斜拉板橋靜動載試驗評定與病害分析

尹澤政

(廣東華路交通科技有限公司,廣東 廣州 510420)

0 引言

斜拉橋因其跨越能力大、梁高低、結構經濟合理和外形美觀等特點[1],在國內外得到廣泛發展。早期的斜拉橋由于其拉索防腐及耐久性問題未得到良好解決,導致存在拉索疲勞強度低、耐久性較差等問題。為克服斜拉橋存在的不足,國內外橋梁專家對此進行了多方面的探索,推出了斜拉板橋等新型的橋梁結構型式[2],其采用混凝土包裹斜拉索形成部分預應力斜拉板體系,較好地解決了上述問題。但斜拉板橋自身也存在斜拉板剛度較大、結構受力不明確等問題。隨著斜拉索技術的發展,拉索防腐、抗疲勞等耐久性問題得到較好的解決,目前斜拉板橋在新建橋梁中已較少采用?，F存斜拉板橋大多建于90年代,已運營多年,結構形式得到檢驗的同時也暴露出一些缺陷[3]。

為探究斜拉板橋目前的運營狀態和動力性能變化,本文以廣州市番禺區X270線沙溪大橋主橋為研究對象,對其承載能力、動力特性及病害進行了評估與分析,并提出維修加固的建議,這對延長其使用壽命、保障人民生命財產安全具有現實意義。

1 工程概況

X270線沙溪大橋主橋為2×60m預應力獨塔單面斜拉板橋,塔高15m,橋面寬18.6m。斜拉板上窄下寬,呈扇狀,上部最小寬度1.69m,下部水平寬最大寬度18.8m。主梁結構為單箱四室預應力鋼筋混凝土連續箱梁,箱內共計20道橫隔板,橫隔板最小間距3.0m。下部結構均為樁柱式墩,中墩(橋塔)與主梁固結,邊墩設置板式橡膠支座?？傮w橋型布置及現場照片如圖1和圖2所示。

圖1 總體橋型布置

圖2 單面斜拉板橋現場

圖3 試驗控制截面(單位:m)

2 承載能力評估

2.1 靜載試驗[1]

沙溪大橋于1992年建成通車,至今已運營多年。年度常規檢測顯示橋梁結構出現了裂縫、破損等諸多病害。為了評定大橋的實際工作狀態和結構承載能力,相關單位組織進行了大橋荷載試驗。本次靜載試驗的加載車參數見表1。

本次靜載試驗共設置兩個載位,分別選擇:(1)第16跨主梁距16#墩15.4m處(A-A截面);(2)第16跨主梁距15#墩22.0m處(B-B截面)。

第一載位采用4輛約30.5t的雙后軸車輛和2輛約13.5t的單后軸車輛,總重約149t,以對稱的形式布置在距16#墩15.4m的斷面上。第一載位的布置如圖4所示。車輛采用逐級加載,最終加載等級為5級。

圖4 第一載位車輛布置(單位:cm)

第二載位試驗采用4輛約30.5t的雙后軸車輛,總重約122t,以偏載的形式布置于距15#墩22m處。加載分四級逐級進行,滿載后荷載持荷30min,卸載后繼續觀測1h。第二載位的布置如圖5所示。

圖5 第二載位車輛布置(單位:cm)

根據該橋的結構特點并結合現場實際情況,將全橋分成12段,布置26個測點,測點分上下游對稱布置。撓度測點布置如圖6所示。

圖6 撓度測點布置(單位:cm)

考慮到箱內測點安裝及測量的困難,且箱外應變更大,本次荷載試驗于A-A截面、B-B截面箱梁底板布置應變測點,如圖7所示(圖中僅示意A-A截面測點,B-B截面測點布置同A-A截面)。

圖7 A-A截面應變測點布置平面(單位:cm)

2.2 動載試驗

橋梁結構的動力特性,如固有頻率、阻尼系數和振型等,與橋梁的剛度、約束條件、質量及其分布有關,是評估橋梁結構整體狀態性能的重要參數[4]。

本次動載試驗在橋梁脈動、跑車、跳車激振下,利用模態拾振傳感器拾取橋梁的動態信號,探究橋梁的動力特性。

動載測點沿橋跨布置在橋面的上、下游側,在動荷載作用下,測量其動態響應的變化。橋梁沖擊系數測量采用動應變測量,電阻應變片布置在梁底,在動荷載作用下,測量其動態響應的變化。橋梁動載測點布置如圖8和圖9所示。

圖8 主橋脈動、跑車、剎車、跳車測點布置(單位:cm)

圖9 主橋模態測點布置(單位:cm)

2.3 計算模型的建立

橋梁采用Midas/Civil三維有限元程序進行建模分析。模型(圖10)特點:

