雙懸臂梁橋試驗檢測及安全技術評價

金 龍 ，曾兆權

（1.四平公路工程質量監督站，吉林四平 136000；2.松原市公路管理處，吉林松原 138000）

1 橋梁概況

嘎呀河大橋位于吉林省延邊州圖們市境內的琿烏公路（302國道）K65+722處，該橋跨越嘎呀河，橋梁于1963年11月15日建成通車。橋梁全長330 m，橋孔布置為1×9 m+13×24 m+1×9 m，上部結構型式為雙懸臂梁橋，偶數孔為錨固孔，奇數孔為鋼筋混凝土懸臂梁和掛梁孔，錨固孔跨徑為24 m，懸臂梁懸臂長度為6.5 m（掛梁孔）和9 m（第1孔和第15孔），掛梁長度為11 m，掛梁計算跨徑為10.6 m，錨固孔跨中梁高1.25 m，錨固孔支點梁高2 m，掛梁梁高1.15 m，橫橋向設置2個梁肋，梁肋間距為6 m，梁肋底寬0.65 m，梁肋間采用雙向板縱橫梁聯接。

2 檢測項目及方法

該項荷載試驗結合現場實際作業條件，選定嘎呀河大橋的第5孔(掛梁孔)和第6孔(錨固孔)進行荷載試驗。測試橋梁跨中截面的撓度和應變、橋墩支點的應變、牛腿位置的應變，掛梁支點位置的應變、懸臂端撓度和橋梁動態波形等內容。荷載試驗過程中，根據結構受力特點，采用六種不同的加載工況。該橋在進行荷載試驗時，考慮現在橋梁使用狀況，采用《公路橋涵設計通用規范》（JTJ021—89）中的汽車—15級、掛車—80荷載，人群荷載3.5 kN/m2。

3 理論計算

橋梁結構計算包括的內容如下：

（1）因橋梁已經建成，按照規范要求的荷載控制組合（組合Ⅱ）計算出控制截面總內力后需對結構自重進行扣除。

（2）扣除結構自重后再次計算橋梁各個控制截面的結構內力，然后反算加載車重量，以滿足試驗的荷載效率。

（3）根據實際加載重量計算橋梁在試驗荷載作用下各個控制截面的內力。

該次荷載試驗采用六種不同的加載工況，各種加載工況在各個控制截面產生的內力見表1[1]所列。

表1 各種工況控制截面內力表

通過計算得到的彎矩、橫向分布系數和換算截面慣性矩，并結合現場實際測得的混凝土彈性模量，計算得到在各種試驗加載工況下控制截面的應變理論計算值和撓度理論計算值，具體計算結果見表2～4所列。

表2 跨中及支點截面應變理論計算值一覽表（單位：με）

表3 牛腿位置應變理論計算值一覽表（單位：με）

表4 控制截面撓度理論計算值一覽表（單位：mm）

該項動載試驗采用跑車和跳車兩種試驗方法。該橋結構的動力性能理論計算數值如下。

（1）根據《公路橋涵通用設計規范》（JTG D60—2004）給出的一階振頻率計算公式，計算得第五孔橋（掛梁孔）一階振頻，第六孔橋（錨固孔）一階振頻。

（2）因原《公路橋涵通用設計規范》（JTJ 021—89）給出的沖擊系數計算公式只與結構跨徑有關，與結構形式無關，這種計算方法不夠精確[2]。該項試驗采用《公路橋涵通用設計規范》（JTG D60—2004）上給出的沖擊系數公式進行計算（μ=0.176Inf-0.0157），計算得第五孔橋（掛梁孔）車輛沖擊系數1+μ=1.450，第六孔橋（錨固孔）車輛沖擊系數 1+μ=1.247。

4 校驗系數

校驗系數η=Se/SS（Se：試驗荷載作用下測量的應變或撓度值；SS：試驗荷載作用下理論計算的應變或撓度值），各種工況下跨中截面的應變、撓度校驗系數η值如表5～8所列。

表5 跨中及支點應變校驗系數一覽表（單位：%）

表6 牛腿位置應變校驗系數一覽表（單位：%）

表7 跨中截面撓度校驗系數一覽表（單位：%）

表8 懸臂梁端撓度校驗系數一覽表（單位：%）

5 相對殘余變形

相對殘余變形是評價結構構件承載后彈性工

作狀態的指標，相對殘余變形S'P可按：S'P（SP/St）×100%

式中：SP——試驗荷載作用下跨中撓度殘余變形；St——試驗荷載作用下跨中撓度總變形。其跨中及懸臂梁端截面相對殘余變形見表9、表10所列。

表9 跨中截面相對殘余變形一覽表（單位：%）

表10 懸臂梁端截面相對殘余變形一覽表（單位：%）

動載試驗采用吉H 61618工程車進行橋梁動載試驗。動載試驗采用跑車試驗和跳車試驗兩種方法[3]。跑車試驗是車輛以 20 km/h、40 km/h、60 km/h的均勻速度通過橋梁，從測得的波形記錄中分析結構的沖擊系數和結構基頻。實際測量結果見表11、表12所列。

