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(太平洋國立大學 土木工程系，俄羅斯 哈巴羅夫斯克 901071)

0 引言

20世紀20年代起，歐美一些發(fā)達國家已經(jīng)開始大量建造鋼結構橋梁，但由于鋼材非常容易受到腐蝕，以及當時防腐蝕涂漆等技術還不夠成熟，所以鋼橋在投入運營后常常出現(xiàn)承載能力下降的情況，致使橋梁需要降級使用，嚴重的腐蝕曾經(jīng)導致重大事故發(fā)生，使人民的生命財產(chǎn)受到了損失。1967年美國東部Norgaard的一座鋼橋，在使用40 a后塌落于俄亥俄河中，調查結果顯示，原因為大氣腐蝕造成的結構開裂。1962年由意大利R.莫蘭第在委內瑞拉設計修建了世界上第一座預應力混凝土斜拉橋Maracaibo Lake Bridge，因為鋼索錨端處受到嚴重腐蝕，為避免事故發(fā)生，運營16 a后于1978年被迫換索，耗資5 000萬美元，工期長達2 a之久[1]。有資料顯示，日本109座橋梁斷裂事故中，有19例是由于鋼材腐蝕有關[2]。海洋環(huán)境是鋼橋結構腐蝕的一種較高等級類型，跨海大橋受到腐蝕速度較快，承載能力大幅度降低，容易導致事故發(fā)生。所以，對橋梁的受力性能評估是保證橋梁正常運營和人民生命財產(chǎn)的重要工作。以俄羅斯薩哈林的“卡薩弗斯”跨海大橋作為研究對象，描述了如何對該橋的受力性能進行初步的評估。

1 橋梁概況

薩哈林島是俄羅斯聯(lián)邦的最大島嶼，地處俄羅斯國東部，四面環(huán)海?！翱ㄋ_弗斯”跨海大橋是連接城市中心與貨運港口的重要通道之一，貨運量較大。該橋于1975年由前蘇聯(lián)“基輔橋梁科學研究院”設計，1982年在南薩哈林建成通車。由于全球變暖及其他因素等原因，海平面上漲，以致海浪可以直擊橋梁上部結構，部分結構甚至浸泡于積水中，腐蝕較為嚴重，年久失修。該橋采用俄羅斯(前蘇聯(lián))國家標準GOST6713—91的10HSND型號鋼材，結構形式為39.5 m+4×39.8 m+39.5 m的連續(xù)梁鋼混橋，全長239.0 m。主梁采用4個高為1 m的工字鋼組成，并設有橫向連接，梁上鋪設160 mm厚的混凝土行車道板。橋梁結構如圖1所示。

圖1 橋梁橫截面(單位：mm)

2 檢測結果

2.1 檢測結果的綜述

利用“表觀檢查法”對橋梁進行現(xiàn)場調查，主要針對橋梁混凝土行車道板和鋼梁損傷程度進行評估。2007年太平洋國立大學橋梁與地基基礎教研室對該橋進行了一次檢測，并記載在研究報告中[3]，其檢測結果顯示，橋梁主要有5種破壞形式。結果如下：

(1)混凝土行車道板與人行道板受到海水浸泡，橋梁鋼結構受到海水腐蝕生銹，梁體明顯變色并附著較深的銹層，同時從下翼緣擴散到梁體腹板；(2)橋梁行車道板約有20%的防水層正常工作，行車道上大面積積水并滲透至鋼梁；(3)部分混凝土保護層損壞，鋼筋裸露受到腐蝕；(4)整個橋梁鋼結構被大面積腐蝕；(5)伸縮縫周圍受到嚴重破壞。

2012年檢測與2007年相比較的檢測結果如下：混凝土行車道板防水層破壞擴散；混凝土行車道板損壞嚴重，伸縮縫周邊破裂；鋼梁受到腐蝕的強度及鐵銹厚度增大。

2.2 混凝土結構的檢測分析結果

根據(jù)俄羅斯國家標準GOST22690—88《混凝土無損檢測力學方法標準》[4]對公路橋梁行車道板進行檢測?；炷恋膹姸仍u估依據(jù)國家標準GOST18015—86《混凝土的強度檢測》[5]進行?；炷恋膹姸确诸愐砸?guī)范2.05.03—84*[6]為標準。混凝土的變異系數(shù)范圍取0.20～0.25之間，用以評價混凝土在運營40～50 a后的相應強度。通過對混凝土行車道板的強度抽樣檢測,抗壓強度范圍在Rm=32.4～35.3 MPa小于原混凝土設計強度M400(40 MPa)，相對于規(guī)范2.05.03—84,混凝土抗壓強度標號Bb=1.31(B30)，相當于中國的混凝土強度標號C30?；炷翉姸鹊臋z測數(shù)據(jù)說明在不同的橋面路段的抗壓強度不同，平均強度為Rm=34.1 MPa；取變異系數(shù)為V=0.2時，混凝土標號約為B22.5,約等于B20(C20)。橋面損傷情況如圖2所示，混凝土板損傷如圖3(a)～(d)所示。

