斜拉板桥静动载试验评定与病害分析

2024-01-02尹泽政

广东公路交通 2023年6期

尹泽政

(广东华路交通科技有限公司,广东广州 510420)

0 引言

斜拉桥因其跨越能力大、梁高低、结构经济合理和外形美观等特点[1],在国内外得到广泛发展。早期的斜拉桥由于其拉索防腐及耐久性问题未得到良好解决,导致存在拉索疲劳强度低、耐久性较差等问题。为克服斜拉桥存在的不足,国内外桥梁专家对此进行了多方面的探索,推出了斜拉板桥等新型的桥梁结构型式[2],其采用混凝土包裹斜拉索形成部分预应力斜拉板体系,较好地解决了上述问题。但斜拉板桥自身也存在斜拉板刚度较大、结构受力不明确等问题。随着斜拉索技术的发展,拉索防腐、抗疲劳等耐久性问题得到较好的解决,目前斜拉板桥在新建桥梁中已较少采用。现存斜拉板桥大多建于90年代,已运营多年,结构形式得到检验的同时也暴露出一些缺陷[3]。

为探究斜拉板桥目前的运营状态和动力性能变化,本文以广州市番禺区X270线沙溪大桥主桥为研究对象,对其承载能力、动力特性及病害进行了评估与分析,并提出维修加固的建议,这对延长其使用寿命、保障人民生命财产安全具有现实意义。

1 工程概况

X270线沙溪大桥主桥为2×60m预应力独塔单面斜拉板桥,塔高15m,桥面宽18.6m。斜拉板上窄下宽,呈扇状,上部最小宽度1.69m,下部水平宽最大宽度18.8m。主梁结构为单箱四室预应力钢筋混凝土连续箱梁,箱内共计20道横隔板,横隔板最小间距3.0m。下部结构均为桩柱式墩,中墩(桥塔)与主梁固结,边墩设置板式橡胶支座。总体桥型布置及现场照片如图1和图2所示。

图1 总体桥型布置

图2 单面斜拉板桥现场

图3 试验控制截面(单位:m)

2 承载能力评估

2.1 静载试验[1]

沙溪大桥于1992年建成通车,至今已运营多年。年度常规检测显示桥梁结构出现了裂缝、破损等诸多病害。为了评定大桥的实际工作状态和结构承载能力,相关单位组织进行了大桥荷载试验。本次静载试验的加载车参数见表1。

本次静载试验共设置两个载位,分别选择:(1)第16跨主梁距16#墩15.4m处(A-A截面);(2)第16跨主梁距15#墩22.0m处(B-B截面)。

第一载位采用4辆约30.5t的双后轴车辆和2辆约13.5t的单后轴车辆,总重约149t,以对称的形式布置在距16#墩15.4m的断面上。第一载位的布置如图4所示。车辆采用逐级加载,最终加载等级为5级。

图4 第一载位车辆布置(单位:cm)

第二载位试验采用4辆约30.5t的双后轴车辆,总重约122t,以偏载的形式布置于距15#墩22m处。加载分四级逐级进行,满载后荷载持荷30min,卸载后继续观测1h。第二载位的布置如图5所示。

图5 第二载位车辆布置(单位:cm)

根据该桥的结构特点并结合现场实际情况,将全桥分成12段,布置26个测点,测点分上下游对称布置。挠度测点布置如图6所示。

图6 挠度测点布置(单位:cm)

考虑到箱内测点安装及测量的困难,且箱外应变更大,本次荷载试验于A-A截面、B-B截面箱梁底板布置应变测点,如图7所示(图中仅示意A-A截面测点,B-B截面测点布置同A-A截面)。

图7 A-A截面应变测点布置平面(单位:cm)

2.2 动载试验

桥梁结构的动力特性,如固有频率、阻尼系数和振型等,与桥梁的刚度、约束条件、质量及其分布有关,是评估桥梁结构整体状态性能的重要参数[4]。

本次动载试验在桥梁脉动、跑车、跳车激振下,利用模态拾振传感器拾取桥梁的动态信号,探究桥梁的动力特性。

动载测点沿桥跨布置在桥面的上、下游侧,在动荷载作用下,测量其动态响应的变化。桥梁冲击系数测量采用动应变测量,电阻应变片布置在梁底,在动荷载作用下,测量其动态响应的变化。桥梁动载测点布置如图8和图9所示。

图8 主桥脉动、跑车、刹车、跳车测点布置(单位:cm)

图9 主桥模态测点布置(单位:cm)

2.3 计算模型的建立

桥梁采用Midas/Civil三维有限元程序进行建模分析。模型(图10)特点:

图10 三维有限元模型

图11 第一载位(满载)挠度计算结果

(1)斜拉索采用施加初拉力的桁架单元模拟,斜拉板采用板单元模拟,斜拉索与斜拉板之间采用节点耦合。

(2)主梁及塔柱采用梁单元模拟,按照桥梁实际的施工工序模拟施工阶段,包括临时索的张拉与放张。

2.4 承载能力评估与分析

2.4.1 静载试验结果

2.4.1.1 挠度实验结果对比

由于本次静载试验的布载方式及车辆载重与1994年桥梁竣工检测方案基本一致,具有较高的可比性。本文结合两次检测结果及理论计算结果进行对比分析,结论如下:

