孫全勝， 余海燕

(東北林業(yè)大學(xué)， 黑龍江 哈爾濱　150040)

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寬橋面剛架拱橋荷載試驗(yàn)與加固技術(shù)研究

孫全勝， 余海燕

(東北林業(yè)大學(xué)， 黑龍江 哈爾濱150040)

[摘要]由于斜腿鋼架拱橋結(jié)構(gòu)中以拱片受壓為主，充分發(fā)揮了鋼筋混凝土抗壓性能優(yōu)越的特點(diǎn)，但也使得這種結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)承載能力的安全儲(chǔ)備較低，即過(guò)度超荷載能力弱。以哈爾濱一座剛架拱橋?yàn)槔榻B了該橋的靜載和動(dòng)載試驗(yàn)，由荷載試驗(yàn)和外觀檢測(cè)結(jié)果可知該橋整體剛度、安全儲(chǔ)備和抗扭能力不足，需要進(jìn)行大修或維修。依據(jù)檢測(cè)結(jié)果提出加固設(shè)計(jì)，并結(jié)合有限元仿真分析對(duì)加固前后的橋梁承載能力進(jìn)行驗(yàn)算，結(jié)果表明加固效果較好，具有重要的經(jīng)濟(jì)價(jià)值及深遠(yuǎn)的社會(huì)效益。

[關(guān)鍵詞]剛架拱橋； 荷載試驗(yàn)； 加固技術(shù)； 寬橋面

0前言

剛架拱橋是繼雙曲拱橋之后發(fā)展起來(lái)的又一種新型橋梁，自上世紀(jì)70年代試建以來(lái)，由于其外型優(yōu)美輕巧、相比同跨徑的雙曲拱橋可降低墩臺(tái)推力、造價(jià)低、施工方便等優(yōu)點(diǎn)，一經(jīng)試用便得到廣泛的應(yīng)用。建筑高度約為同跨徑簡(jiǎn)支梁橋的1/2，鋼材節(jié)約20%～30%，并可分段預(yù)制安裝形成整體橋梁結(jié)構(gòu)體系[1]，適宜北方施工季節(jié)較短的氣候特點(diǎn)。

但當(dāng)時(shí)修建的大批橋梁，現(xiàn)如今已陸續(xù)出現(xiàn)各種問(wèn)題，例如：拱片露筋剝蝕、桁架節(jié)點(diǎn)連接松動(dòng)、拱片裂縫、混凝土風(fēng)化等諸多病害，而且隨著交通事業(yè)的迅猛發(fā)展，城市重載車輛的增多和車流量的大幅度加大，當(dāng)時(shí)修建的很多剛架已不能滿足現(xiàn)今的承載能力需求。為提高城市剛架拱橋的運(yùn)營(yíng)安全，對(duì)其進(jìn)行承載能力評(píng)定，并制定經(jīng)濟(jì)有效的加固措施已經(jīng)越發(fā)刻不容緩[2]。

本文以哈爾濱一座跨徑50 m，橋面寬41.6 m的寬橋面剛架拱橋?yàn)槔?，通過(guò)外觀檢測(cè)和靜動(dòng)載試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)橋梁進(jìn)行承載能力評(píng)定。依據(jù)評(píng)定結(jié)果，對(duì)該橋進(jìn)行加固設(shè)計(jì)研究。

1工程概況

橋梁上部結(jié)構(gòu)為1×50 m剛架拱，矢高6.25 m，矢跨比1/8。拱片及微彎板預(yù)制安裝施工，共13個(gè)拱片，拱片由實(shí)腹段、內(nèi)弦桿、外弦桿、斜撐、主拱腿組成，實(shí)腹段及內(nèi)外弦桿間對(duì)稱布置16道橫系梁，每邊主拱腿間設(shè)2道橫系梁。橋梁下部結(jié)構(gòu)橋臺(tái)為鋼筋混凝土U型橋臺(tái)，承臺(tái)厚2 m，下接鋼筋混凝土鉆孔灌注樁，樁徑1.2 m。橋梁橫斷面形式為：中間0.6 m分隔帶，兩側(cè)各15.5 m車行道，各5 m人行道，總寬度41.6 m，雙向八車道。設(shè)計(jì)荷載等級(jí)為城-A級(jí)，人群3.5 kN/m2，該橋竣工于2008年。

