.6 全橋技術狀況評分及等級評定

根據 《公路橋梁技術狀況評定標準》（JTG/T H21-2011）對橋梁總體技術狀況的評定。 橋梁總體技術狀況見表4。

表4 橋梁技術狀況評定

橋梁總體技術狀況評分為82.9 分， 綜合全橋總體技術狀況評分及單項控制指標，本橋技術狀況等級2 類。 從外觀檢測結果看，第3 跨除板梁縱向裂縫較多外，其他外觀檢測結果與第1 跨很接近。

3 荷載試驗

荷載試驗包括靜載試驗和動載試驗。 通過建立橋梁結構的有限元模型，研究橋梁結構在現場加載車輛作用下的實測值與計算模型的理論計算值之間的比值，來評價橋梁結構的承載能力狀況。 本研究使用Midas Civil 有限元計算軟件建立空間模型，對本橋上部結構進行計算分析，計算模型見圖3。其中每片梁縱向分為20 個單元，每片梁之間按鉸縫進行約束，梁體為一端固定，另一端豎向約束、水平向自由伸縮。 動力響應分析中，梁體按質量塊進行處理。 依據橋梁模型，模擬計算出橋梁的設計荷載等級和試驗荷載的內力、應變和變形，以及橋梁結構的自振特性。

圖3 橋梁Midas Civil 有限元計算模型

3.1 靜載試驗

橋梁靜載試驗主要是通過采用與設計荷載等效的橋面靜力荷載作用于橋梁結構，測量橋梁結構在靜力試驗荷載作用下的撓度和應變，用以確定橋梁結構的實際工作狀態與最初設計期望值是否相符，以及橋梁截面剛度及整體剛度是否滿足設計承載能力要求。

3.1.1 試驗荷載確定

根據外觀檢測結果，選取病害較多的第3 跨作為試驗對象，采用4 輛約40 t（400 kN）的重型卡車進行加載（圖4）。試驗設置2 個荷載工況，各工況荷載效率系數在0.95～1.05。試驗分為三級加載和一級卸載，每級加載后持續5 min，使結構得到充分的零荷恢復后進行讀數，再進入下級加載，直至遞增達到最大荷載，最后直接卸載到零水平，得到殘余應變和殘余變形數據。加載車輛的主要技術參數見表5，車輛縱橫向排列見圖5，靜力加載試驗計算值及荷載效率見表6。

表5 加載車輛主要技術參數

表6 靜力加載試驗計算值及荷載效率

圖4 重型卡車加載車型

圖5 各工況下加載車輛的平面布置圖

3.1.2 靜載試驗觀測方案

靜力荷載試驗的主要觀測項目為應變測點和撓度測點。 （1）應變測點：將振弦式應變計粘貼在空心板梁底部截面，設置7 個應變測點，測試截面和應變測點布置見圖6～7。 （2）撓度測點：在第3 跨中截面、2#墩和3#墩頂支座處布置支點沉降觀測點，共設置21 個撓度測點（見圖8）。采用精密水準儀測量，根據支點沉降結果對撓度測試結果進行修正。

圖6 靜力荷載試驗測試截面

圖7 靜力荷載試驗應變測點布置圖

圖8 靜力荷載試驗撓度測點布置圖（單位：cm）

3.1.3 靜載試驗結果分析（1）應變數據分析

橋梁荷載試驗在不同工況下的應變值見表7～8。由表7～8 可知，在工況1 荷載作用下，主要控制測點應變校驗系數處于（0.49～0.51）范圍，在工況2 荷載作用下，主要控制測點應變校驗系數處于（0.50～0.51 范圍），略低于《公路橋梁荷載試驗規程》（JTG/T J21-01-2015）[2]中預應力混凝土橋主要控制測點校驗系數（0.6～0.9）常值范圍，表明在最不利活載效應作用下，實測應變值均小于滿載理論值，橋梁應力狀況能滿足設計要求。 在工況1 荷載作用下，卸載后主要控制測點的最大相對殘余應變為3.3%，在工況2荷載作用下，卸載后主要控制測點的最大相對殘余應變為3.1%，滿足《公路橋梁荷載試驗規程》（JTG/T J21-01-2015）中主要控制測點的相對殘余變形（或應變）不宜大于20%的規定，說明橋梁結構處于彈性受力階段。