圖10 三維有限元模型

圖11 第一載位(滿載)撓度計算結果

(1)斜拉索采用施加初拉力的桁架單元模擬,斜拉板采用板單元模擬,斜拉索與斜拉板之間采用節點耦合。

(2)主梁及塔柱采用梁單元模擬,按照橋梁實際的施工工序模擬施工階段,包括臨時索的張拉與放張。

2.4 承載能力評估與分析

2.4.1 靜載試驗結果

2.4.1.1 撓度實驗結果對比

由于本次靜載試驗的布載方式及車輛載重與1994年橋梁竣工檢測方案基本一致,具有較高的可比性。本文結合兩次檢測結果及理論計算結果進行對比分析,結論如下:

(1)第一載位。第一載位(滿載)計算撓度理論值與實測值的對比如圖12所示。經對比分析可知:①第一載位滿載情況下,上游與下游實測撓度值較為接近,最大橫向增大系數ξ=1.07,說明荷載橫向分布均勻,橋梁結構對稱性良好。②橋梁最大撓度均發生在A11測點,即斜拉板末端位置,此處為設計彎矩最大的截面,同時也是本橋受力最薄弱的位置。③竣工檢測撓度實測值相對較小,小于理論計算值,說明橋梁竣工初期橋梁結構狀態良好,整體剛度較大。④根據近期檢測結果,正彎矩區撓度實測值大于理論計算值,較竣工檢測增加約46.7%,說明橋梁正彎矩抗彎剛度衰減較為嚴重。結合第二載位的分析(見本節),由于斜拉板開裂、板內預應力松弛及主梁開裂等原因造成的可能性較大。⑤由于斜拉板的存在,負彎矩區向上撓曲的程度較小。兩次荷載試驗中實測值均小于理論計算值,說明主梁向上彎曲的情況下,斜拉板受壓,增強了主梁負彎矩抗彎剛度,且隨著斜拉板開裂及預應力松弛,該效應有所增強。⑥主要控制測點A11相對殘余變形ΔSp=9%,相對較小,小于20%,說明橋梁仍處于彈性狀態[5]。

圖12 第一載位(滿載)撓度理論與實測值對比(單位:mm)

撓度校驗系數:校驗系數為試驗荷載作用下結構實測值與理論計算值的比值即η=S實測/S理論,根據《公路橋梁荷載試驗規程》(JTG/T J021-01-2015)[6],本橋可歸類為預應力混凝土橋,其撓度校驗系數常值范圍為0.7～1.0。

竣工檢測及近期檢測滿載平均值與理論計算值的分析對比見表2,表中撓度均為扣除殘余撓度后的彈性撓度值。由表2可知,竣工檢測撓度校驗系數均處于0.7～1.0之間,橋梁結構狀態良好。

表2 第一載位(滿載)撓度校驗系數

表3 第二載位撓度校驗系數

近期檢測結果顯示,正彎矩區所有的撓度校驗系數均大于1,滿載時關鍵撓度測點校驗系數超過規范允許值,不滿足《公路橋梁荷載試驗規程》(JTG/T J21-01-2015)的要求,結構剛度已不滿足設計要求,橋梁承載能力不足。

(2)第二載位。第二載位(滿載)計算撓度理論值與實測值的對比如圖14所示。在第二載位(偏載)各級荷載作用下,橋梁上、下游撓度差值較小,荷載響應最大測點(A9)處差值百分比約為12.72%,說明橋梁橫向受力較均勻,主梁整體受力情況較好。這是因為橋梁設置了較多、較密的橫隔板,增強了橋梁的橫向剛度。

圖13 第二載位撓度計算結果

圖14 第二載位(滿載)撓度理論與實測值對比(單位:mm)

根據理論計算結果,在第二載位荷載作用下橋梁上游撓度較小,上、下游撓度值相差較大,測點A9處理論橫向增大系數ξ=1.66,斜拉板的支點效應較明顯。

而近期檢測結果顯示,上游實測值與下游實測值相差較小,橫向增大系數僅為1.067,且上下游撓度值較大,均大于竣工檢測的下游撓度值,說明斜拉板支點效應不明顯,斜拉板抗拉剛度顯著下降,導致主梁剛度整體降低。根據現場情況進行分析,導致斜拉板抗拉剛度下降的原因主要有:①斜拉板混凝土開裂;②斜拉板內拉索預應力松弛。

其余結論與第一載位的結論基本一致。

2.4.1.2 應力實驗結果對比

第一載位各級加載作用下測點的應變變化如圖15所示。滿載時A截面箱梁底板拉應變實測最大值發生在A-8測點,實測應變值為47.7με,卸載后殘余應變值為1.5με,彈性應變值為47.7με-1.5με=46.2με,理論分析值為47.9με,校驗系數為46.2με/47.9με=0.96,殘余比為1.5με/47.7με×100%=3.14%。

