溫查爾大橋靜載試驗分析

王益愷，張洪亮，于海波(黑龍江省公路勘察設計院)

溫查爾大橋靜載試驗分析

王益愷，張洪亮，于海波(黑龍江省公路勘察設計院)

溫差爾大橋經過多年的運營，橋梁結構出現了不同程度的病害，為了解橋梁的實際工作狀態和承載能力，對該橋進行了靜載試驗。該文闡述了靜載試驗，測定了橋跨結構的強度和剛度。試驗結果分析表明：橋跨結構基本處于彈性工作狀態，強度和剛度滿足設計荷載要求，但抗裂性不足，主梁間無可靠聯系，呈現單梁受力狀態，4#墩沉降量較大。針對靜載試驗結果，對該橋提出了維修與加固建議。

少筋微彎板;靜載試驗;力學性能;加固改造

0 前言

溫查爾大橋位于黑龍江省北安至黑河段原三級公路，里程樁號K211+477。該橋修建于1981年，至今已運營多年，上部結構各構件間連接縫處均存在滲水泛白現象，I形梁梁端范圍內存在斜裂縫，跨中存在豎向受拉裂縫，裂縫寬度超限;微彎板出現縱橋向受拉裂縫。4#墩下游側墩柱存在凍拔狀況，凍拔量為10 cm，在使用荷載作用下，該墩柱隨時可能傾倒，存在較大的安全隱患。

為了解該橋的實際技術狀況，對該橋進行了靜載試驗。

1 工程概況

該橋橋孔分布為5×16 m，全長84.04 m，橋面凈寬為7 m+2×0.75 m;設計荷載等級為汽-15，掛-80級。上部結構采用少筋微彎板組合梁，每孔由5片I形梁組成，主梁混凝土標號為250號，橋面鋪裝采用7～12 cm厚300#防水混凝土;采用切線式支座。下部結構采用雙柱式墩臺，鉆孔灌注樁基礎，墩臺柱徑均為1.0 m，樁徑均為1.2 m。下部除鉆孔樁采用200#混凝土外，其余均采用250#混凝土。

2 試驗結果分析

2.1 試驗孔主梁跨中截面撓度分析

在工況1試驗荷載作用下，主梁跨中斷面撓度實測值如表1所示。

表1 主梁跨中斷面撓度表

表2中數據表明，在工況1試驗荷載作用下，試驗孔主梁的撓度校驗系數介于0.338～0.415之間，最大值為0.415，接近鋼筋混凝土梁橋撓度校驗系數η的常見值0.5～0.9的下限值。

上述分析說明試驗孔主梁跨中截面豎向剛度能夠滿足汽-15、掛-80荷載的設計和使用要求。

2.2 相對殘余變形分析

相對殘余變形是評價結構構件承載后彈性工作性能的指標，跨中撓度的相對殘余變形越小，說明結構彈性工作狀況越充分，工況1試驗荷載作用下主梁撓度殘余變形分析結果如表2所示。

表2 主梁跨中撓度相對殘余變形 %

由表3可見，在工況1試驗荷載作用下，試驗孔主梁跨中撓度的相對殘余變形介于2.38% ～13.73%，小于20%，表明橋跨結構基本處于彈性工作狀態。但個別主梁殘余變形相對較大，彈性變形安全儲備較低。

2.3 主梁跨中斷面荷載橫向分布系數

根據主梁的跨中撓度實測值，計算工況1試驗荷載作用下主梁的實際橫向分布情況，見表3。

表3 主梁跨中截面實測的橫向分布系數表

表3數據和圖6表明，在工況1荷載作用下，各主梁實測橫向分布系數由3#梁向兩邊主梁呈逐漸減小趨勢，實測3#梁橫向分布系數最大，數值為0.427;而橫向分布系數理論計算值由1#梁向5#梁呈逐漸減小的趨勢，1#梁橫向分布系數最大，數值為0.411。

實測值與理論計算值相比存在一定的差異，可能系由I形梁間微彎板及橫系梁存在不同程度的破損所致。

2.4 試驗孔主梁跨中應變應力分析

在工況1試驗荷載作用下，混凝土應變沿梁高分布基本呈線性分布。為減少試驗誤差，應用最小二乘法原理對各截面測點數據進行回歸分析，確定一條誤差較小的最佳試驗曲線，即沿梁高變化的直線方程。1#梁側混凝土應變測試結果，根據最佳試驗曲線，將應變乘以混凝土彈性模量，即得到相應測點的混凝土應力，見表4。

