何思路

(阆中市公路管理养护局， 四川阆中 637400)

随着我国城市化建设的迅猛发展，供水管道的运量逐渐难以满足生产、生活的需求，增设供水管道成为城市优化升级过程中的重要一环。传统供水管道渡江方法主要为单独架设管道桥梁[1]和水下沉管，工程量大且工期较长。而利用既有桥梁直接敷设渡江管道具有显著的经济优势，能有效节约工程成本，符合可持续性发展理念。在桥梁上增设渡江管道会改变原始设计的持荷状态，重新评估桥梁的实际承载能力和工作性能对保障结构的整体安全性能具有十分重要的意义。

静载试验是评估桥梁安全性能的重要研究手段，通过在指定位置施加静止荷载，测试桥梁结构的应变和位移等性能指标，判断桥梁在荷载作用下的实际工作状态[2-3]。目前，对于新建大跨桥梁、改建或加固的旧桥以及需要通过特种车辆的桥梁，均需进行桥梁荷载试验。关于桥梁安全性能评估方法，工程界展开了广泛的探讨，如王凌波等[4]设计了桥梁荷载试验方案全自动车辆布载算法，改善了荷载试验中车辆布置复杂的难点。马超等[5]通过对大量荷载试验现场检测数据的统计，得到桥梁荷载试验箱挠度校验系数的常值范围。蒋伟[6]评估了体外预应力加固后桥梁的实际承载能力。危媛丞[7]采用荷载试验对不规则连续整体式板梁进行了安全性评估。目前关于桥梁安全性能评估的研究中，少见探讨增设渡江管道对桥梁承载能力的影响。

本文以阆中市嘉陵江三桥为工程背景，考虑增设渡江管道后桥梁承载状况的变化，开展荷载试验评估改建后桥梁的整体安全性能，对供水管道渡江方案决策提出建议。研究结论可供类似桥梁敷设渡江管道的安全性评估参考。

1 工程背景及分析模型

1.1 工程背景

阆中市嘉陵江三桥主桥为连续刚构桥，全桥宽26 m，桥梁跨径(85+148+85) m。箱梁顶面设有单向2 %横坡，箱梁底横向保持水平，通过调整箱梁腹板高度形成2 %的单向横坡。箱梁顶板宽13.0 m，底板宽6.5 m；梁高根部为8.5 m，高跨比为1/17.4；跨中3.5 m，高跨比为1/42.3；梁底变化曲线：1.8次抛物线；箱内顶板最小厚度为0.28 m；腹板厚度为0.9～0.75～0.6～0.45 m；底板厚度根部为1.0 m、跨中0.30 m，底板厚度按1.8次抛物线变化；主梁采用三向预应力混凝土结构。主桥主墩墩身采用单箱截面薄壁墩，墩身尺寸为6.5 m×4.0 m，壁厚0.8 m×0.6 m。设计荷载等级：公路-I级；人群荷载：2.5 kPa；设计速度：40 km/h。桥梁实景如图1所示。

图1 阆中嘉陵江三桥实景

为解决阆中河东片区生产、生活用水问题，现从七里新区敷设一趟 DN800 供水管至河东片区，跨越阆中市嘉陵江三桥。因嘉陵江三桥主桥敷设单根DN800 供水管，架设于左右幅之间，可能会对桥梁受力造成一定影响，对该桥进行评估计算与静载试验。

1.2 结构分析模型

为有效评估增设渡江管道后桥梁的整体安全性能，并合理地进行该桥荷载试验，采用有限元软件Midas Civil建立全桥分析模型，如图2所示。模型上部结构和下部结构均采用三维空间梁单元模拟，整个模型共189个节点，174个梁单元。交界墩支座采用弹性连接模拟，各自由度方向刚度值按是否约束取极大值为0，承台底采用六自由度弹簧模拟桩土效应。以荷载形式模拟渡江管道对桥梁的作用，在全桥按最不利满载DN800 供水管施加均布荷载。

图2 有限元模型

2 结构性能状态评估

在连续刚构桥梁上增设渡江管道后，桥梁的持荷状态发生变化，原始设计不一定能保证整体结构仍满足安全性要求。因此需要利用有限元模型，从承载能力极限状态和正常使用极限状态两个角度，重新评估桥梁整体安全性能。

2.1 承载能力极限状态评估

增设的渡江管道荷载按永久作用考虑，采用作用基本组合评估桥梁的承载能力极限状态。以梁体抗弯承载能力和抗剪承载能力作为承载能力极限状态评估标准。表1和表2分别为梁体抗弯承载能力与梁体抗剪承载能力计算结果。

由表1和表2可见，主桥梁体正截面抗弯承载能力安全储备系数最小为1.12，斜截面抗剪承载能力安全储备系数最小为1.11。因此，增设渡江管道后，维持桥梁原始设计不变，其抗弯与抗剪承载能力仍然满足安全性要求，渡江管道并不威胁桥梁承载能力安全。

表1 梁体抗弯承载能力计算结果

表2 梁体抗剪承载能力计算结果

2.2 正常使用极限状态评估

嘉陵江三桥主桥的正常使用极限状态需要评估正截面抗裂与斜截面抗裂。该桥按全预应力构件进行设计，控制截面的抗裂计算结果如表3所示。表中压应力为正，拉应力为负。

由表3可见，梁体控制截面正截面抗裂最大应力为0.56 MPa(压应力)，全桥未出现正截面拉应力。梁体控制截面斜截面抗裂最大应力为0.93 MPa(拉应力)，容许应力限值为0.4ftk=1.10MPa。因此，梁体满足全预应力构件的使用要求。