圖15 第一載位各級加載作用下測點應變變化值

第二載位各級荷載作用下,B截面箱梁各應變測點的應變變化如圖16所示。滿載時B截面箱梁底板拉應變實測最大值發生在B-5測點,實測應變值為28.9με,卸載后殘余應變值為4.2με,彈性應變值為28.9με-4.2με=24.7με,理論分析值為25.4με,校驗系數為24.7με/25.4με=0.97,殘余比為4.2με/24.7με×100%=17.00%。

圖16 第二載位各級加載作用下測點應變變化值

第一、第二載位滿載時測點的應變校驗系數和殘余比均較小,滿足《公路橋梁荷載試驗規程》(JTG/T J21-01-2015)的要求,結構仍處于彈性工作狀態,強度滿足設計要求。

2.4.2 動載試驗結果

根據動載試驗,結構一階頻率的實測值見表4?？⒐z測結果實測值均大于理論值,表明竣工初期實際剛度大于理論剛度;近期檢測結果實測值均小于理論值,表明結構剛度已小于理論剛度。

表4 一階頻率對比

本文通過理論分析,得到斜拉板橋前四階振型模態,如圖17所示。

圖17 斜拉板橋前四階理論模態

由圖17可知,計算所得的結構振型圖變形平滑均勻、協調,滿足振型節點規律。一階振動模態為主梁豎向反對稱振動,說明橋梁主振型仍為梁式橋振型,這與其他多數斜拉板橋第一模態為斜拉板振動不同[7-8],其主要原因為本橋斜拉板尺寸較大,為整板、無鏤空設計,剛度相對較大。二階至四階振動模態均為斜拉板及主塔振動,振動模態為對稱型或反對稱型,說明斜拉板在橫向不平衡荷載或風力的作用下,可能產生扭曲或變位。

綜上所述,通過靜載試驗和動載試驗并結合有限元對比分析,在原設計荷載作用下,橋梁仍處于彈性工作狀態,但實際剛度小于理論剛度,橋梁承載能力有所不足。

3 病害分析

3.1 現場檢測情況

3.1.1 斜拉板

斜拉板主要存在沿板縱向裂縫。

(1)北斜拉板共有166條裂縫,裂縫總長度169.19m。單條裂縫長度介于15～600cm,寬度介于0.05～0.38mm,深度介于10～58mm。

(2)南斜拉板共有110條裂縫,裂縫總長度207.53m。單條裂縫長度介于13～920cm,寬度介于0.06～0.23mm,深度介于10～58mm。

3.1.2 箱梁腹板

腹板主要為縱向、斜向裂縫。

(1)箱內1#室共有56條裂縫,裂縫總長度43.01m。單條裂縫長度介于7～391cm,寬度介于0.06～0.46mm,深度介于17～347mm。

(2)箱內2#室共有78條裂縫,裂縫總長度84.85m。單條裂縫長度介于10～513cm,寬度介于0.05～0.30mm,深度介于12～169mm。

(3)箱內3#室共有71條裂縫,裂縫總長度65.25m。單條裂縫長度介于19～378cm,寬度介于0.05～0.37mm,深度介于20～142mm。

(4)箱內4#室共有36條裂縫,裂縫總長度23.24m。單條裂縫長度介于15～180cm,寬度介于0.05～0.48mm,深度介于18～140mm。

3.1.3 底板

連續箱梁底板出現不同程度的縱向裂縫。

(1)第15跨箱梁外部共有15條裂縫,裂縫總長度40.84m。單條裂縫長度介于31～770cm,寬度介于0.05～0.17mm,深度介于56～120mm。

(2)第16跨箱梁外部共有30條裂縫,裂縫總長度39.61m。單條裂縫長度介于42～350cm,寬度介于0.08～0.23mm,深度介于47～122mm。裂縫長度較長,主要分布在15-11#、16-11#節段,位于箱室底板上。

圖18 斜拉板縱裂

圖19 斜拉板縱裂裂縫圖示

圖20 腹板斜裂(局部)

圖21 腹板斜裂裂縫圖示

圖22 底板縱裂(局部)

圖23 底板縱裂裂縫圖示

3.2 病害原因分析

3.2.1 斜拉板縱、橫向裂縫

斜拉板橫向裂縫位于斜拉板跨中及拉板與橋塔連接處的上緣。該裂縫位于板受力較為集中的位置,且與板的主拉應力方向垂直,屬于受力裂縫。橫向裂縫產生的時間較早,已進行封閉,未重新開裂。

