某高速公路上一座5孔30 m预应力混凝土连续T型梁桥， T梁梁高1.8 m．横向布置6片T梁，梁间距2.22 m．桥梁设计荷载等级为汽车—超20级，挂车—120．由于行驶于桥上的一辆装载可燃货物的运输车辆在该桥第2跨起火燃烧，大火持续5 h左右，导致该跨严重受损，影响了桥梁正常使用和行车安全。 1 病害情况描述 桥面过火区域集中在左幅桥第2跨14～22 m范围内，损伤严重区域主要集中在第2号、3号梁，该两片梁在20～22 m范围内损伤最为严重。火焰集中区或高温集中区(残留物的区域内)混凝土严重烧蚀，形成5㎡左右的坑洞，其中2号梁翼板及湿接缝被烧穿2处，各形成10 cm×10 cm的孔洞；可将混凝土表面砂浆捏成粉末; 钢筋熔断;N5负弯矩预应力钢筋锚头一个烧毁，另一个烧损，可见火灾温度极高。火焰集中区T梁翼板底部混凝土表面出现密集斜裂缝。其他周边区域混凝土表面有黑烟或轻微黑点或麻点，表面产生细小但不是很密集网状龟裂现象；表面损伤轻微，结构本身完好。2号梁马蹄部位受到由翼板孔洞漏下的燃烧物烧伤，混凝土表面严重爆裂破损。
某高速公路上一座5孔30 m预应力混凝土连续T型梁桥， T梁梁高1.8 m．横向布置6片T梁，梁间距2.22 m．桥梁设计荷载等级为汽车—超20级，挂车—120．由于行驶于桥上的一辆装载可燃货物的运输车辆在该桥第2跨起火燃烧，大火持续5 h左右，导致该跨严重受损，影响了桥梁正常使用和行车安全。
1 病害情况描述
桥面过火区域集中在左幅桥第2跨14～22 m范围内，损伤严重区域主要集中在第2号、3号梁，该两片梁在20～22 m范围内损伤最为严重。火焰集中区或高温集中区(残留物的区域内)混凝土严重烧蚀，形成5㎡左右的坑洞，其中2号梁翼板及湿接缝被烧穿2处，各形成10 cm×10 cm的孔洞；可将混凝土表面砂浆捏成粉末; 钢筋熔断;N5负弯矩预应力钢筋锚头一个烧毁，另一个烧损，可见火灾温度极高。火焰集中区T梁翼板底部混凝土表面出现密集斜裂缝。其他周边区域混凝土表面有黑烟或轻微黑点或麻点，表面产生细小但不是很密集网状龟裂现象；表面损伤轻微，结构本身完好。2号梁马蹄部位受到由翼板孔洞漏下的燃烧物烧伤，混凝土表面严重爆裂破损。
高温时与高温后钢筋和混凝土的力学性能是钢筋混凝土结构火灾反应分析及火灾后结构损伤评估与修复加固的基础。有关试验结果表明：高温下钢筋和混凝土的力学性能总体上呈现随温度升高逐渐劣化的趋势，主要表现为随温度升高，钢筋和混凝土的强度和弹性模量逐渐降低(其中弹性模量的降低速率通常比强度更大)，混凝土的峰值应变逐渐增大。混凝土的单轴应力一应变曲线越来越扁平，钢筋和混凝土的黏结强度下降，极限滑移量增加，混凝土的徐变明显加快。随温度升高，高温后钢筋的强度虽然仍呈现逐渐下降的趋势。但与高温时相比已有较大程度的恢复。与钢筋不同，高温后混凝土的力学性能在短时间内通常比高温下更差，强度和弹性模量进一步下降。高温后钢筋与混凝土的粘结强度不再回升，且随受热温度升高，高温后粘结强度的降低幅度比高温时更为明显。
2 检查结果
由现场检查情况可以得出以下结果：
a)该桥实际过火温度远大于1 000 °C（钢筋熔断）。
b)火灾中心区2号T及3号T梁，截面严重削弱（翼板已完全烧损，承载能力丧失），强度、刚度明显下降。
c)N5负弯矩钢筋锚头烧毁，预应力钢筋放张，失去作用。
d)该两片梁已不能满足正常使用的要求，需要进行加固补强，以确保结构的安全。
3 结构检算
虽然桥梁受损较为严重，但考虑除了2号梁受损较重、3#梁轻微受损外，其他两体基本完好的实际情况，而该路段交通量有较大，完全封闭交通影响较大，通过计算和评估确定桥梁单车道通行的安全性。
3.1 计算模型建立
计算模型采用平面杆件有限元法，并考虑施工过程分阶段受力进行计算，横向分布按照刚接板梁法计算。
分别就原结构、火灾受损后结构和火灾受损后单车道通行状态下3种情况进行了承载力极限状态和正常使用极限状态验算。
桥梁火灾受损后计算模型考虑了N5负弯矩预应力钢筋的失效、火灾中心区翼板的损伤失效。交通管制考虑了一个车道通车对2号及3号梁的最不利影响。
3.2 计算结果
各工况下控制截面承载能力极限状态及正常使用极限状态验算结果如表1所示。
表1
验算结果对比表
|
工况
|
验算截面
|
承载能力极限状态最不利组合/kN·m-1
|
正常使用状态应力验算 /MPa
|
|||
|
组合1
|
组合3
|
截面抗力
|
上缘应力
|
下缘应力
|
||
|
原设计
|
跨中截面
|
5 350
|
5 220
|
6 260
|
0.23
|
12.1
|
|
受损截面
|
4 380
|
4 230
|
5 950
|
-0.8
|
13.8
|
|
|
支点截面