表7 工況1：第3 跨最大正彎矩截面左側偏載各測點應變值

表8 工況2：第3 跨最大正彎矩截面右側偏載各測點應變值

（2）撓度數據分析

橋梁荷載試驗在不同工況下的撓度值見表9～10。由表9～10 可知，在工況1 荷載作用下，主要控制測點撓度校驗系數處于（0.57～0.61）范圍，在工況2 荷載作用下，主要控制測點應變校驗系數處于（0.49～0.66 范圍），略低于《公路橋梁荷載試驗規程》（JTG/T J21-01-2015）中預應力混凝土橋主要控制測點校驗系數（0.7～1.0）常值范圍，表明在最不利活載效應作用下，實測撓度值均小于滿載理論值，橋梁變形狀況能滿足設計要求。 在工況1 荷載作用下，卸載后主要控制測點的最大相對殘余變形為9.0%，在工況2 荷載作用下，卸載后主要控制測點的最大相對殘余變形為16.3%， 滿足《公路橋梁荷載試驗規程》（JTG/T J21-01-2015）中主要控制測點的相對殘余變形（或應變）不宜大于20%的規定，說明橋梁結構處于彈性受力階段。

表9 工況1：第3 跨最大正彎矩截面左側偏載各測點撓度值

表10 工況2 ：第3 跨最大正彎矩截面右側偏載各測點撓度值

3.2 動載試驗

動載試驗包含環境振動試驗和無障礙行車試驗，通過脈動法測量橋梁的自然振動頻率和阻尼比，通過強制振動法測量動態系數。 比較測量的頻率、理論計算的頻率及分析測得的動態系數，檢驗這些指標能否滿足規范要求，進而判定當前橋梁結構的受力性能。

3.2.1 測試項目和測點布置

（1）環境振動試驗

環境振動試驗是在橋面無任何行車荷載以及橋址附近無規則振源的情況下，在橋梁給定的參考橫截面上布置傳感器，記錄并識別橋梁動態特性（固有頻率、模態形狀、阻尼比）及其隨時間的變化，測定橋跨結構由于風荷載、地脈動、水流等隨機荷載引起的橋跨微幅振動響應。 橋梁動載測試傳感器的測點布置見圖9。

圖9 橋面環境振動測點縱橫向布置圖

（2）無障礙行車試驗

無障礙行車試驗是在橋面無任何障礙的情況下，用1 輛40 t（400 kN）的載重汽車以10、20、30、40 km/h 的速度駛過橋跨結構， 測定橋梁在運行車輛荷載作用下的動載反應。 無障礙行車測試截面為第3 跨最大正彎矩截面，動撓度測點布置見圖10。

圖10 橋梁無障礙行車動撓度測點布置圖

3.2.2 動載試驗結果分析

（1）環境振動試驗

在環境振動試驗下測量的豎向一階阻尼比為0.737%、振動頻率S 為5.91 Hz、理論計算的振動頻率J 為4.69 Hz、S/J 為1.26。 豎向一階理論振型、實測振型見圖11～12。 動載試驗豎向一階實測頻率為5.91 Hz， 大于通過有限元計算得到的理論結構基頻4.69 Hz，且實測振型與理論振型一致，實測阻尼比0.737%，說明橋梁結構受力狀況較好。

圖11 一階模態理論振型

圖12 一階模態實測振型

（2）無障礙行車試驗

橋梁第3 跨在激振試驗下的動撓度測試時程曲線見圖13。

圖13 激振試驗動撓度測試時程曲線

大橋在無障礙行車情況下的實測沖擊系數見表11。

表11 不同車速激振下實測橋面動撓度與沖擊系數

由表11 可知，實測的沖擊系數（1+μ）換算值介于1.02～1.07。根據《公路橋涵設計通用規范》計算得到中橋的沖擊系數理論值為1.288， 因此實測值均小于規范理論值，說明橋面平整度較好、行車舒適度較高。