(1)第一载位。第一载位(满载)计算挠度理论值与实测值的对比如图12所示。经对比分析可知:①第一载位满载情况下,上游与下游实测挠度值较为接近,最大横向增大系数ξ=1.07,说明荷载横向分布均匀,桥梁结构对称性良好。②桥梁最大挠度均发生在A11测点,即斜拉板末端位置,此处为设计弯矩最大的截面,同时也是本桥受力最薄弱的位置。③竣工检测挠度实测值相对较小,小于理论计算值,说明桥梁竣工初期桥梁结构状态良好,整体刚度较大。④根据近期检测结果,正弯矩区挠度实测值大于理论计算值,较竣工检测增加约46.7%,说明桥梁正弯矩抗弯刚度衰减较为严重。结合第二载位的分析(见本节),由于斜拉板开裂、板内预应力松弛及主梁开裂等原因造成的可能性较大。⑤由于斜拉板的存在,负弯矩区向上挠曲的程度较小。两次荷载试验中实测值均小于理论计算值,说明主梁向上弯曲的情况下,斜拉板受压,增强了主梁负弯矩抗弯刚度,且随着斜拉板开裂及预应力松弛,该效应有所增强。⑥主要控制测点A11相对残余变形ΔSp=9%,相对较小,小于20%,说明桥梁仍处于弹性状态[5]。

图12 第一载位(满载)挠度理论与实测值对比(单位:mm)

挠度校验系数:校验系数为试验荷载作用下结构实测值与理论计算值的比值即η=S实测/S理论,根据《公路桥梁荷载试验规程》(JTG/T J021-01-2015)[6],本桥可归类为预应力混凝土桥,其挠度校验系数常值范围为0.7～1.0。

竣工检测及近期检测满载平均值与理论计算值的分析对比见表2,表中挠度均为扣除残余挠度后的弹性挠度值。由表2可知,竣工检测挠度校验系数均处于0.7～1.0之间,桥梁结构状态良好。

表2 第一载位(满载)挠度校验系数

表3 第二载位挠度校验系数

近期检测结果显示,正弯矩区所有的挠度校验系数均大于1,满载时关键挠度测点校验系数超过规范允许值,不满足《公路桥梁荷载试验规程》(JTG/T J21-01-2015)的要求,结构刚度已不满足设计要求,桥梁承载能力不足。

(2)第二载位。第二载位(满载)计算挠度理论值与实测值的对比如图14所示。在第二载位(偏载)各级荷载作用下,桥梁上、下游挠度差值较小,荷载响应最大测点(A9)处差值百分比约为12.72%,说明桥梁横向受力较均匀,主梁整体受力情况较好。这是因为桥梁设置了较多、较密的横隔板,增强了桥梁的横向刚度。

图13 第二载位挠度计算结果

图14 第二载位(满载)挠度理论与实测值对比(单位:mm)

根据理论计算结果,在第二载位荷载作用下桥梁上游挠度较小,上、下游挠度值相差较大,测点A9处理论横向增大系数ξ=1.66,斜拉板的支点效应较明显。

而近期检测结果显示,上游实测值与下游实测值相差较小,横向增大系数仅为1.067,且上下游挠度值较大,均大于竣工检测的下游挠度值,说明斜拉板支点效应不明显,斜拉板抗拉刚度显著下降,导致主梁刚度整体降低。根据现场情况进行分析,导致斜拉板抗拉刚度下降的原因主要有:①斜拉板混凝土开裂;②斜拉板内拉索预应力松弛。

其余结论与第一载位的结论基本一致。

2.4.1.2 应力实验结果对比

第一载位各级加载作用下测点的应变变化如图15所示。满载时A截面箱梁底板拉应变实测最大值发生在A-8测点,实测应变值为47.7με,卸载后残余应变值为1.5με,弹性应变值为47.7με-1.5με=46.2με,理论分析值为47.9με,校验系数为46.2με/47.9με=0.96,残余比为1.5με/47.7με×100%=3.14%。

图15 第一载位各级加载作用下测点应变变化值

第二载位各级荷载作用下,B截面箱梁各应变测点的应变变化如图16所示。满载时B截面箱梁底板拉应变实测最大值发生在B-5测点,实测应变值为28.9με,卸载后残余应变值为4.2με,弹性应变值为28.9με-4.2με=24.7με,理论分析值为25.4με,校验系数为24.7με/25.4με=0.97,残余比为4.2με/24.7με×100%=17.00%。

图16 第二载位各级加载作用下测点应变变化值

第一、第二载位满载时测点的应变校验系数和残余比均较小,满足《公路桥梁荷载试验规程》(JTG/T J21-01-2015)的要求,结构仍处于弹性工作状态,强度满足设计要求。

