既有预应力混凝土桥梁现存预应力原位试验研究

黄 颖

(福建船政交通职业学院，福州 350007)

引 言

预应力混凝土结构是依靠张拉力筋建立具有内应力的结构，其原理造成了其特殊性以及与普通钢筋混凝土在设计、施工、维护方面上的区别。预应力筋是预应力混凝土结构的关键受力部件，其有效或失效直接关系到结构的安全、适用与耐久性。随着预应力技术大量地应用于工程实践及对其认识地不断深入，预应力混凝土结构的诸多缺陷和不足逐步被发现［1］。工程实践表明，由于预应力筋的严重损坏而引起的预应力混凝土结构的破坏是不可挽救的［2］。

对预应力筋有效性的评价，传统方法大多是基于新浇筑梁体的试验来进行理论分析［3-4］，但是新浇筑梁体无法体现已服役几十年梁体的实际情况，分析结果存在一定的偏差。另一方面，少数的以既有预应力结构作为研究对象的文献，其分析局限于理论研究阶段，如侯天宇等建立了在役桥梁安全性评估模型、裂缝演化分析模型和变形演化分析模型，从理论层面对长期服役的桥梁进行了可靠性分析［5-10］。现有的研究大都是利用有限元手段实现桥梁极限承载力的评估［11-13］，而对既有预应力混凝土梁桥现场原位试验开展得较少。

鉴于此，对某座已经服役20年的既有预应力混凝土梁桥进行原位静载试验，逐级加载直至桥梁开裂破坏，得到主梁挠度及应变试验数据，通过试验数据和理论计算数据的对比分析，获得既有结构现存预应力。通过原位试验实现了对既有结构现存预应力的评估，对类似桥梁的判断加固、拆除有重要的借鉴意义。

1 工程背景介绍

福州市鳌峰闽江大桥已建成通车20年，为适应当前交通的需求，将对其北引桥进行改造，包括对北向东侧的引桥进行拆除并另建。拟拆除的原D 匝道桥的上部结构采用19 m×16 m 的多跨连续预应力混凝土空心板梁，下部结构采用柱式墩配桩基，如图1 所示。

图1 工程总平面布置图(单位:cm)

从图1 可知，桥梁呈南北方向，桥主体长度306.8 m，宽度8.75 m，匝道桥共计19 孔，第1 ～5 孔为直线孔，第6 孔为直弯孔，第7 ～19 孔为弯曲孔，荷载等级为汽车-超20 级、挂车-120 级、人群荷载4 kN/m2。桥面总宽度为8.75 m。

桥面横向断面布置如图2 所示。具体尺寸为:0.75 m防撞栏、7.50 m 行车道、0.50 m 防撞栏。主梁为5 孔整体空心板截面，混凝土等级为50 标号，梁高0.9 m。

图2 标准断面图(1-1 断面，单位:cm)

为研究桥梁的受力性能、实际承载能力及现存预应力的大小，对该桥进行现场原位试验。

2 原位试验方案

2.1 测试断面及测点布置

为了获得主梁各关键截面在逐级加载作用下的挠度及应变，对各截面进行挠度及应变测试断面布置。主梁在试验荷载作用下的挠度测试断面布置及应变测试断面布置如图3 所示。

图3 主梁测试断面

梁体挠度测量:在关键截面的梁体东西两侧面分别黏贴钢尺作为水准测点，利用水准仪进行高差观测来获得各个工况下截面挠度变化值，同时在同一位置黏贴反光片，利用全站仪来观测高差，两种方法互为补充和验证，使获得的挠度更加精确有效。

梁体应变测量:分别在跨中截面梁底和支座截面梁顶黏贴应变片，通过数据采集系统获得各工况下的应变值，采用规格为50 mm × 3 mm 电阻应变片，型号为BX120-50AA，灵敏系数为2.08 ±1%。

主梁各测试截面的挠度测点布置于东西两侧;桥梁测试断面达到8.75 m，在测试断面处均匀布置6 个测点，主梁各测试截面的挠度测点和应变测点布置如图4 所示。

图4 主梁横截面测点示意图

2.2 试验荷载及工况设计

首先进行设计荷载试验，以研究桥梁在正常使用阶段的结构性能。根据原设计规范，首先确定桥的设计荷载等级为汽车-超20 级、挂车-120 级时的控制截面设计最大弯矩值，以此作为试验荷载加载量的控制依据，再进行桥梁的原位加载试验，逐级增加荷载，直至受拉区混凝土开裂或桥梁破损。