4 承載能力檢算

本橋板梁跨中截面為主要控制截面，具體的結構尺寸、預應力鋼束和鋼筋構造分別見圖14～19。

圖14 板梁結構尺寸圖（單位：cm）

圖15 板梁跨中和支點截面尺寸圖（單位：cm）

圖16 板梁預應力鋼束結構尺寸圖

圖17 板梁跨中和支點截面鋼束位置尺寸圖（單位：cm）

圖18 板梁普通鋼筋結構尺寸圖（單位：cm）

圖19 板梁跨中和支點截面普通鋼筋結構尺寸圖（單位：cm）

檢算涉及的主要計算參數如下：板梁采用40號混凝土，相當于現行規范的C38 等級。 預應力鋼束采用6φj-15，標準強度Ryb=1 860 MPa。 I 級鋼筋直徑φ8，分別為N1～N5、N9～N16，相當于現行規范的HPB300 等級；II 級鋼筋直徑φ12，分別為N7、N7A、N8、N17，相當于現行規范的HRB400 等級。 根據外觀檢測和靜載、動載的試驗結果，評定大安中橋的承載能力。 依據《公路橋涵設計通用規范》[3]、《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》[4]、《公路橋梁承載能力檢測評定規程》的規定，分別按計入和不計入檢算、惡化、折減、修正系數的情況，推求橋梁跨中截面正截面抗彎抗力效應和最不利荷載效應組合值，當截面抗彎抗力效應大于截面彎矩組合效應，承載能力符合要求，反之，則視為橋梁承載力不足。 預應力簡支梁橋承載能力按下列公式計算：

式（1）中：γ0—結構的重要性系數；S—荷載效應函數；R（·）—抗力效應函數；fd—材料強度設計值；adc—構件混凝土幾何參數值；ads—構件鋼筋幾何參數值；Z2—承載能力檢算系數；ξe—承載能力惡化系數；ξc—配筋混凝土結構的截面折減系數；ξs—鋼筋的截面折減系數。

根據《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》持久狀況承載能力極限狀態計算規定，參照《公路橋涵設計通用規范》（JTJ021-85）中汽車-20級，掛車-100 的原荷載等級進行計算?？缰锌刂平孛鎻澗匦M合值為1 581 kN·m，不計檢算、惡化、折減、修正系數時，板梁跨中截面抗力為1 884 kN·m。 跨中截面彎矩效應組合值小于板梁截面抗力，因此正截面抗彎強度滿足規范要求。 計入檢算、惡化、折減、修正系數時，各系數取值如下：根據橋跨主要測點應變或變位校驗系數確定承載能力檢算系數Z2為1.18；根據《公路橋梁承載能力檢測評定規程》可知承載能力惡化系數ξe=0.0264； 根據橋梁截面損傷綜合標度值R=1，得出截面折減系數ξc=1.00；根據現狀檢查結果，橋梁無沿鋼筋的裂縫，也沒觀察到鋼筋銹蝕，鋼筋截面鋼筋折減系數ξs=0.98。 按照《公路橋涵設計通用規范》（JTJ021-85）進行正截面抗彎承載力驗算，1# 梁跨中截面最大彎矩組合值為1 581 kN·m，跨中截面抗力為1 637 kN·m，跨中截面彎矩效應組合值小于板梁截面抗力，因此正截面抗彎強度滿足規范要求。

根據《公路橋梁承載能力檢測評定規程》對該橋的承載能力評定，大安中橋承載能力滿足設計荷載汽-20 級，掛-100 級的使用要求，具備設計通行汽車荷載的能力。

5 結語

通過對大安中橋外觀檢測、現場荷載試驗和承載能力檢算，得出以下結論：（1）橋梁外觀總體情況較好，全橋技術狀況評定2 類（82.9 分），存在個別病害問題但對橋梁結構承載力的影響不大；（2）靜載試驗荷載滿載時， 各控制截面測點的實測撓度值、應變值均小于理論計算值，滿足《公路橋梁荷載試驗規程》中的校驗系數的常值范圍；各撓度測點、應變測點的相對殘余變形（應變）滿足《公路橋梁荷載試驗規程》中主要控制測點的相對殘余變形（或應變）不宜大于20%的規定，說明橋梁結構處于彈性受力階段；（3）動載試驗中豎向一階實測頻率為5.91 Hz，大于通過有限元計算得到的理論結構基頻4.69 Hz，且實測振型與理論振型一致，實測阻尼比0.737%，說明橋梁結構受力狀況較好；無障礙行車試驗下，實測的沖擊系數（1+μ）換算值介于1.02～1.07，小于中橋的沖擊系數理論計算值1.288，說明橋面平整度較好、行車舒適度較高；（4）通過對橋梁進行承載能力檢算，按計入惡化、折減、修正系數的情況，計算得出橋梁跨中截面抗力大于截面彎矩組合效應值，說明橋梁承載能力符合要求，滿足設計荷載汽-20 級，掛-100 級的使用要求。