有限元模型计算结果表明，增设渡江管道后，桥梁的原始设计仍然满足正常使用要求。

表3 梁体抗裂计算结果 MPa

3 静载试验方案

3.1 静载试验测试内容

在采用有限元模型进行结构性能状态评估的基础上，进一步开展桥梁静载试验，测试桥梁的实际安全状态。

本次试验测试位置主要包括主跨跨中梁体截面(A-A)、桥墩附近梁体截面(B-B)和边跨跨中梁体截面(C-C)等三处，如图3所示。其中，A-A和C-C截面为最大正弯矩加载试验，包含中载和偏载两类加载方式，B-B截面为最大负弯矩加载试验，仅有中载加载方式。

图3 测试截面布置(单位：cm)

静载试验的测试内容主要为试验截面的应力测试，试验跨梁体L/4、L/2、3L/4及相邻L/2截面处竖向挠度测试以及控制截面的裂缝及其它异常情况观测。挠度测点布置如图4和图5所示。

图4 挠度测点纵向布置(单位：cm)

图5 挠度测点横断面布置(单位：cm)

3.2 静载试验荷载布置

静载试验的荷载设计考虑DN800给水管充满水状态，模拟增设渡江管道后大跨连续刚构桥的持荷情况，针对性地评估桥梁在实际状况下的受力性能。

为了获得结构试验荷载与变位关系的连续曲线和防止结构意外损伤，静力试验荷载按4级加载，2级卸零；加载方式为单次逐级递增到最大荷载，然后卸到零级荷载。

静力试验荷载的加载分级，主要依据试验加载车在检验项目影响面内纵横向位置的不同以及加载车数量多少，分成设计控制荷载产生的该检验项目最不利效应值的50 %、80 %、90 %和100 %。加载位置与加载工况的确定主要依据的原则是：尽可能用最少的加载车辆达到最大的试验荷载效率，同时应考虑简化加载工况，缩短试验时间，并在满足试验荷载效率的前提下对加载工况进行适当合并，每一加载工况依据控制检验项目设置，同时兼顾其他检验项目。根据设计荷载计算各跨各控制截面的弯矩，并依此进行试验荷载设计。

本桥加载车辆采用轴距为3.8+1.35 m的双后轴载重货车，单车总重分别为450 kN。各试验截面工况分级加载车辆如表4所示，表中Z表示纵向车列数量，H表示横向车辆数量。不同工况下加载车辆的纵桥向位置布置如图6和图7所示，中载和偏载下车辆在横向的布置如图8和图9所示。

表4 各试验截面工况分级加载车辆

图6 A-A工况加载车辆布置(单位：cm)

图7 B-B工况和C-C工况加载车辆布置(单位：cm)

图8 中载工况加载横向布置示意(单位：cm)

图9 偏载工况加载横向布置示意(单位：cm)

本次试验的效率系数如表5所示，各个工况荷载效率系数满足规范要求的0.95至1.05的范围。

表5 静载试验效率系数

4 静载试验结果

4.1 静载试验挠度测试主要结果

在静载试验过程中，各工况下桥梁的相对残余挠度均小于20 %，表明桥梁结构工作状态处于弹性阶段。各中载工况下桥梁关键位置的挠度测试结果如表6所示，偏载工况下桥梁关键位置的挠度测试结果如表7所示。

试验结果表明，在中载作用下，A工况挠度结构校验系数介于0.63～0.87之间，B/C工况挠度结构校验系数介于0.68～0.82之间。在偏载作用下，A工况挠度结构校验系数介于0.67～0.83之间，B/C工况挠度结构校验系数介于0.59～0.84之间。全部挠度结构校验系数均小于1.0，表明试验桥梁具有较好的刚度，且具有较充分的安全储备。

4.2 应变测试结果

在静载试验过程中，各工况下桥梁的相对残余应变均小于20 %，表明桥梁结构工作状态处于弹性阶段。试验荷载作用下，关键位置应变实测值与计算值见表8。

表6 中载工况挠度测试结果 mm

表7 偏载工况挠度测试结果 mm

表8 中载工况应变测试结果 με

试验结果表明，A工况应变结构校验系数介于0.67～0.86之间，B工况应变结构校验系数介于0.69～0.81之间，C工况应变结构校验系数介于0.71～0.86之间。全部应变结构校验系数均小于1.0，表明试验桥梁具有较好的强度，且具有较充分的安全储备。

5 结论及建议

本文以阆中市嘉陵江三桥主桥为工程背景，采用有限元分析和原位静载试验等评估方法，研究了在大跨连续刚构桥上增设渡江管道后的安全性能，得到了如下结论：

(1)有限元模型评估计算结果表明，增设渡江管道会导致桥梁的整体持荷状态发生变化，但原始设计仍满足承载能力和正常使用的安全性要求。

(2)静载试验挠度测试结果表明，全部挠度结构校验系数均小于1.0，试验桥梁的刚度较好，且具有一定的安全储备。

(3)静载试验应变测试结果表明，全部应变结构校验系数均小于1.0，试验桥梁的强度较好，且具有一定的安全储备。

(4)在大跨连续刚构桥梁上增设渡江管道后，无需对桥梁进行加固改造处理，原始结构即能满足安全性要求。对于类似渡江管道建设工程，在进行充分的安全性能评估的基础上，可利用既有桥梁直接敷设渡江管道，能有效节约工程成本，符合可持续性发展理念。