|
-2 290
|
-1 720
|
-5 090
|
2.87
|
3.61
|
|
|
受损后
|
跨中截面
|
4 910
|
4 780
|
6 260
|
14.2
|
11.1
|
|
受损截面
|
3 830
|
3 720
|
3 660
|
15.0
|
11.2
|
|
|
支点截面
|
-2 450
|
-1 890
|
-3 230
|
0.91
|
5.49
|
|
|
交通管制方案
|
跨中截面
|
3 750
|
4 080
|
6 260
|
1.06
|
9.99
|
|
受损截面
|
2 950
|
3 170
|
3 660
|
9.48
|
9.35
|
|
|
支点截面
|
-1 330
|
-1 340
|
-3 230
|
1.85
|
1.85
|
计算结果表明火灾后后2号梁受损截面抗力由5 950 kN·m降低为3 660 kN·m，承载能力大幅降低，降低幅度达39%，不能满足规范要求。2号及3号梁在目前交通管制方案下承载能力满足要求。
4 加固方案
针对桥梁的实际受损情况，采取修复主梁截面和增设体外预应力的方法来恢复桥梁结构的受力。具体加固步骤如下：
a)清除受损的沥青混凝土桥面，凿除受损的2号T梁翼缘板、2号与3号梁之间的湿接段，截除受损钢筋。
b)重新绑扎钢筋，浇筑C50混凝土恢复原梁截面。
c)在2号主梁翼板下方增设两束体外预应力钢筋，每束4根15.24钢绞线，恢复原桥受损负弯矩预应力钢筋的作用；以恢复原桥承载力。
5 加固后桥梁动静载检测
5.1 检测内容
通过桥梁动静载测试验，评价桥梁火灾受损加固后，其受力性能的恢复情况：
a)测试桥梁结构各控制断面及受损断面在试验荷载作用下的应力及应力分布。
b)测试桥梁结构个关键断面在试验荷载作用下的的变形及变形曲线。
c)测试桥梁的动力性能。
5.2 检测结果
a)最不利试验荷载作用下，试验跨跨中断面、支点断面和失火受损断面实测应力对比分析结果见表1．
b)最不利试验荷载作用下，试验跨跨中断面挠度实测对比分析结果表2．
c)实测混凝土校验系数主要集中在0.6～0.9之间，个别测点校验系数接近于1.0；说明桥梁的受力性能基本满足设计和正常使用要求。
d)实测主要控制截面的挠度校验系数主要集中在0.5～0.9之间，说明桥梁的刚度基本能够满足设计和规范规定的要求。
e)该桥在遭受火灾损伤并加固后，桥梁的受力和变形性能基本恢复到火灾以前的状态，该桥承载能力基本满足相关要求和规定。
表2 不同程序荷载作用下各测试断面实测应力分析结果表
|
测点位置 |
工况一
|
工况二
|
|||||
|
加1
|
加2
|
加1
|
加2
|
||||
|
第二跨跨中断面
|
2号梁
|
上缘
|
实测值
|
0.30
|
1.43
|
0.39
|
1.02
|
|
计算值
|
0.55
|
1.58
|
0.83
|
2.40
|
|||
|
校验系数
|
0.55
|
0.91
|
0.47
|
0.43
|
|||
|
下缘
|
实测值
|
-1.01
|
-2.59
|
-1.53
|
-2.65
|
||
|
计算值
|
-1.08
|
-3.13
|
-1.64
|
-4.75
|
|||
|
校验系数
|
0.94
|
0.83
|
0.93
|
0.56
|
|||
|
3号梁
|
上缘
|
实测值
|
0.46
|
0.99
|
0.30
|
1.21
|
|
|
计算值
|
0.71
|
2.05
|
0.62
|
1.78
|
|||
|
校验系数
|
0.65
|
0.48
|
0.48
|
0.68
|
|||
|
下缘
|
实测值
|
-1.37
|
-3.78
|
-1.25
|
-3.18
|
||
|
计算值
|
-1.40
|
-4.05
|
-1.22
|
-3.52
|
|||
|
校验系数
|
0.98
|
0.93
|
1.00
|
0.90
|
| 测点位置 |
工况一
|
工况二
|
|||||
|
加1
|
加2
|
加1
|
加2
|
||||
|
第
二
跨
损
坏
断
面
|
2号梁
|
上缘
|
实测值
|
0.40
|
0.44
|
0.50
|
0.77
|
|
计算值
|
0.81
|
1.22
|
1.23
|
1.84
|
|||
|
校验系数
|
0.49
|
0.36
|
0.41
|
0.42
|
|||
|
下缘
|
实测值
|
-1.26
|
-1.67
|
-1.86
|
-2.02
|
||
|
计算值
|
-1.61
|
-2.41
|
-2.44
|
-3.66
|
|||
|
校验系数
|
0.78
|
0.69
|
0.76
|