圖2 卡薩弗斯大橋的混凝土橋面損傷情況細節(jié)圖(單位：m)

2.3 鋼梁結構的損傷情況

通過對鋼梁的檢測發(fā)現(xiàn)，由于海浪的沖擊海水的侵蝕，每次海浪過后都會殘留下少量海水，導致鋼梁被大面積腐蝕。對鋼梁采取抽樣調查，每個鋼梁取11個測點，檢查腐蝕的程度(鐵銹的厚度)，結果顯示,鋼梁的下翼緣腐蝕較為嚴重，鐵銹厚度在2.1～2.8 mm的范圍內，約為原鋼梁下翼緣設計厚度的7%，同時擴散到鋼梁腹板。原鋼梁的腹板設計厚度為12 mm，經(jīng)過腐蝕后的腹板由下翼緣向上約0.5 m的范圍鐵銹厚度約為0.4 mm。鋼梁損傷情況如圖3(e)～(h)所示。

圖3 卡薩弗斯大橋的檢測結果

3 損傷模擬與加載測試

3.1 損傷模擬

基于損傷識別采用有限元軟件進行模擬。該橋主要受損部位為混凝土行車道板、鋼梁腹板和下翼緣。由于受到腐蝕的位置削減了梁體的剛度,所以在一定程度上降低了承載能力[7]。損傷源的模擬可以采用改變不同位置的板厚的方法實現(xiàn)[8]。根據(jù)實際檢測的結果，對該橋進行建模，其中鋼梁腹板部位削減0.4 mm的鐵銹厚度，下翼緣按原設計標準削減7%的鐵銹厚度。對于混凝土行車道板，原混凝土標號為B30，實測結果的強度標號為B22.5較接近B20，所以采用B20的相關參數(shù)進行模擬，力爭通過模型的設計反應出橋梁工作的真實狀態(tài)。采用有限元軟件“Midas Civil”建模，其中混凝土彈性模量為2.7×103MPa,鋼結構彈性模量為2.1×104MPa。模型如圖4(a)所示，t1、t2、t3分別為下翼緣單層厚度、腹板厚度和下翼緣雙板厚度。

圖4 卡薩弗斯橋1/2單跨的有限元模型

3.2 荷載加載方法

荷載加載的目的是對橋梁受到腐蝕損傷后的受力性能評估。2012年的檢測結果表明，受應力影響損傷最嚴重的位置分別為截面1、2、3，如圖3所示。根據(jù)荷載作用最不利的情況對橋梁截面1、2、3進行加載，其加載結果與2007年的加載結果進行對比分析。根據(jù)俄羅斯橋梁規(guī)范SNIP2.05.03—84*，橋梁原設計荷載為A11，即輪重分別為55 kN的四輪貨運卡車和均步荷載為5.5 kN/m的標準。沖擊系數(shù)采用公式計算：1+15/(37.5+λ)=1.054，即λ=238.36 m (計算跨度)。人群荷載采用1.0 kN/m2，沖擊系數(shù)為1，保險系數(shù)均為1.2。由于該橋采用雙車道，對于橫截面的加載采用兩車并行，加載形式如圖5所示。

圖5 卡薩弗斯大橋最不利加載情況

4 結果分析

根據(jù)橋梁的服役年限1982年至2012年，鋼梁最大腐蝕厚度達到2.8 mm，可以判斷橋梁在服役30 a期間，每年平均腐蝕厚度為0.093 mm，約等于0.1 mm。所以在2007年至2012年的總腐蝕厚度約為0.5 mm，而行車道混凝土的強度標號由B30降為B20，其損傷程度的增大對荷載加載的影響效果對比分析如下。

4.1 損傷模擬活載作用的影響效果對比

由圖6、圖7、圖8所示，當活載作用在橋梁最不利截面位置上時，截面1、截面2和截面3的2012年損傷后的鋼梁結構的應力值明顯大于2007年的應力值，這說明鋼材受到腐蝕的效果比較明顯。