2承載能力評(píng)定

在對(duì)橋梁進(jìn)行荷載試驗(yàn)之前，對(duì)該橋進(jìn)行了詳細(xì)的外觀檢查。檢查發(fā)現(xiàn)全橋存在多處開(kāi)裂，主要表現(xiàn)為：跨中實(shí)腹段存在多處豎向裂縫，個(gè)別裂縫形成U型開(kāi)裂，裂縫寬度介于0.06～0.16 mm之間；橫系梁也存在豎向和斜向裂縫，3#、4#、5#拱片間橫系梁部分脫落；內(nèi)弦桿和外弦桿混凝土存在裂縫，部分為U型裂縫，裂縫寬度介于0.04～0.2 mm之間；微彎板存在縱、橫向裂縫，裂縫寬度介于0.04～0.24 mm之間；橋臺(tái)臺(tái)身出現(xiàn)豎向貫通裂縫，裂縫寬度介于0.06～1.2 mm之間；橋面鋪裝存在橫縱向開(kāi)裂，主要集中在中央分隔帶兩側(cè)5 m范圍內(nèi)。

2.1靜載試驗(yàn)

利用橋梁專用有限元計(jì)算分析軟件MIDAS/Civil建立空間梁格計(jì)算模型，對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì)。且依據(jù)外觀檢測(cè)結(jié)果，充分考慮檢算系數(shù)、承載能力惡化系數(shù)、截面折減系數(shù)以及活載影響修正系數(shù)，對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行修正，使其盡量和實(shí)際結(jié)構(gòu)相符。計(jì)算在設(shè)計(jì)荷載(城-A級(jí)，人群3.5 kN/m2)作用下跨中的最大彎矩和拱腳的最大軸力。結(jié)構(gòu)模型如圖1所示。根據(jù)理論分析計(jì)算，因本橋?qū)挾冗_(dá)到41.6 m，拱片達(dá)到13片，橋梁橫向較寬，選擇一側(cè)偏載時(shí)，對(duì)另外一側(cè)的影響很小，所以本次試驗(yàn)分左、右偏載進(jìn)行。共計(jì)4個(gè)加載工況，見(jiàn)表1所示。

圖1　剛架拱計(jì)算模型示意圖Figure 1　Rigid frame arch model for the calculation

根據(jù)等代荷載法，將設(shè)計(jì)荷載換算成同等效應(yīng)的試驗(yàn)車輛進(jìn)行加車。本橋現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際施加的試驗(yàn)荷載采用7輛重約為350 kN的載重汽車，為保證試驗(yàn)安全，試驗(yàn)分三級(jí)加載，一級(jí)加載①②③，二級(jí)加載④⑤，三級(jí)加載⑥⑦，試驗(yàn)過(guò)程中若拱片出現(xiàn)新裂縫、裂縫寬度明顯增大的趨勢(shì)等現(xiàn)象時(shí)，立刻停止加載[3]。各工況下的荷載效率為0.96～1.04，具體見(jiàn)表2所示。其加載位置示意圖如圖2、圖3所示。

表1 靜載試驗(yàn)工況Table1 Staticloadtestconditions工況編號(hào)工況名稱工況1左偏載跨中最大彎矩工況2左偏載拱腳最大軸力工況3右偏載跨中最大彎矩工況4右偏載拱腳最大軸力

表2 分級(jí)加載控制Table2 Multistageloadingcontrol分級(jí)工況1、3工況2、4彎矩/(kN·m)荷載效率/%彎矩/(kN·m)荷載效率/%一級(jí)269.941568.155.1二級(jí)542.583842.081.6三級(jí)654.9961031.5104