0.55
|
|||
|
3号梁
|
上缘
|
实测值
|
0.54
|
0.73
|
0.42
|
0.54
|
|
|
计算值
|
1.05
|
1.57
|
0.91
|
1.37
|
|||
|
校验系数
|
0.51
|
0.46
|
0.46
|
0.39
|
|||
|
下缘
|
实测值
|
-1.57
|
-1.87
|
-1.31
|
-1.57
|
||
|
计算值
|
-2.08
|
-3.12
|
-1.81
|
-2.71
|
|||
|
校验系数
|
0.75
|
0.60
|
0.72
|
0.58
|
| 测点位置 |
工况三
|
||||
|
加1
|
加2
|
||||
|
2
号
墩
支
点
断
面
|
2号梁
|
上缘
|
实测值
|
-0.34
|
-0.85
|
|
计算值
|
-0.68
|
-1.47
|
|||
|
校验系数
|
0.50
|
0.58
|
|||
|
下缘
|
实测值
|
0.79
|
1.65
|
||
|
计算值
|
1.22
|
2.65
|
|||
|
校验系数
|
0.65
|
0.62
|
|||
|
3号梁
|
上缘
|
实测值
|
-0.33
|
-0.69
|
|
|
计算值
|
-0.50
|
-1.09
|
|||
|
校验系数
|
0.66
|
0.63
|
|||
|
下缘
|
实测值
|
0.54
|
1.06
|
||
|
计算值
|
0.91
|
1.97
|
|||
|
校验系数
|
0.59
|
0.54
|
表3
不同工况作用下第二跨L/2断面实测挠度分析结果表
| 测点位置 |
工况一
|
工况二
|
|||
|
加1
|
加2
|
加1
|
加2
|
||
|
1号
|
实测值
|
-1.25
|
-3.08
|
-3.13
|
-7.98
|
|
计算值
|
-1.32
|
-3.12
|
-4.52
|
-10.67
|
|
|
校验系数
|
0.95
|
0.99
|
0.69
|
0.75
|
|
| 残余变形 |
0.00
|
0.05
|
|||
|
2号
|
实测值
|
-1.94
|
-4.82
|
-2.79
|
-7.22
|
|
计算值
|
-2.36
|
-5.58
|
-3.78
|
-8.91
|
|
|
校验系数
|
0.82
|
0.86
|
0.74
|
0.81
|
|
| 残余变形 |
0.00
|
0.06
|
|||
|
3号
|
实测值
|
-2.25
|
-5.77
|
-2.24
|
-5.48
|
|
计算值
|
-3.06
|
-7.22
|
-2.78
|
-6.57
|
|
|
校验系数
|
0.74
|
0.80
|
0.80
|
0.83
|
|
| 残余变形 |
0.00
|
0.08
|
|||
|
4号
|
实测值
|
-1.28
|
-5.87
|
-1.43
|
-3.69
|
|
计算值
|
-3.00
|
-7.09
|
-1.61
|
-3.81
|
|
|
校验系数
|
0.43
|
0.83
|
0.89
|
0.97
|
|
| 残余变形 |
0.01
|
0.07
|
|||
|
5号
|
实测值
|
-1.66
|
-4.24
|
-0.33
|
-1.34
|
|
计算值
|
-2.23
|
-5.27
|
-0.62
|
-1.46
|
|
|
校验系数
|
0.74
|
0.80
|
0.53
|
0.92
|
|
| 残余变形 |
0.00
|
0.00
|
|||
|
6号
|
实测值
|
-1.51
|
-3.67
|
-0.10
|
-0.21
|
|
计算值
|
-1.15
|
-2.71
|
0.17
|
0.40
|
|
|
校验系数
|
/
|
/
|
/
|
/
|
|
| 残余变形 |
0.00
|
0.13
|
6 结论
通过对该桥失火后的检测评估，并提出加固方案，最后通过动静载检测试验对该桥加固后的手里状态和承载能力进行评定，得出以下结论：
a)火灾对桥梁的影响较大，火灾中混凝土、钢筋、预应力钢束等均关键结构极易受到火灾的影响，产生损伤、严重的将失去其工作性能。
b)桥梁失火后，应根据实际情况，及时采取措施封闭交通，或对交通进行管制，并及时对桥梁损伤情况进行评估。
c)过火面积较小，结构损伤较集中时，可以通过混凝土的颜色变化、开裂情况，确定结构受损和修复加固范围，采取局部替换的方法进行加固处理。
d)过火面积较大时，需要可通过仪器设备进行检测，甄别结构受损程度，针对不同受损情况，确定不同的加固补强措施。
e)加固后，采取动静载检测试验对桥梁的得受力性能和承载能力进行评定时必要的。