表4 1#梁實測應力表

表4應力計算值計算時，采用實測的橫向分布系數。主梁混凝土應變分析表明，控制斷面混凝土應變沿梁高的變化基本符合受彎構件的平面假設;主梁混凝土上下緣應力校驗系數均介于鋼筋混凝土梁橋應力校驗系數常見值0.4～0.8之間;實測開裂截面中心軸高度低于理論計算的開裂截面中心軸高度。上述分析說明：結構強度可以滿足汽-15、掛-80汽車荷載的設計及使用要求。

2.5 裂縫情況

在工況1試驗荷載加載前后分別對1#主梁梁側跨中附近裂縫進行了檢測，檢測結果見表5。在試驗荷載加載前，1#邊梁梁側跨中附近豎向受力裂縫最大縫寬為0.26 mm;加載穩定后，該裂縫最大縫寬發展至0.29 mm;卸載穩定后，該裂縫最大縫寬為0.28 mm，未恢復至初始縫寬，縫寬大于限值要求;加載前后無新裂縫產生。

表5 工況1試驗荷載加載前后主梁裂縫實測表

裂縫寬度未超限值要求，但卸載后裂縫未恢復至加載前初始寬度，表明結構抗裂性不能滿足汽-15、掛-80荷載的設計及使用要求。

2.6 測點主拉應力分析

為了確定主梁梁端最大剪力處的平面應力狀態，采用應變花測出測點A，45°斜截面的橫向應變、縱向應變及水平向應變，計算出主應變，從而計算出測點A處主應力實測值。將實測的主應力與理論計算的主應力進行比較，見表6。

表6 工況2試驗荷載作用下2#梁測點A應力表

在工況2試驗荷載作用下，測點A處主拉應力校驗系數介于鋼筋混凝土梁橋應力校驗系數常見值0.4～0.8之間，并且實測的最大主拉應力與理論計算的最大主拉應力均小于混凝土的抗拉強度，說明在工況2試驗荷載作用下，試驗孔梁端平面應力狀態較好。

2.7 最大豎向反力雙列偏心加載數據分析

在工況3試驗荷載作用下，4#墩兩墩柱沉降量實測值見表7。

表7 工況3試驗荷載作用下4#墩沉降實測表

由表7可知，4#橋墩的最大沉降量為5.1 mm，且卸載后變形未完全恢復。

3 結論

通過對該橋進行靜動載試驗得出如下結論。

(1)在試驗荷載作用下，主梁撓度校驗系數最大值為0.415，接近鋼筋混凝土梁橋撓度校驗系數η的常見值0.5～0.9的下限值，試驗孔主梁跨中截面豎向剛度能夠滿足汽-15、掛-80荷載的設計和使用要求。

(2)試驗孔主梁撓度的相對殘余變形均小于20%，表明橋跨結構基本處于彈性工作狀態，但個別主梁殘余變形相對較大，彈性變形安全儲備較低。

(3)在試驗荷載作用下，橫向分布系數實測值與理論計算值相比存在一定的差異，可能系由I形梁間微彎板及橫系梁存在不同程度的破損所致。

(4)混凝土應變沿主梁梁高的分布規律基本呈線性分布，基本滿足平面變形假定。

(5)主梁混凝土上下緣應力校驗系數均介于鋼筋混凝土梁橋應力校驗系數常見值0.4～0.8之間，實測開裂截面中心軸高度低于理論計算的開裂截面中心軸高度，結構強度可以滿足汽-15、掛-80荷載的設計及使用要求。

(6)加載前后，主梁跨中附近豎向受力裂縫最大縫寬由0.26 mm發展至0.29 mm，卸載后該裂縫縫寬未恢復至加載前寬度，結構抗裂性不能滿足汽-15、掛-80荷載的設計及使用要求。

(7)在試驗荷載作用下，實測的測點A處主拉應力校驗系數介于鋼筋混凝土梁橋應力校驗系數常見值0.4～0.8之間，并且實測的最大主拉應力與理論計算的最大主拉應力均小于混凝土的抗拉強度，試驗孔梁端平面應力狀態較好。

(8)在試驗荷載作用下，4#橋墩的最大沉降量為5.1 mm，且卸載后變形未完全恢復。

綜上所述，結構跨中截面豎向剛度、結構正截面強度和最大剪力測點強度均能夠滿足汽-15、掛-80原設計荷載的要求，撓度殘余變形小于限值要求，結構基本滿足平面變形假定。結構橫向聯系較為薄弱，結構抗裂性不足，4#橋墩的最大沉降量相對較大，達5.1 mm。

［1］宋一凡，賀拴海.公路橋梁荷載試驗與結構評定［M］.北京：人民交通出版社，2002.

［2］諶潤水，胡釗芳.公路橋梁荷載試驗［M］.北京：人民交通出版社，2002.

［3］胡大琳.橋涵工程試驗檢測技術［M］.北京：人民交通出版社，2000.

U445

C

1008-3383(2012)11-0096-01

2012-04-17