圖2　橋面縱向加載示意圖(單位： cm)Figure 2　Bridge deck longitudinal load diagram(unit： cm)

圖3　車輛布置示意圖Figure 3　Vehicle arrangement diagram

分別以設(shè)計(jì)荷載作用下出現(xiàn)最大正彎矩的跨中位置(A-A截面)、出現(xiàn)最大負(fù)彎矩的外弦桿與實(shí)腹段相交節(jié)點(diǎn)位置(B-B截面)作為控制截面，在控制截面相應(yīng)的拱片底面各布置一個(gè)撓度測(cè)點(diǎn)和應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，如圖4、圖5所示。撓度采用百分表進(jìn)行測(cè)試，應(yīng)變采用BGK-4000基康鋼弦傳感器和BGK-408鋼弦頻率儀進(jìn)行測(cè)試和數(shù)據(jù)采集。

圖4　拱底撓度測(cè)點(diǎn)布置圖Figure 4　Arch bottom deflection measuring point layout

圖5　拱底應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置圖Figure 5　Arch bottom strain measuring point layout

2.1.1撓度測(cè)試結(jié)果

控制測(cè)點(diǎn)在各荷載等級(jí)下A-A截面主要控制測(cè)點(diǎn)撓度結(jié)果見(jiàn)表3所示。

由表3可知：工況1和工況3作用下各控制點(diǎn)的撓度校驗(yàn)系數(shù)為1.23～1.53，測(cè)點(diǎn)的撓度校驗(yàn)系數(shù)均大于1.0，說(shuō)明該橋的剛度小于理論剛度，剛度不足，隨著荷載增加，截面開(kāi)裂，撓度急劇增大；卸載后，殘余應(yīng)變?yōu)?.0%～35%，最大值大于規(guī)范規(guī)定20%，部分拱片已經(jīng)進(jìn)入塑性工作狀態(tài)。

表3 控制測(cè)點(diǎn)跨中拱底撓度Table2 Acrossthebottomofthearchdeflectionmm工況控制測(cè)點(diǎn)一級(jí)二級(jí)三級(jí)卸載工況1A-3理論值-5.0-11.9-13.10.0實(shí)測(cè)值-6.0-14.0-16.0-2.0A-4理論值-7.0-10.9-12.80.0實(shí)測(cè)值-3.0-13.0-20.0-2.0工況3A-11理論值-7.0-11.9-13.10.0實(shí)測(cè)值-9.0-14.0-18.0-2.0A-10理論值-4.6-10.9-12.80.0實(shí)測(cè)值-6.0-13.0-19.0-1.0

2.1.2應(yīng)變測(cè)試結(jié)果

各荷載等級(jí)下，B-B截面主要應(yīng)變控制測(cè)點(diǎn)應(yīng)變見(jiàn)表4所示。

表4 控制測(cè)點(diǎn)B-B截面拱底應(yīng)變Table4 B-Bsectionarchbottomstrainμε工況控制測(cè)點(diǎn)一級(jí)二級(jí)三級(jí)卸載工況2B-Y3理論值-43-93-1030實(shí)測(cè)值-34-99-118-19B-Y4理論值-63-80-1030實(shí)測(cè)值-46-95-114-21工況4B-Y11理論值-43-93-1030實(shí)測(cè)值-21-55-58-3B-Y10理論值-63-80-1030實(shí)測(cè)值-26-57-69-2

在工況2作用下主要應(yīng)變控制測(cè)點(diǎn)B-Y3、B-Y4應(yīng)變校驗(yàn)系數(shù)分別為1.14和1.11，實(shí)測(cè)應(yīng)力值均大于理論計(jì)算應(yīng)力值，荷載試驗(yàn)校驗(yàn)系數(shù)均大于1，表面橋梁的實(shí)際受力狀況比理論計(jì)算狀況要差，承載力不足。在工況4作用下主要應(yīng)變控制測(cè)點(diǎn)B-Y10、B-Y11應(yīng)變校驗(yàn)系數(shù)分別為0.67和0.56。殘余應(yīng)變?yōu)?%～30%，最大值大于規(guī)范規(guī)定20%，部分拱片已經(jīng)進(jìn)入塑性工作狀態(tài)。

