钢筋混凝土桥梁结构承载能力评定方法的研究

张 璐

(甘肃省交通科学研究院集团有限公司,甘肃 兰州 730000)

1 工程概况

某线东黑河大桥上部结构采用4×12.6 m空心板+T梁，全长62.4 m。下部结构采用柱式墩，柱式台，桩基础。桥宽12.0 m，横向布置为：1.5 m(人行道+护栏)+9.0 m(行车道)+1.5 m(人行道+护栏)。该桥修建于1965年，原设计荷载等级为汽—13，拖—60。1997年进行加固，将简支梁变为四跨一联的连续梁，加固后设计荷载等级为汽车—20级，挂车—100。

2 桥梁缺损状况检查

通过对桥梁结构材料缺损状况检查，以判断桥梁结构损坏程度和原因，及时发现桥梁存在的安全隐患，进一步提出检测、试验或监控的建议。

经现场检查该桥上部结构存在的主要病害如表1所示。

表1 桥梁上部结构病害统计表

2.1 梁体水蚀

从图1，图2可以看出全桥T梁总数为28片，翼板水蚀梁为25片，占全桥T梁总数的89.29%。

病害成因分析：由于边梁翼板、腹板和梁底水蚀严重，导致梁体抗剪能力、抗扭能力和混凝土耐久性降低，进而造成梁体承载能力降低。中间T梁翼板水蚀的原因是桥面铺装层的损坏，雨水沿桥面铺装层裂缝渗入，从湿接缝处流向两侧翼板。边梁翼板水蚀的原因是人行道板较宽，且由预制混凝土板拼装组成，雨水从预制板间及桥面铺装层渗入，并由护栏底座流向边梁。

2.2 梁体裂缝

腹板斜向、竖向、U形裂缝：该桥共有梁28片，均存在裂缝梁为19片，占全桥T梁总数的67.9%。从表2看出0～L/4段腹板斜向裂缝23条、L/2处腹板斜向裂缝71条、3L/4～L段腹板斜向裂缝20条，最大缝宽小于0.15 mm的有85条，最大缝宽不小于0.15 mm的有29条。根据简支梁受力分析得出0～L/4，3L/4～L段主要受剪应力，L/2处主要受拉应力。

表2 梁体腹板裂缝统计表

病害成因分析：本桥腹板斜向裂缝主要集中在受剪区域，腹板竖向裂缝主要集中在受拉区域，且该桥梁腹板较薄刚度不足，而该条线路交通量较大，受汽车荷载作用T梁剪力和拉应力过大，超过混凝土抗剪和抗拉强度产生裂缝。根据简支梁受力分析得出0～L/4段主要受剪应力，结合该桥裂缝出现的位置和发展方向可以判断出：斜向裂缝产生在主要受剪应力作用的区域。裂缝产生的原因是由于该桥梁腹板较薄刚度不足，建设年代久远，且交通量较大等因素的影响，导致梁受汽车荷载作用所产生的剪力过大，超过腹板混凝土抗剪强度产生裂缝(见图3)。

3 桥梁材质状况与状态参数的检测

桥梁材质状况与状态参数包含混凝土强度检测评定、钢筋锈蚀电位检测评定、混凝土碳化深度检测评定和桥梁结构自振频率检测评定等多方面内容，本文将着重从这几个方面进行阐述。

3.1 上部结构混凝土强度评定、钢筋保护层厚度检测评定

经现场检测与统计计算，该桥所有上部结构构件强度评定标度均为1，强度状况良好。

3.2 钢筋锈蚀电位检测

本桥采用半电池电位法，对每个测区布设20个测点。测试结果如表3所示。

表3 混凝土钢筋锈蚀电位检测结果

3.3 混凝土碳化状况检测

混凝土碳化评定结果见表4。

表4 混凝土碳化评定结果

3.4 钢筋保护层厚度检测

钢筋保护层厚度检测结果见表5。

表5 钢筋保护层厚度检测结果

从表5中可以看出4个测区的保护层对钢筋的耐久性有轻度影响不显著；2个测区的保护层对钢筋的耐久性有轻度影响；1个测区的保护层对钢筋的耐久性有影响；7个测区的钢筋保护层对钢筋耐久性有较大影响。

3.5 桥梁结构自振频率检测评定

根据实测自振频率fmi与理论计算频率fdi的比值，按表6确定自振频率的评定标度。

表6 桥梁自振频率评定标准

该桥上部结构理论计算自振频率fdi为7.68 Hz，现场实测自振频率fmi为9.38 Hz，fmi/fdi=1.22，桥梁自振频率评定标度为1。

4 桥梁承载能力检算

4.1 主梁荷载效应检算结果

依据相关规范要求取用结构重要性系数、荷载分项系数。采用有限元法计算承载能力极限状态下最不利荷载工况产生的截面荷载效应组合值。截面设计抗力效应采用MIDAS Civil软件RC设计模块，依据设计规范进行验算(见表7)。

表7 主要控制截面最不利荷载效应组合值及设计抗力效应

4.2 正截面抗弯强度检算

不考虑桥面铺装混凝土参与共同作用，依据评定标准，分别按计入和不计入恶化、折减的情况，计算得到的跨中、墩顶正截面抗力效应及其与最不利荷载效应组合值如表8所示。

表8 跨中、墩顶截面抗弯强度检算表

由表8可知：计入恶化、折减系数后，跨中截面正截面抗弯承载力大于最不利荷载组合效应值，墩顶截面4-3号梁截面抗弯承载力大于最不利荷载组合效应值，4-2号板截面抗弯承载力小于最不利荷载组合效应，正截面抗弯强度不满足设计荷载要求。

4.3 斜截面抗弯强度检算

不考虑桥面铺装混凝土参与共同作用，依据评定标准，分别按计入和不计入恶化、折减的情况，计算得到的支点斜截面抗力效应及其与最不利荷载效应组合值见表9。

表9 支点截面抗剪强度验算表

由表9可知：计入恶化、折减系数后，支点截面4-2号板、8-3号梁斜截面抗剪承载力均小于最不利荷载组合效应值，不满足最不利荷载组合效应。

4.4 主梁刚度验算

不考虑桥面铺装混凝土参与共同作用，采用有限元法计算承载能力极限状态下最不利荷载工况下产生的最大挠度，依据评定标准，计算得到的最大挠度值与容许挠度见表10。主梁的容许挠度为：

表10 主梁刚度检算表

fd=[f]=l/600=21 mm。

由表10可知,4-2号板、4-3号梁最不利工况下主梁最大挠度均小于容许挠度，主梁刚度满足设计要求。

5 桥梁承载能力评定结果

1)由于该桥梁腹板较薄刚度不足，建设年代久远，且交通量较大等因素的影响，导致梁受汽车荷载作用所产生的剪力过大，超过腹板混凝土抗剪强度产生裂缝。以及桥面排水系统等原因造成腹板、翼板水蚀严重。

2)由于钢筋保护层较薄，因此对结构钢筋耐久性产生了影响。

3)承载能力极限状态下，4-2号板墩顶正截面抗弯强度小于该截面的最不利内力组合值，支点截面4-2号板、4-3号 梁斜截面抗剪承载力均小于最不利荷载组合效应值。截面荷载效应与设计抗力效应之比大于1.2，需进行荷载试验进一步确定其承载能力。

4)正常使用极限状态下，结构变形满足设计规范要求的容许值。

5)在汽车—20级，挂车—100荷载作用下，东黑河大桥上部结构承载力不满足设计要求。