預(yù)應(yīng)力連續(xù)梁橋火損后的應(yīng)變監(jiān)測(cè)及分析研究

王利軍，唐先習(xí)，徐俊兵

(蘭州理工大學(xué)土木工程學(xué)院，蘭州，730050)

0 引言

近年來(lái)隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)高速發(fā)展，我國(guó)城市化進(jìn)程快速推進(jìn)，基建設(shè)施如雨后春筍般崛地而起，尤其是橋梁建設(shè)日新月異，但是由于人為或自然因素所引起的各種橋梁火災(zāi)事故也接踵而來(lái)，通常將其分為三種“典型”火災(zāi)場(chǎng)景。

第一種典型場(chǎng)景：最為常見(jiàn)，橋梁破壞或坍塌事故往往由橋下載有易燃化學(xué)物、碳?xì)浠衔锏任锲返能?chē)輛著火而引起。對(duì)于鋼筋混凝土橋梁，若燃料著火點(diǎn)正好位于其下方，那么橋梁坍塌的可能性很大。2007年4月29日，位于舊金山心臟地帶處的某一高速公路樞紐，MacArthur Maze大橋由于橋下載有易燃物品的大車(chē)失火從而引發(fā)火災(zāi)，這次事故的直接損失約1200萬(wàn)美元，據(jù)最終統(tǒng)計(jì)火災(zāi)的經(jīng)濟(jì)影響高達(dá)9000萬(wàn)美元[1,2]。

第二種典型場(chǎng)景：運(yùn)輸液體燃料的槽罐車(chē)在橋上發(fā)生意外出現(xiàn)罐體破裂或者車(chē)輛傾覆，導(dǎo)致燃料溢出引發(fā)火災(zāi)。2012年10月，位于法國(guó)魯昂的Mathilde大橋，便是發(fā)生了該類(lèi)型的火災(zāi)[3-5]。

第三種典型場(chǎng)景：位于橋下的材料由于人為或者自然原因著火，從而引發(fā)橋梁火災(zāi)。2017年3月，美國(guó)亞特蘭大 I-85 州際公路上的一座主線(xiàn)橋梁，因人為點(diǎn)燃儲(chǔ)存在橋下的存放設(shè)備和PVC管等易燃材料引發(fā)火災(zāi)，導(dǎo)致了嚴(yán)重的交通事故以及巨額經(jīng)濟(jì)損失[6,7]。

通常情況下，一旦發(fā)生火災(zāi)，往往造成巨大的社會(huì)危害和經(jīng)濟(jì)損失，使得橋梁火災(zāi)成為影響在役橋梁的災(zāi)害之一?；馂?zāi)高溫會(huì)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)材料的力學(xué)性能產(chǎn)生一系列復(fù)雜的影響，如強(qiáng)度下降、彈性模量下降、應(yīng)變?cè)龃蟮茸兓?。伴隨著火災(zāi)的蔓延，火災(zāi)溫度持續(xù)升高，結(jié)構(gòu)溫度可升至1 000 ℃甚至更高，受火區(qū)域構(gòu)件承載力不斷削弱，同時(shí)結(jié)構(gòu)內(nèi)部發(fā)生相應(yīng)的應(yīng)力重分布，伴隨有結(jié)構(gòu)開(kāi)裂，變形增大，承載力下降，出現(xiàn)局部破損或倒塌等，從而導(dǎo)致巨大的經(jīng)濟(jì)損失甚至慘重的人員傷亡。

1 工程背景

圖1 連續(xù)梁火燒部位現(xiàn)場(chǎng)拍攝圖及火災(zāi)示意圖Fig.1 On-site shooting and fire schematic drawing of continuous beam fire site

2 火災(zāi)升溫及結(jié)構(gòu)受火特性

火災(zāi)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查結(jié)果顯示，火災(zāi)發(fā)生時(shí)火焰溫度最高達(dá)到1 000 ℃以上，且燃燒時(shí)間較長(zhǎng)(超過(guò)1.5 h)?；馂?zāi)下鋼筋混凝土箱梁的溫度變化會(huì)受可燃物性質(zhì)、橋下空間、供氧量、受火位置、燃燒時(shí)長(zhǎng)等諸多因素影響，其中可燃物性質(zhì)對(duì)于影響火災(zāi)時(shí)的溫升趨勢(shì)最為顯著。目前火災(zāi)溫度多采用國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)組織(ISO)提供的ISO 834標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫公式模擬，該公式能夠較好的體現(xiàn)大多數(shù)火災(zāi)的燃燒特點(diǎn)，具有一定的代表性及規(guī)律性，該計(jì)算公式如式(1)：