2.1.3橫向分布測(cè)試結(jié)果

① A-A截面滿載時(shí)，在工況1和工況3作用下的拱片撓度如圖6所示。由圖可知拱片撓度橫向分布與理論計(jì)算橫向分布趨勢(shì)基本相同，實(shí)測(cè)拱片跨中撓度均大于理論計(jì)算撓度，橋梁整體剛度偏小。

圖6　截面滿載撓度橫向分布圖Figure 6　Deflection of lateral distribution with full load

② B-B截面滿載時(shí)應(yīng)變數(shù)據(jù)如圖7所示，實(shí)測(cè)各主拱腿橫向分布與理論計(jì)算值分布規(guī)律基本一致。B-Y3、B-Y4測(cè)點(diǎn)應(yīng)變超過(guò)理論計(jì)算值，其余測(cè)點(diǎn)未超過(guò)理論計(jì)算值，說(shuō)明橋梁橫向剛度過(guò)小，橫向傳力不足。

圖7　截面滿載應(yīng)變橫向分布圖Figure 7　Strain of lateral distribution with full load

本橋?qū)捒绫葹?.832，屬于寬橋，由圖6和圖7可知：當(dāng)一側(cè)施加靜力荷載時(shí)對(duì)另一側(cè)的影響比較小，符合彈性支撐連續(xù)梁法的基本原理：即當(dāng)荷載P=1作用于多拱片的某一片上時(shí)，該作用只能影響荷載作用所在拱片和其兩側(cè)各兩片拱[4]。當(dāng)對(duì)剛架拱橋的一側(cè)作用荷載時(shí)，只對(duì)荷載附近的拱片有影響，較遠(yuǎn)的拱片影響很小。

2.2動(dòng)載試驗(yàn)

動(dòng)載試驗(yàn)使用DH5922動(dòng)態(tài)信號(hào)測(cè)試分析系統(tǒng)、DHDAS動(dòng)態(tài)信號(hào)采集分析系統(tǒng)、DH610V加速傳感器和基于Matlab平臺(tái)自行開(kāi)發(fā)的模態(tài)分析軟件進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，測(cè)點(diǎn)布置在路緣石內(nèi)緣橋面上，分別布置在L/4、L/2和3L/4處。

得到橋梁結(jié)構(gòu)豎向自振頻率見(jiàn)表5所列，實(shí)測(cè)一階振型如圖8所示，相應(yīng)的一階理論振型如圖9所示。

表5 橋梁自振頻率及振型Table4 Bridgevibrationfrequencyandvibrationmode動(dòng)力特性頻率/Hz周期/s阻尼比/%第一階實(shí)測(cè)3.03/3.87理論3.1480.318/

圖8　一階實(shí)測(cè)振型示例Figure 8　First-order measured modal example

圖9　一階理論振型示例Figure 9　First-order theory mode examples

從表4、圖8、圖9可以看出：實(shí)測(cè)的橋梁結(jié)構(gòu)的一階豎向自振頻率大于3 Hz，但實(shí)測(cè)第一階頻率(3.03 Hz)小于理論計(jì)算一階頻率值(3.148 Hz)，表明橋梁整體振動(dòng)特性較差，橋梁整體豎向剛度不滿足設(shè)計(jì)要求。