根据三跨连续梁桥的结构受力特点，试验所选取的荷载加载控制截面有两种:①1#内支座负弯矩截面不利布置;②0#～1#边跨跨中最大正弯矩不利布置。针对这两种加载方式，试验过程中均采用分级加载方式进行。

荷载逐级增大的过程中，对桥梁结构正常使用阶段、设计荷载下、混凝土开裂、结构破坏的全过程进行观测与分析。

根据计算分析，将试验荷载共分为13 个工况来进行，并结合现场实际情况进行适当调整。各工况下的现场实际布置情况如图5 所示。从图5 可知，工况1 ～5:将60 t 的吊车直接作为配重量布置在0#～1#边跨，利用吊车对1# ～2#中跨逐级加载混凝土配重块，获得梁体在正常使用阶段的变形及截面混凝土应变情况;工况6: 卸载0# ～1#边跨配置来考察梁体在弹性阶段卸载后的恢复能力;工况7 ～13:对边跨持续加载，直到测试截面混凝土开裂。

图5 工况1 ～13 的加载示意图

2.3 数据采集

对于破坏性试验，建立一个可靠的数据采集系统来实现远程传输、自动采集和监测是十分必要的，这不仅可以最大程度地保证人员安全，而且采集数据将更便捷、准确，对试验后的数据整理也很有帮助。试验中用到的数据采集系统如图6 所示，远程监测雷达系统如图7 所示。

图6 应变数据采集系统

采用的各种观测手段中，精密水准仪、Leica 全站仪、IBIS-S 建筑微变远程监测雷达系统需要人工观测，其余的测量方法都可以接入到数据采集系统中。

图7 IBIS-S 远程监测雷达系统

3 试验结果与计算分析

3.1 试验结果

3.1.1 主梁挠度

各试验工况下，主梁关键截面各测点的挠度实测值见表1，各级加载工况与挠度的关系曲线如图8 所示。

表1 主梁截面挠度实测值(单位:mm)

图8 关键截面加载工况-挠度关系示意图

从表1 和图8 可知，主梁测试截面两侧挠度随加载工况变化的趋势基本一致;工况1 到工况6 随中跨加载量的逐级增大，其边跨跨中挠度逐渐减少; 工况7 到工况13 随边跨加载量的逐级增大，其中跨跨中挠度逐渐减少;工况13 的边跨跨中挠度达到6.2 mm，截面底部出现裂缝;由于负弯矩的影响，边跨和中跨跨中挠度均随其加载级别的增大而挠度减少，这符合连续梁的受力特点。

3.1.2 主梁应变

各试验工况下，在主梁各关键截面0#～1#的1/4、0#～1#的跨中、0#～1#的3/4、1#～2#的跨中下缘处均匀布置6 个应变测点，此外，在1#支座、2#支座上缘截面均匀布置6 个应变测点。因为截面较大，应变片分布较离散，为了能较为准确和安全地反映结构受力状态，取各截面6 个测区应变最大值汇总，见表2。测试截面加载工况与应变的关系如图9 所示。

表2 主梁测试截面各测点应变实测最大值(单位:με)

图9 测试截面加载工况—应变关系示意图

从表2 和图9 中可知，随着荷载逐级加大，边跨跨中底部的应变也增大，其中工况13 的值最大，约为201 με;1#支座负弯矩区域截面顶部应力随边跨荷载的增大而增大;而受到负弯矩的影响，中跨跨中截面底部应力变化趋势与边跨相反，这符合连续梁的受力特点。

3.2 计算结果与分析

3.2.1 桥梁承载力极限状态分析

随着加载等级逐渐增大，各关键截面的内力与变形均随着增大，试验最终状态是: 边跨跨中截面底部产生裂缝，内支座截面顶部未见裂缝。整个加载试验过程中产生的最大挠度与应变情况见表3。

表3 主梁关键截面最大试验荷载效应

3.2.2 桥梁整体性能分析

为了得到既有桥梁的实际承载能力并估计其现存预应力，根据桥梁的设计资料及相关规范［14］，分析其整体性能，包括其设计弯矩、消压弯矩、开裂弯矩和极限弯矩值。

对桥梁的材料性质检测得到其C50 混凝土轴心抗压强度为56 MPa，弹性模量为3.55 ×104MPa，由理论公式计算得到桥梁关键截面的主要控制指标，见表4。

表4 关键截面控制弯矩理论值(单位:kN·m)

根据关键截面控制弯矩理论值，通过计算得到不同工况外荷载弯矩作用下，主梁各关键截面挠度增量值和预压受拉边缘混凝土应变增量值，并与试验实测值进行对比，结果分别见表5 和表6。