T=T0+345lg(8t+1)

(1)

然而本次火災(zāi)由易燃化學(xué)物引發(fā)，火焰中心基本位于箱梁底板正下方，而且橋下開(kāi)敞，供氧充足，可在短時(shí)間內(nèi)迅速升溫至很高溫度，碳?xì)浠衔锶紵?Hydrocarbon)火災(zāi)模式下升溫迅速，延火時(shí)間短，最高溫度可達(dá)1 000 ℃以上，用該升溫曲線(xiàn)模擬橋梁升溫模式更為合理，該計(jì)算公式如式(2)，式(1)和式(2)兩種升溫曲線(xiàn)對(duì)比如圖2所示。

圖2 升溫曲線(xiàn)對(duì)比Fig.2 Comparison of heating curves

(2)

式中：T為t時(shí)刻的溫度；T0為環(huán)境初始溫度；t為火災(zāi)持續(xù)時(shí)間。

經(jīng)初步計(jì)算，橋下最高溫度可達(dá)1 000 ℃以上，同火災(zāi)現(xiàn)場(chǎng)初步調(diào)查結(jié)果相對(duì)應(yīng)。根據(jù)經(jīng)火災(zāi)高溫后的預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)表觀情況，通常可將火災(zāi)溫度區(qū)域劃分為以下三種：低溫區(qū)(≤300 ℃)、中溫區(qū)(300 ℃～600 ℃)和高溫區(qū)(≥600 ℃)。

2.1 火災(zāi)高溫下混凝土破壞機(jī)理及其力學(xué)性能

1)迎火面表面處溫度較其內(nèi)部升高快，內(nèi)外溫差較大引起混凝土開(kāi)裂；

2)火災(zāi)高溫作用下，膠體的粘結(jié)力破壞，出現(xiàn)裂縫，表面發(fā)毛、起砂、呈蜂窩狀、出現(xiàn)龜裂、邊角潰散脫落等現(xiàn)象；

3)骨料和水泥石比熱容相差較大，導(dǎo)致其出現(xiàn)應(yīng)力集中以及微裂縫的開(kāi)展；

4)隨著溫度的持續(xù)升高，鋼筋與混凝土之間的變形差異增大，混凝土的抗拉強(qiáng)度降低和混凝土產(chǎn)生內(nèi)部裂縫，從而導(dǎo)致鋼筋與混凝土的粘結(jié)力逐漸降低直至完全消失，進(jìn)而鋼筋與混凝土分開(kāi)，鋼筋裸露、松弛變形；

5)高溫下混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系發(fā)生很大變化，表現(xiàn)為彈性模量隨著溫度升高而逐漸降低，而且在經(jīng)火災(zāi)高溫作用后其殘余強(qiáng)度會(huì)顯著降低等[8-12]。

2.2 火災(zāi)高溫后鋼筋的性能

當(dāng)火災(zāi)溫度高于200 ℃時(shí)，鋼筋屈服強(qiáng)度開(kāi)始下降，當(dāng)溫度在550 ℃～600 ℃時(shí)，普通鋼筋強(qiáng)度下降約50%左右，預(yù)應(yīng)力鋼筋在高溫作用下強(qiáng)度下降比非預(yù)應(yīng)力鋼筋快，當(dāng)溫度在400 ℃左右時(shí)的強(qiáng)度損失可高達(dá)50%。溫度較低時(shí)鋼筋與混凝土之間粘結(jié)強(qiáng)度下降較少，甚至?xí)霈F(xiàn)有所提高的情況；但是當(dāng)超過(guò)一定溫度(螺紋鋼筋大于600 ℃，光圓鋼筋大于400 ℃)時(shí)，粘結(jié)性能明顯下降[13-15]。

預(yù)應(yīng)力筋的高溫蠕變將產(chǎn)生附加預(yù)應(yīng)力損失，這將嚴(yán)重影響預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下的承載力，這是火災(zāi)下預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)不同于普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的重要特征[16]。

3 檢測(cè)及監(jiān)測(cè)

3.1 強(qiáng)度檢測(cè)