3病害原因分析

剛架拱設(shè)計(jì)時(shí)遵循恒載作用下各構(gòu)件彎矩最小的原則，各構(gòu)件截面尺寸較小，對(duì)荷載的增加十分敏感[5]。經(jīng)對(duì)原結(jié)構(gòu)進(jìn)行驗(yàn)算可知，原結(jié)構(gòu)最小安全系數(shù)僅為1.04；當(dāng)荷載超出設(shè)計(jì)荷載的15%時(shí)，結(jié)構(gòu)將會(huì)因跨中彎矩過(guò)大而產(chǎn)生開(kāi)裂。且該橋自2008年竣工通車以來(lái)，由于周邊路網(wǎng)還不完善，該橋作為群力新區(qū)與老城區(qū)連接的唯一交通主干道，大量拉運(yùn)建筑材料、土方等特種運(yùn)輸車輛和超載車輛在該橋通行(據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)最大荷載已超出設(shè)計(jì)荷載30%)，超出該橋設(shè)計(jì)使用極限，并長(zhǎng)期(5 a)處于超限服務(wù)狀態(tài)，致使從市里進(jìn)入群力新區(qū)的載重車輛對(duì)該橋右半幅橋體造成一定程度損傷，由外向內(nèi)第3、4、5拱片間橫系梁部分脫落，行車道面鋪裝出現(xiàn)縱向裂縫。此外溫度、收縮等因素也是造成拱片出現(xiàn)裂縫的主要因素。

該橋?qū)儆趯挊颍捎诤奢d作用產(chǎn)生的橫向彎矩較大，橫系梁、微彎板等橫向連接均需有足夠的抗彎與抗扭強(qiáng)度。但由于上述構(gòu)件為預(yù)制后安裝，因此連接點(diǎn)相對(duì)薄弱，而且橫系梁截面尺寸較小，致使全橋橫向整體性欠佳。且根據(jù)交通荷載的分布，駛往群力方向重載、超載交通較多，群力新區(qū)大部分外運(yùn)方及建筑材料均以該方向進(jìn)如群力新區(qū)，因此該橋右半幅橋梁結(jié)構(gòu)荷載效應(yīng)亦越大，而上述3、4、5拱片恰位于右半幅車行道。在長(zhǎng)期使用后，橫系梁自身出現(xiàn)裂縫，以及與拱片連接點(diǎn)混凝土出現(xiàn)破損，進(jìn)一步減弱了拱片間的橫向聯(lián)系，活荷載橫向分布受到一定影響，易造成個(gè)別拱片單片受力，進(jìn)一步加劇了拱片的病害。

根據(jù)剛架橋的動(dòng)力學(xué)特征，斜腿剛架拱橋的基頻位于1.5～6 Hz之間，該橋經(jīng)實(shí)測(cè)為3.03 Hz，這與經(jīng)過(guò)的車輛自身頻率(2～4 Hz)較為接近，因此車輛經(jīng)過(guò)時(shí)容易引起車橋共振的現(xiàn)象發(fā)生，從而造成橋面較大的振動(dòng)[6]，易造成橫向聯(lián)系的破壞。對(duì)于斜腿剛架橋而言，各拱片通過(guò)橫向聯(lián)系形成整體。橫向連接的破壞不僅造成單元結(jié)構(gòu)承載能力不足，而且會(huì)削弱橋梁的整體性，車輛經(jīng)過(guò)橋梁時(shí)的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)亦愈為明顯。弱化的橫向聯(lián)系容易引起橋梁的扭振，而且這種扭振還會(huì)反之引起橫向聯(lián)系的反復(fù)疲勞拉壓，從而引起橋面裂縫的增加。

4加固技術(shù)方案的確定

由上述檢測(cè)結(jié)果可知橋梁綜合評(píng)定為D級(jí)，為不合格狀態(tài)，應(yīng)進(jìn)行臨時(shí)交通管制，然后對(duì)橋梁進(jìn)行大修加固處理。

4.1加固措施

因本橋?yàn)槌鞘袠蛄?，綜合考慮加固措施的美觀性、經(jīng)濟(jì)性和適用性，以全面提高其承載能力與安全儲(chǔ)備，增強(qiáng)橋梁的整體剛度及拱片之間的橫向聯(lián)系，提高其抗彎抗扭性能為目的[7]。最終采用粘鋼板加固方法，主要加固措施如下所示：