圖6 活載作用下截面1的鋼梁應力值 圖7 活載A11作用下截面2的鋼梁應力值

圖8 活載A11作用下截面3的鋼梁應力值

上翼緣應力變化較小，三個截面對比結果來看，應力最大變化率為18%，位于截面2的4號梁，變化率最小為2.7%，位于截面1的4#鋼梁。這說明雖然上翼緣受到腐蝕損傷較小，但由于混凝土行車道的強度標號降級，導致對鋼梁應力值產(chǎn)生了一定的變化。

下翼緣各截面應力變化相對較大，由于鋼梁受到大面積腐蝕，比2007年應力值相對增大，其中截面1的2#梁應力最大增大38.3%，截面2的1#梁應力值增大43%，截面3的1#梁應力值增大33%。

4.2 損傷模擬綜合作用的影響效果對比

通過軟件Midas Civil的模擬結果，組合荷載的計算結果得到表1。從表1中可以看出，在荷載加載方式相同的情況下，2012年的下翼緣截面1的組合應力值最大達到304.3 MPa，混凝土應力值為-10.2 MPa。而2007年的加載結果截面1為268.3 MPa，混凝土應力值為-9 MPa。

表1 恒載與活載組合的應力值位置年份組合應力值/MPa截面1截面2截面3上翼緣σ12007-238.5222.1-482012-227.7277.0-42.9下翼緣σ22007268.3-226.1184.72012304.3-253.1215.6混凝土σb2007-9—6.42012-10.2—8.76

這些數(shù)據(jù)充分表明2007年至2012年的腐蝕損傷降低了該橋的承載能力。根據(jù)規(guī)范SNIP2.05.03—84*，鋼梁與混凝土的應力計算結果分別滿足以下條件，即：σ1，σ2

5 結論

卡薩弗斯大橋在服役30 a后，通過檢測及損傷模擬得到以下結論：

(1)通過“表觀檢查法”和試驗結果證明混凝土強度為規(guī)范SNIP2.05.03—84*的B20標號混凝土，鋼結構可以滿足原設計鋼材型號10HSND的強度。

(2)根據(jù)俄羅斯橋梁設計規(guī)范SNIP2.05.03—84*，該橋的損傷程度沒有破壞原設計荷載的標準，可以滿足汽車荷載A11通行要求。

(3)根據(jù)有限元法對損傷模擬的分析結果可以看出，混凝土結構強度降級對鋼梁上部的承載能力的影響較小，相對而言鋼梁下部受到腐蝕大大降低了橋梁的承載能力。這充分說明了“腐蝕”對橋梁承重結構破壞的嚴重性是不可忽視的。

(4)對于卡薩弗斯跨海大橋的改造方案應針對混凝土板的防水層及伸縮縫排水裝置進行合理翻修，避免雨水、防凍鹽滲入鋼梁加速鋼梁的腐蝕速度。應盡快清理鐵銹，并使用防腐蝕涂漆，最大可能的延長橋梁的服役年限。

(5)本文運用“表觀檢查法”和“有限元法”分別對研究對象進行檢測和損傷模擬，該方法可以非常直觀地反映出橋梁的工作狀態(tài)，其簡單和實用，可供橋梁檢測人員參考。

參 考 文 獻

[1]李峰.海洋環(huán)境下鋼結構橋梁的耐久性診斷研究[D].鄭州:鄭州大學, 2007.

[2]侯福金.環(huán)境腐蝕作用下濱海大橋鋼結構的可靠性評估方法研究[J].公路，2009(9)：191-193.

[3]Belytsky I YU，Zhao Jian.卡薩弗斯大橋可靠性評估報告[R].哈巴羅夫斯克：太平洋國立大學，2013.

[4]俄羅斯交通部公路科學研究院. GOST22690—88 混凝土無損檢測力學方法標準[S].莫斯科：交通出版社,2002.

[5]俄羅斯交通部公路科學研究院.GOST18015—86 混凝土的強度檢測[S].莫斯科：交通出版社,2002.

[6]俄羅斯土木結構中心科學研究院.SNIP 2.05.03—84* 橋梁設計規(guī)范[S].莫斯科：交通出版社,2000.

[7]村越潤.約50 年間供用された床版目地を有する連続非合成鋼I 桁橋の損傷狀況と現(xiàn)地載荷試験[J].構造工學論文集,2010， 56(A):1-12.

[8]李延強.面向損傷識別的獨塔斜拉橋模型的設計與分析[J]石家莊鐵道大學學報，2012，25(3)：1-4.