表5 主梁截面加载挠度理论值与实测值比较(单位:mm)

表6 主梁截面应变理论值与实测值比较(单位:με)

从表5 中可知，大部分工况下0#～1#边跨跨中截面和1#～2#跨中截面结构的变形检验系数多数都大于1;从表6 中可知，大部分工况下0#～1#边跨跨中截面梁底和1#支座截面梁顶的结构应变检验系数都大于1，由此说明在相同加载情况下，该结构的受力变形和内力均大于理论计算值，其承载能力随着服役期的增长而逐渐降低，而结构承载能力的降低很大程度上是由预应力损失产生的。当然，因存在原位试验误差(包括设备误差和夜间施工等外界条件的影响) ，极个别工况的结构变形检验系数和应变检验系数小于1。此外，0# ～1#边跨跨中截面在工况6 时的截面卸载状态下起拱值为0.3 mm，而理论计算值为1.36 mm(表5) ，表明在弹性阶段，截面卸载后结构变形恢复情况不佳，这进一步说明服役20年后的桥梁的预应力存在损失，其现存预应力降低。

4 既有桥梁现存预应力分析

应用MIDAS 设计软件，在考虑了施工阶段预应力筋分段张拉施工工艺、施工误差等因素的情况下，建立桥梁成桥状态模型，以成桥状态为研究对象，通过原位试验获得既有结构的开裂荷载，将其作为结构成桥状态的外加荷载，通过理论计算获得成桥状态时桥梁在此外加荷载作用下的内力和变形，并与混凝土理论容许名义开裂拉应力进行比较，两者的差值即为预应力损失造成的，以此来推算既有桥梁的现存预应力。

混凝土容许拉应力考虑了施工预应力的方式、混凝土强度以及容许裂缝宽度的等级等因素，同时也进行了梁体高度和非预应力筋含量的修正［15］。此法考虑了施工误差等影响桥梁实际状态的因素，把成桥状态作为分析既有结构现存预应力的依据，通过理论计算得到在实测开裂荷载作用下成桥状态的内力。0# ～1#边跨跨中截面实际和理论内力和变形值见表7。

表7 0#～1#边跨跨中截面现存预应力推算数据

从表7 中可知，经过试验加载可知，当0# ～1#边跨跨中加载2160 kN，1# ～2#中跨跨中加载1080 kN 时，0#～1#边跨跨中截面底部混凝土出现裂缝; 通过计算获得C50 混凝土容许名义拉应力5.64 MPa，根据开裂应力(5.64 MPa) 和成桥状态理论计算应力(5.26 MPa) 的差值推算出该既有结构现存预应力值约为458.78 kN，设计张拉控制力为565kN，依此可计算出该结构经过20年的服役期，其预应力相比成桥状态损失约18.8%。

5 结 论

介绍了已服役20年的预应力混凝土空心板连续梁桥的原位试验，同时对原位试验获得的各项数据进行分析，结果如下:

(1) 获得13 个加载工况下各测试截面的挠度增量值和应变增量值，绘制了各荷载工况的挠度增量曲线和应变增量曲线。试验最终破坏状态是: 在第12 个加载工况下，当0#～1#边跨跨中加载2160 kN 和1#～2#中跨跨中加载1080 kN 时，在0#～1#边跨跨中截面底部混凝土出现裂缝。

(2) 在关键截面挠度增量和应变增量实测值和理论值的对比分析过程中，发现大部分工况的结构变形检验系数和应变检验系数都大于1，说明在相同加载情况下，该既有结构的受力变形和应变均大于理论计算值，结构的承载能力随着服役期增长逐渐降低，而结构承载能力的降低很大程度上是由于预应力损失产生的。

(3)0#～1#边跨跨中截面卸载时，起拱值为0.3 mm，而理论计算值为1.36 mm，说明在弹性阶段，该既有结构截面卸载后变形恢复情况不佳，进一步说明结构预应力存在损失，现存预应力相比成桥状态时大大降低。

(4) 建立成桥状态现存预应力的分析方法为: 将原位试验获得的既有结构的开裂荷载作为成桥状态的外加荷载，通过理论计算获得成桥状态时桥梁的内力和变形。通过此法，发现在实测开裂荷载作用下，成桥状态下的0# ～1#边跨跨中的弯矩为4652.59 kN，应力为5.26 MPa，挠度为6.5 mm，通过和实际开裂弯矩和应力比较，推算出桥梁的现存预应力约为458.78 kN，相比成桥状态损失约18.8%。此法实现了对既有预应力结构现存预应力的评估，这对类似的桥梁判断加固、拆除方案具有重要的工程借鉴意义。