① 對(duì)拱片跨中實(shí)腹段以拱頂為中心兩側(cè)曲線長(zhǎng)度6.25 m范圍內(nèi)采用U型鋼板外包，鋼板厚度10 mm；

② 對(duì)拱片內(nèi)、外弦桿底緣粘貼8 mm的鋼板條，對(duì)內(nèi)外弦桿側(cè)面粘貼厚度為10 mm的鋼板；

③ 對(duì)大小節(jié)點(diǎn)采用厚度10 mm的異形鋼板外包；

④ 主拱腿1.5 m長(zhǎng)度范圍內(nèi)外包鋼板焊接，鋼板厚度6 mm；

⑤ 對(duì)橫系梁外包U型鋼板，并與拱片側(cè)面和底緣外包鋼板焊接；

⑥ 橋臺(tái)臺(tái)后填土進(jìn)行鋼花管注漿加固；

⑦ 銑刨橋面瀝青混凝土鋪裝層5 cm，然后鋪設(shè)PGM14型土工布，攤鋪5 cm AC-16C改性瀝青混凝土(摻進(jìn)口博尼維纖維)；

⑧ 結(jié)構(gòu)裂縫進(jìn)行灌封修補(bǔ)。

4.2加固前后結(jié)構(gòu)計(jì)算

① 加固前選取最不利一片梁對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行驗(yàn)算，綜合考慮汽車、人群、溫度、混凝土收縮徐變等荷載的作用組合[8]。加固前承載能力不滿足城-A級(jí)荷載等級(jí)要求，跨中和拱腳截面已出現(xiàn)開(kāi)裂。圖中黑線代表抗力，紅線代表內(nèi)力，構(gòu)件的抗力與效應(yīng)值如圖10、圖11所示?？刂平孛鎻?qiáng)度驗(yàn)算如表6所示。

圖10　加固前最大抗力及對(duì)應(yīng)效應(yīng)值比較Figure 10　Before strengthening maximum resistance and 　corresponding effect comparison

圖11　加固前最小抗力及彎矩效應(yīng)值比較Figure 11　Before strengthening minimum resistance and 　bending effect value comparison

表6 加固前控制截面強(qiáng)度驗(yàn)算Table6 Beforestrengtheningcontrolsectionstrengthcal-culation位置內(nèi)力屬性荷載效應(yīng)/kN抗力效應(yīng)/kN受力類型安全系數(shù)外弦桿與實(shí)腹段相交節(jié)點(diǎn)最大彎矩16901860下拉偏壓1.1最小彎矩-9012240上拉偏壓-2.5跨中最大彎矩26802480下拉偏壓0.9最小彎矩44611100下拉偏壓24.9

② 加固后將拱片底緣粘貼鋼板面積折減85%后換算為鋼筋面積，輸入截面底緣，保護(hù)層厚度考慮5 mm。構(gòu)件的抗力與效應(yīng)值如圖12、圖13所示。由圖12、圖13可知：加固后，在承載能力極限狀態(tài)下，剛片拱各個(gè)截面均滿足承載能力要求，結(jié)構(gòu)安全可靠?？刂平孛鎻?qiáng)度驗(yàn)算如表7所示。

加固后在短期效應(yīng)組合下，各截面最大裂縫為0.176 mm，小于0.2 mm，滿足規(guī)范要求。且正常使用極限狀態(tài)下，剛架拱各個(gè)截面抗剪均滿足要求，最小安全系數(shù)為1.233。

圖12　加固后最大抗力及對(duì)應(yīng)效應(yīng)值比較Figure 12　After strengthening maximum resistance and 　corresponding effect comparison

圖13　加固后最小抗力及彎矩效應(yīng)值比較Figure 13　After strengthening minimum resistance and 　bending effect value comparison

