某连续箱梁桥火灾后静载试验检测及承载力评定

■陈嘉齐

（1.福建省交通科学技术研究所；2.福建省公路、水运工程重点试验室，福州　350004）

某连续箱梁桥火灾后静载试验检测及承载力评定

■陈嘉齐1,2

（1.福建省交通科学技术研究所；2.福建省公路、水运工程重点试验室，福州350004）

本文通过对某连续箱梁桥火灾后现场外观检查和材质强度检测评定，结合有限元软件建立结构模型及静载试验对其承载力进行评定。结果表明该桥跨结构承载能力满足设计荷载等级要求。

连续箱梁火灾事故灾后检查静载试验承载力评定

1　工程概况

某预应力连续箱梁桥位于国道线上，2002年建成通车。桥梁全长608.66m，上部结构采用15孔40m等跨、等截面预应力混凝土连续箱型梁（见图1）。桥宽为：1.50m（人行道）+12.00m（车行道）+1.50m（人行道）。箱梁为单箱单室结构，顶板宽14.0m，底板宽6.0m，梁高2.50m，跨中截面底板厚度为0.22m。桥墩采用钢筋混凝土双柱式墩身直接对接钻孔桩基础。道路等级为城市主干道I级，设计荷载为汽车-20级，挂车-100级，人群3.50kN/m2。2016年2月8日，桥下堆积的废旧塑料制品因不明原因起火燃烧约2个小时。由于该桥通行交通量大，为保证行车安全，急需对该桥进行灾后静载试验检测及承载能力评定［1］。

本文根据火灾后桥梁外观检查结果，针对箱梁材料及截面缺损调整有限元模型使其接近于实际受损状态。同时结合静载试验对该桥跨结构承载力进行评定［2］，为该桥提出灾后应急处置意见及加固设计依据。

2　桥梁缺损状况检查及材质强度检测评定

2.1桥梁结构损伤状态调查

火灾对桥跨的损害主要集中在第12跨箱梁主梁距11#墩6.0m～20.0m之间梁底范围和11#、12#墩柱，如图2所示。

调查结果如下：（1）主梁结构：箱梁梁体的缺损主要集中在第12跨，整个受损区域面积达 78.0m2；梁底混凝土损伤剥落厚度均达20mm，靠近火源区域受损最为严重，最深达45mm，且梁底右侧边角位置混凝土剥落严重，梁底预应力束架立钢筋出露，如图2所示；箱梁梁底共计6条横向裂缝，且均延伸至腹板，其中4条较 2014年检测结果无变化，2条为火灾后新增裂缝，梁底最大缝宽0.20mm，腹板最大缝宽为 0.14mm，缝深最大为37mm；左侧腹板、翼缘板出现大面积混凝土剥落露筋；（2）支座：火灾影响区域内4个支座（盆式固定）钢板防锈油漆表面附着黑烟，且有脱皮现象；（3）墩柱：4根墩柱均出现混凝土保护层剥落、露箍筋、竖向主筋损伤，11-2墩柱损伤程度最严重，混凝土受损最大深度78.42mm，表面呈土黄色、灰白色；11#、12#墩4根墩柱被大火灼烧的区域敲击空鼓沉闷声明显；11-1墩柱3条竖向裂缝，缝长分别为L1=1.20m、L2=1.40m、L3=1.00m，缝宽分别为 D1=0.36mm、D2=0.36mm、D3= 0.40mm。

2.2桥梁材质强度检测评定

根据外观检查的火灾影响范围，选取部分梁体和墩柱进行混凝土回弹测试。

根据 《回弹法检测混凝土抗压强度技术规程》［3］（JTJ T23-2011）规定，同时参考上海市地方标准《火灾后混凝土构件评定标准》［4］（DBJ08-219-96）对火灾后混凝土回弹强度进行修正，推定结果如表1所示。

表1　　主要受灾构件火灾后混凝土强度推定结果

3　静载试验

3.1试验工况

根据混凝土强度推定结果，假设如下条件：①第12跨距11#墩6.00m～22.00m范围内的混凝土强度接近于C30；②此范围内梁底0mm～45mm高度范围的混凝土退出了整体受力工作。在此基础上应用MIDAS软件进行建模计算，并结合现场桥梁损伤检测结果，选择第12跨三处控制截面进行试验，同时对火灾影响范围内的支座压缩情况进行试验观测，具体如表2及图4。

表2　静载试验加载工况

3.2测点布置

（1）应变测点：第12跨跨中截面（Ⅰ-Ⅰ）、第12跨梁底受损最深截面（Ⅱ-Ⅱ）、11#墩支点负弯矩截面（Ⅲ-Ⅲ），测点布置如图5所示。

（2）挠度测点：第12跨跨中截面（Ⅰ-Ⅰ截面）、第12跨梁底受损最深截面（Ⅱ-Ⅱ截面），测点布置如图6所示。

（3）支座压缩量：11#墩支座、12#墩支座，如图7所示。

（4）裂缝：第12跨距11#墩18.85m、19.10m、21.80m、21.90m梁底横向裂缝监测，如图8所示。

3.3桥梁承载能力的评定方法

（1）校验系数

校验系数η是评定结构工作状况，确定桥梁承载能力的一个重要指标，可以从中判定桥梁结构的承载能力的工作状态。

实测结构校验系数η是试验的实测值与理论计算值的应力或挠度之比，它反映结构的实际工作状态。

对于应力，则

对于挠度，则

η值越小说明结构的安全储备越大，但η值不宜过大或过小，如η值过大说明组成结构的材料强度可能较低，结构各部分联结性能较差，刚度较低等。η值过小可能说明组成结构材料的实际强度及弹性模量较大，梁桥的混凝土铺装及人行道等与主梁共同受力，支座摩擦力对结构受力的有利影响，以及计算理论或简化的计算图式偏于安全等等。另外，试验加载物的称量误差、仪表的观测误差等对η值也有一定的影响。