2.4.2 动载试验结果

根据动载试验,结构一阶频率的实测值见表4。竣工检测结果实测值均大于理论值,表明竣工初期实际刚度大于理论刚度;近期检测结果实测值均小于理论值,表明结构刚度已小于理论刚度。

表4 一阶频率对比

本文通过理论分析,得到斜拉板桥前四阶振型模态,如图17所示。

图17 斜拉板桥前四阶理论模态

由图17可知,计算所得的结构振型图变形平滑均匀、协调,满足振型节点规律。一阶振动模态为主梁竖向反对称振动,说明桥梁主振型仍为梁式桥振型,这与其他多数斜拉板桥第一模态为斜拉板振动不同[7-8],其主要原因为本桥斜拉板尺寸较大,为整板、无镂空设计,刚度相对较大。二阶至四阶振动模态均为斜拉板及主塔振动,振动模态为对称型或反对称型,说明斜拉板在横向不平衡荷载或风力的作用下,可能产生扭曲或变位。

综上所述,通过静载试验和动载试验并结合有限元对比分析,在原设计荷载作用下,桥梁仍处于弹性工作状态,但实际刚度小于理论刚度,桥梁承载能力有所不足。

3 病害分析

3.1 现场检测情况

3.1.1 斜拉板

斜拉板主要存在沿板纵向裂缝。

(1)北斜拉板共有166条裂缝,裂缝总长度169.19m。单条裂缝长度介于15～600cm,宽度介于0.05～0.38mm,深度介于10～58mm。

(2)南斜拉板共有110条裂缝,裂缝总长度207.53m。单条裂缝长度介于13～920cm,宽度介于0.06～0.23mm,深度介于10～58mm。

3.1.2 箱梁腹板

腹板主要为纵向、斜向裂缝。

(1)箱内1#室共有56条裂缝,裂缝总长度43.01m。单条裂缝长度介于7～391cm,宽度介于0.06～0.46mm,深度介于17～347mm。

(2)箱内2#室共有78条裂缝,裂缝总长度84.85m。单条裂缝长度介于10～513cm,宽度介于0.05～0.30mm,深度介于12～169mm。

(3)箱内3#室共有71条裂缝,裂缝总长度65.25m。单条裂缝长度介于19～378cm,宽度介于0.05～0.37mm,深度介于20～142mm。

(4)箱内4#室共有36条裂缝,裂缝总长度23.24m。单条裂缝长度介于15～180cm,宽度介于0.05～0.48mm,深度介于18～140mm。

3.1.3 底板

连续箱梁底板出现不同程度的纵向裂缝。

(1)第15跨箱梁外部共有15条裂缝,裂缝总长度40.84m。单条裂缝长度介于31～770cm,宽度介于0.05～0.17mm,深度介于56～120mm。

(2)第16跨箱梁外部共有30条裂缝,裂缝总长度39.61m。单条裂缝长度介于42～350cm,宽度介于0.08～0.23mm,深度介于47～122mm。裂缝长度较长,主要分布在15-11#、16-11#节段,位于箱室底板上。

图18 斜拉板纵裂

图19 斜拉板纵裂裂缝图示

图20 腹板斜裂(局部)

图21 腹板斜裂裂缝图示

图22 底板纵裂(局部)

图23 底板纵裂裂缝图示

3.2 病害原因分析

3.2.1 斜拉板纵、横向裂缝

斜拉板横向裂缝位于斜拉板跨中及拉板与桥塔连接处的上缘。该裂缝位于板受力较为集中的位置,且与板的主拉应力方向垂直,属于受力裂缝。横向裂缝产生的时间较早,已进行封闭,未重新开裂。

斜拉板纵向裂缝最大长度约9.2m,走向与板内钢筋及预应力筋的走向基本一致,且裂缝深度较小,并未贯穿斜拉板,最大深度约为58mm。斜拉板纵向裂缝与板的受力方向平行。考虑到斜拉板长期受雨水等外部环境侵蚀,空气中的水分和氧气易通过裂缝进入斜拉板内,对钢筋产生锈蚀,且斜拉板钢筋保护层厚度为4.5cm,纵向钢筋处于斜拉板最外侧,因此,该纵向裂缝考虑为斜拉板钢筋锈蚀产生的锈胀裂缝。

3.2.2 腹板斜裂

沙溪大桥主桥连续箱梁腹板开裂较为严重。根据裂缝分布图,腹板对应的两侧裂缝位置基本重合,且深度较深,最大深度347mm,考虑为贯穿裂缝,对结构受力的影响较大。裂缝走向主要为斜向裂缝。根据计算结果,箱梁腹板开裂主要为受弯和受剪共同作用下的主拉应力较大产生,其抗剪截面不足,需要加大腹板抗剪截面,同时降低主拉应力。

3.2.3 底板纵裂

底板裂缝主要分布在箱梁两端支点处,裂缝走向为纵向裂缝,缝深较大。现有端横梁厚度为50cm,其端部锚固预应力较多,为集中锚固的情形,其锚下劈裂力较大,多种原因共同作用下导致底板纵向裂缝。