表7 加固后控制截面強(qiáng)度驗(yàn)算Table7 Afterstrengtheningcontrolsectionstrengthcalcu-lation位置內(nèi)力屬性荷載效應(yīng)/kN抗力效應(yīng)/kN受力類型安全系數(shù)外弦桿與實(shí)腹段相交節(jié)點(diǎn)最大彎矩17202160下拉偏壓1.3最小彎矩-8672500上拉偏壓-2.9跨中最大彎矩27503610下拉偏壓1.3最小彎矩46911900下拉偏壓25.4

加固后對(duì)樁基承載能力進(jìn)行驗(yàn)算：橋臺(tái)臺(tái)后被動(dòng)土壓力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于結(jié)構(gòu)自重及活載產(chǎn)生的水平力，考慮臺(tái)后被動(dòng)土壓力影響，樁基水平力及彎矩被抵消，樁基僅承受豎向荷載作用。樁基豎向力包括結(jié)構(gòu)恒載、活載、橋臺(tái)及填土自重。承臺(tái)自重不計(jì)入樁基豎向荷載。計(jì)算單樁容許承載力1 893.5 kN大于單樁豎向力設(shè)計(jì)值1 791.8 kN，承載力滿足要求。

5結(jié)論

本文詳細(xì)闡述了哈爾濱一座寬橋面剛架拱橋的靜載試驗(yàn)和動(dòng)載試驗(yàn)步驟，且依據(jù)試驗(yàn)結(jié)果和外觀檢測(cè)結(jié)果提出合適的加固設(shè)計(jì)。主要研究結(jié)論如下：

① 在靜荷載作用下，橋梁實(shí)際受力狀態(tài)與理論計(jì)算結(jié)果基本吻合，實(shí)測(cè)撓度、應(yīng)變橫向分布與理論計(jì)算橫向分布基本一致，但橫向剛度偏弱；主要測(cè)點(diǎn)撓度校驗(yàn)系數(shù)達(dá)到1.5左右，應(yīng)變測(cè)點(diǎn)校驗(yàn)系數(shù)達(dá)到1.1左右，殘余變形最大值大于20%，部分拱片已經(jīng)進(jìn)入塑性工作狀態(tài)，橋梁整體剛度不足；

② 在動(dòng)荷載作用下，實(shí)測(cè)第一階頻率(3.03 Hz)小于理論計(jì)算一階頻率值(3.148 Hz)，橋梁整體振動(dòng)特性較差，橋梁整體豎向剛度不滿足設(shè)計(jì)要求。

③ 橋梁橫向分布符合彈性支撐連續(xù)梁法的原理，荷載作用只對(duì)荷載附近的拱片有影響；

④ 采用的粘鋼板加固效果較好，恢復(fù)了橋梁的使用功能、提高了其承載能力、增加了安全儲(chǔ)備。

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The Load Test and The Research of Reinforcement Technology of Rigid-frame Arch Bridge with Wide Deck

SUN Quansheng， YU Haiyan

(Northeast Forestry University， Harbin， Heilongjiang 150040， China)

[Abstract]Because of the inclined leg structure of rigid-frame arch bridge is given priority to compression，also give full play to the characteristics of the reinforced concrete compressive superior performance，but also the safety reserve of carrying capacity of the structure design is lower，the excessive load ability.This article takes Harbin a rigid frame arch bridge as an example，introduce the bridge static load and dynamic load test，we can see that the ability of safety reserves and torsion of the integral stiffness is insufficient by the testing results of load test and appearance，it needs an overhaul or repair. Reinforcement design is put forward on the basis of test results，and combined with the finite element simulation analysis of bridge carrying capacity before and after the reinforcement calculation，results show that the reinforcement effect is good，it has important economic value and profound social benefits.

[Key words]rigid frame arch bridge； load test； strengthening technique； wide deck

[中圖分類號(hào)]U 445.7+2

[文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼]A

[文章編號(hào)]1674-0610(2016)01-0089-05

[作者簡(jiǎn)介]孫全勝(1968-)，男，黑龍江哈爾濱人，博士后，教授，博導(dǎo)，研究方向：橋梁設(shè)計(jì)，檢測(cè)，加固，橋梁耐久性研究。

[收稿日期]2014-12-29