（2）相对残余变位（或应变）

残余变位（或残余应变）按下列下公式计算：

总变位（或总应变）St＝Sl－Si

弹性变位（或弹性应变）Se＝Sl－Su

残余变位（或残余应变）Sp＝St－Se＝Su－Si式中：Si——加载前测值；

Sl——加载达到稳定时测值；

Su——卸载后达到稳定时测值。

引入相对残余变位（或应变）的概念描述结构整体或局部进入塑性工作状态的程度。

相对残余变位（或应变）按下式计算：

S′p=Sp/St×100%

式中：S′p——相对残余变位（或应变），Sp、St意义同前。

3.4静载试验结果

（1）由表3可知，该桥第12跨跨中截面挠度校验系数分别为0.99和1.00，相对残余挠度最大值为3.0%；第12跨梁底受损最深截面挠度校验系数为0.95和0.98，相对残余挠度最大值为4.0%。各测试截面挠度校验系数均接近于1.00，相对残余挠度最大值均小于《公路桥梁荷载试验规程》［5］（JTG/T J21-01-2015）规定限值20%。表明在假设条件下，现场实测挠度值与理论计算挠度值较为接近，模型假设条件与现场灾后情况较为接近。

表3　各工况挠度分析

（2）由表4可知，该桥第12跨跨中截面应变校验系数为0.87～0.97，相对残余应变最大值为14.3%；第12跨梁底受损最深截面应变校验系数为0.84～0.98，相对残余应变最大值为14.8%；11#墩支点负弯矩截面应变校验系数为0.86～0.89，相对残余应变最大值为18.2%。各测试截面应变校验系数均接近于1.00，相对残余应变最大值均小于《公路桥梁荷载试验规程》（JTG/T J21-01-2015）规定限值20%。表明在假设条件下，现场实测应变值与理论计算应变值较为接近，模型假设条件与现场灾后情况较为接近。

表4　各工况应变分析

（3）从表5可以看出，在试验工况7荷载作用下，11#墩柱支座压缩量实测平均值为0.16mm，而在试验工况8荷载作用下，12#墩柱支座压缩量实测平均值为0.12mm，相对残余变位最大为17.6%，卸载后均能够较好地恢复到初始状态。

表5　各工况支座压缩量分析

（4）从表6可以看出，在试验荷载工况作用下，跨中截面附近4条横向裂缝均发生开展，最大开展宽度为0.037mm（初始缝宽0.20mm），在卸载后裂缝均能恢复到初始状态，试验过程中未见新裂缝产生。同时各测试截面附近均未观测到新裂缝。

表6　裂缝开展监测结果表

4　承载能力评定

根据设计施工图纸、火灾后现场实测资料以及静载试验结果对灾后模型参数进一步调整，在原设计标准荷载作用下该桥左幅第二联火灾前后承载能力极限状态受弯荷载效应基本组合计算结果如图9所示，第12跨控制截面抗弯承载能力检算结果见表7。

表7　抗弯承载能力检算结果表

由表7可知，该桥左幅第二联控制截面的正截面抗弯承载力能够满足设计荷载等级要求，火灾后截面抗力效应较火灾前降低最大幅度为5%。

5　结论

通过桥梁缺损状况检查及材质强度检测评定及静载实验得到如下结论：

（1）在试验工况荷载作用下，桥跨结构各测试截面挠度与应变校验系数均小于或处于 《大跨径混凝土桥梁的试验方法》规定的常值范围，相对残余挠度均小于《大跨径混凝土桥梁的试验方法》规定的20%。

（2）在试验工况荷载作用下，测试墩柱支座具有较好的弹性变形能力。

（3）在试验工况荷载作用下，测试截面横向裂缝均发生开展，在卸去荷载后裂缝均能够恢复到初始状态，试验过程中未见新裂缝产生。

（4）该桥跨结构火灾后承载能力能满足设计荷载等级要求，火灾后的抗弯承载能力相比火灾前有所降低，从安全性和耐久性方面考虑，建议立即对火灾受损位置进行加固修复。

［1］刘其伟，王峰，等.火灾受损桥梁检测评估与加固处理［J］.公路交通科技，2005（2）：71-74.

［2］JTG D60-2004，公路桥涵设计通用规范［S］.

［3］JTJ T23-2011，回弹法检测混凝土抗压强度技术规程［S］.

［4］上海市建筑科学研究院编制.DBJ08-219-96，火灾后混凝土构件评定标准.1996.

［5］JTG/T J21-01-2015，公路桥梁承载能力检测评定规程［S］.