斜拉板縱向裂縫最大長度約9.2m,走向與板內鋼筋及預應力筋的走向基本一致,且裂縫深度較小,并未貫穿斜拉板,最大深度約為58mm。斜拉板縱向裂縫與板的受力方向平行?？紤]到斜拉板長期受雨水等外部環境侵蝕,空氣中的水分和氧氣易通過裂縫進入斜拉板內,對鋼筋產生銹蝕,且斜拉板鋼筋保護層厚度為4.5cm,縱向鋼筋處于斜拉板最外側,因此,該縱向裂縫考慮為斜拉板鋼筋銹蝕產生的銹脹裂縫。

3.2.2 腹板斜裂

沙溪大橋主橋連續箱梁腹板開裂較為嚴重。根據裂縫分布圖,腹板對應的兩側裂縫位置基本重合,且深度較深,最大深度347mm,考慮為貫穿裂縫,對結構受力的影響較大。裂縫走向主要為斜向裂縫。根據計算結果,箱梁腹板開裂主要為受彎和受剪共同作用下的主拉應力較大產生,其抗剪截面不足,需要加大腹板抗剪截面,同時降低主拉應力。

3.2.3 底板縱裂

底板裂縫主要分布在箱梁兩端支點處,裂縫走向為縱向裂縫,縫深較大?，F有端橫梁厚度為50cm,其端部錨固預應力較多,為集中錨固的情形,其錨下劈裂力較大,多種原因共同作用下導致底板縱向裂縫。

4 養護對策

根據番禺沙溪大橋斜拉板橋承載能力評估及病害分析后得出斜拉橋整體狀況良好、混凝土強度滿足要求但剛度有所不足的狀況,提出養護對策:

(1)病害主要集中在斜拉板及腹板,斜拉板橫向裂縫已進行處理,且效果較好?？v向裂縫為非受力裂縫,但裂縫的存在易導致板內鋼筋及預應力束銹蝕,因此宜對縱向裂縫進行壓力注漿或表面涂刷進行封閉,同時表面進行防腐涂裝阻止水汽進入板內。

(2)腹板斜向裂縫較為嚴重,可通過加大截面或粘貼鋼板提高腹板的抗剪強度。由于原腹板厚度較小,抗剪截面尺寸不足,因此可考慮加大腹板截面,同時為降低加大截面混凝土自重較大的不利影響,采用抗剪強度較高的UHPC加大腹板截面。

(3)由于斜拉索及梁內預應力的損失、混凝土開裂等原因,橋梁整體剛度下降,可采取增加體外預應力束的方案,在提高橋梁整體剛度的同時,提高橋梁抗彎承載能力。

(4)箱梁端部縱向開裂為錨固劈裂力的影響,可在板底粘貼橫向鋼板,約束裂縫的開展;同時采用UHPC加大端橫梁截面尺寸,提高錨固端混凝土的受力面積,分散預應力錨固產生的應力集中效應,減小劈裂力。

(5)根據當地調查,近幾年過橋的重載車輛主要為砂石、鋼材等運輸車輛,其載重遠超橋梁設計荷載等級。查閱往年的檢測報告,斜拉板及腹板裂縫多數為新增病害,可見超載是本橋病害的主要外因之一。因此,應對過橋車輛進行限載,在橋頭設置限高架和限載、限速標志。

(6)考慮到橋梁營運已久,材料存在老化的現象,且結構在重載車輛的振動作用下易損壞,故需加強橋梁的日常巡查和養護。

5 結語

本文介紹了建成運營30余年的2×60m斜拉板橋—番禺沙溪大橋近期檢測情況,并結合竣工檢測及理論計算結果進行了對比分析,得到以下主要結論:

(1)沙溪大橋目前運營狀況良好,殘余變形(應變)較小,結構處于彈性工作范圍內。但橋梁縱向剛度有所下降,承載能力不足。

(2)由于橋梁原設計時布置了較多、較密的橫隔板,顯著提高了橋梁的橫向剛度,主梁受力均勻,整體性好。在荷載作用下,扭曲變形小,有利于保證橋梁的行車舒適性。

(3)相較于竣工期而言,橋梁縱向剛度衰減較為嚴重,斜拉板作為中支點的效應較低。導致這一情況的原因主要是斜拉板開裂,其抗拉剛度降低。

(4)在長期荷載作用下,斜拉索預應力松弛、斜拉板抗拉剛度下降是該橋的主要病害之一。由于斜拉索預應力松弛檢測和加固困難,是此類橋梁后期維護的一大難點。

(5)增設體外預應力是提高橋梁剛度及抗彎承載能力的有效措施,在本橋加固設計時也同樣可以考慮采用,但應做好新增預應力束的配置和錨固措施。

(6)在舊橋加固方案比選過程中,可考慮采用UHPC作為構件加大截面的加固材料。在充分利用UHPC強度的同時,減小加固材料的自身重量,降低其不利影響。