表11 沖擊系數（1+μ）實測值一覽表

表12 第一孔基頻實測值一覽表（單位：Hz）

6 鑒定結論

（2）應變校驗系數ηy值，實測ηy值范圍：第5孔（掛梁孔）跨中截面工況一和工況二ηy=63.64%～84.72%，5號墩主梁支點截面工況三和工況四ηy=50.00%～78.79%，第 6孔（錨固梁）跨中截面工況五和工況六ηy=29.78%～64.29%，第5孔掛梁牛腿控制截面工況三和工況四ηy=42.86%～147.06%，第5孔懸臂牛腿控制截面工況三和工況四ηy=40.00～126.92%。從測量數據可以看出，該橋掛梁和錨固梁的跨中應變校驗系數均小于100%且基本符合部頒鑒定辦法的要求范圍，而掛梁支點和懸臂端牛腿位置的應變校驗系數大于100%的占全部測量應變的42%（部頒鑒定辦法中提供的鋼筋混凝土梁橋應變值ηy常見范圍為40%～80%）。說明該橋的跨中和錨固梁支點位置的截面強度較高，部分位置還存在較大的安全儲備，但是實測數據反映掛梁和懸臂梁牛腿位置的截面強度卻較為薄弱（特別是牛腿的抗剪能力），從牛腿位置的病害情況也能反映出這個問題。

（3）撓度校驗系數ηr值，實測ηr值范圍：第 5孔（掛梁孔）跨中截面工況一和工況二ηr=89.43%～127.66%，第5孔（掛梁孔）懸臂梁端截面工況一和工況二ηr=67.11%～83.33%，第6孔（錨固梁）跨中截面工況五和工況六ηr=49.72%～76.74%。從試驗數據可以看出，掛梁的撓度校驗系數幾乎全部超過了90%，而錨固梁和懸臂梁端的撓度校驗系數均小于90%（部頒鑒定辦法中提供的鋼筋混凝土梁橋撓度ηr值常見范圍為50%～90%）。從上述數據可以看出該橋的掛梁結構整體剛度較差，而錨固梁和懸臂梁結構的整體剛度較高，并且有一定的安全儲備。

（4）該橋各控制截面在各種工況下相對殘余變形為3.17%～16.67%，相對殘余變形均滿足部頒鑒定辦法中需小于20%的要求，通過相對殘余變形表明該橋主梁處在良好的彈性工作狀態下。

（5）掛梁孔跑車試驗實測沖擊系數為1.448～1.593，理論計算值為1.450，實測沖擊系數接近或大于理論計算值，說明掛梁孔在正常工作狀態下的動力性能較差，車輛附加沖擊應力較大。錨固孔跑車試驗實測沖擊系數為1.020～1.034，理論計算值為1.247，實測沖擊系數小于理論計算值，并且接近于1，說明錨固孔在正常工作狀態下的動力性能良好，車輛附加沖擊應力較小。

（6）掛梁孔跳車試驗實測結構基頻為5.17 Hz，錨固孔跳車試驗實測結構基頻為3.14 Hz，而掛梁孔理論計算結構基頻為14.708 Hz，錨固孔理論計算結構基頻為4.427 Hz，實測結構基頻均小于理論計算值，特別是掛梁實測值與理論計算值相差較大，說明橋梁結構的實際動剛度較弱。

（7）通過橋梁的荷載試驗可以看出，該橋錨固孔的承載能力能夠滿足規范要求，并有一定的安全儲備，而掛梁和牛腿位置承載能力和剛度均較為薄弱。綜合評價該橋的承載能力不能達到汽—15級，掛車—80的荷載等級標準。

從試驗結果看，該橋錨固孔的承載能力能夠滿足規范要求，并有一定的安全儲備，而掛梁和牛腿位置承載能力和剛度均較為薄弱。綜合分析該次試驗的數據結果，該橋的承載能力不能達到汽車—15級，掛車—80的荷載等級標準。也說明該種型式的橋梁牛腿位置為承載能力薄弱位置。建議今后需對該橋進行長期觀測，并進行必要的加固維修，以增強牛腿位置的受力性能。

[1]姜占平，等。雙懸臂梁橋試驗檢測及技術評價[J],吉林交通科技,2010，(1):45-48.

[2]金輝.雙懸臂梁橋提載應用研究[J].公路,2010，(3):91-95.

[3]王文才.鋼筋混凝土雙懸臂舊橋的加固研究[J].中國公路,2005，(12):78-79.

[4]劉小勇,韓輝,泰州大橋工程項目建設單位安全管理實踐探討

[J],中國安全生產科學技術,2010，(02):157-162.