混凝土結(jié)構(gòu)經(jīng)火災(zāi)高溫作用后，強(qiáng)度會(huì)有顯著降低，并伴隨有開(kāi)裂、掉塊等現(xiàn)象。清除結(jié)構(gòu)受損和掉落混凝土后，采用超聲回彈法以及取芯試驗(yàn)法對(duì)箱梁剩余部分的混凝土強(qiáng)度進(jìn)行檢測(cè)。所以進(jìn)行超聲回彈法(共計(jì)60個(gè)測(cè)區(qū))和取芯試驗(yàn)法(4個(gè)試驗(yàn))檢測(cè)，該兩項(xiàng)檢測(cè)結(jié)果均表明，剩余部分箱梁強(qiáng)度滿(mǎn)足原設(shè)計(jì)的技術(shù)要求[17]。

3.2 應(yīng)變監(jiān)測(cè)

因該橋?yàn)樾陆蛄荷形赐ㄜ?chē)，所以只考慮梁體結(jié)構(gòu)火損后的材料力學(xué)性能及結(jié)構(gòu)力學(xué)性能變化而導(dǎo)致的應(yīng)力重分布，監(jiān)測(cè)分析在自重狀態(tài)下的應(yīng)變變化，監(jiān)控橋梁結(jié)構(gòu)在一段時(shí)間段內(nèi)的穩(wěn)定性，為后續(xù)橋梁結(jié)構(gòu)的加固提供可靠依據(jù)。

3.2.1 測(cè)點(diǎn)布置

考慮到盡可能的提高觀測(cè)的精度標(biāo)準(zhǔn)，選用東華DH3821數(shù)據(jù)采集儀、EY501工具式表面應(yīng)變計(jì)進(jìn)行全天候24 h監(jiān)測(cè)。為減少溫度、濕度等環(huán)境因素對(duì)應(yīng)變計(jì)的影響，同時(shí)為防止應(yīng)變計(jì)脫落對(duì)梁體下部可能產(chǎn)生的危害，所以將應(yīng)變計(jì)布設(shè)在箱梁內(nèi)部混凝土結(jié)構(gòu)表面。考慮到交角部位的倒角可能導(dǎo)致的應(yīng)力集中，應(yīng)變計(jì)距倒角的距離為10 cm。結(jié)合梁體受火損的具體部位，應(yīng)變監(jiān)測(cè)斷面在橋梁縱向共布置4個(gè)，分別為：

1)監(jiān)測(cè)斷面1：梁體6號(hào)、7號(hào)塊連接部位，此部位為靠近跨中方向的火損部位邊緣，僅在腹板與底板交角處布置2個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

2)監(jiān)測(cè)斷面2：梁體5號(hào)塊縱向中部，此部位為火損較嚴(yán)重區(qū)域，分別在腹板與梁頂?shù)装逄幗唤翘幑膊贾?個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

3)監(jiān)測(cè)斷面3：梁體4號(hào)塊縱向中部，此部位為火損較嚴(yán)重區(qū)域，分別在腹板與梁頂?shù)装逄幗唤翘幑膊贾?個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

4)監(jiān)測(cè)斷面4：位于梁體2號(hào)、3號(hào)塊連接部位，此部位為靠近支座方向的火損部位邊緣，僅在腹板與底板交角處布置2個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

4個(gè)斷面共布置12個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。測(cè)點(diǎn)布置示意圖如圖3、圖4所示。

圖3 應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)縱向斷面布置示意圖Fig.3 Diagram of vertical section layout of strain monitoring points

圖4 應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)橫向斷面布置示意圖Fig.4 Diagram of cross section layout of strain monitoring points

3.2.2 監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)及其處理

監(jiān)測(cè)期間共測(cè)得了受損橋梁所選4個(gè)斷面共布設(shè)的12個(gè)應(yīng)變計(jì)1.5月的應(yīng)變變化值，對(duì)所監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行了計(jì)算及分析，考慮到溫度等其他因素的影響，取12個(gè)應(yīng)變計(jì)每天上午7:00的數(shù)據(jù)，繪制各應(yīng)變計(jì)變化隨時(shí)間的曲線(xiàn)變化圖如圖6～圖9。

圖5 預(yù)應(yīng)力鋼束布置圖Fig.5 Layout of prestressing steel

圖6 梁體1號(hào)斷面各點(diǎn)應(yīng)變變化趨勢(shì)圖(微應(yīng)變單位：1、時(shí)間單位：天)Fig.6 Trend chart of strain variation at each point of No.1 Section of beam bridge

圖7 梁體2號(hào)斷面各點(diǎn)應(yīng)變變化趨勢(shì)圖(微應(yīng)變單位：1、時(shí)間單位：天)Fig.7 Trend chart of strain variation at each point of No.2 section of beam bridge

圖8 梁體3號(hào)斷面各點(diǎn)應(yīng)變變化趨勢(shì)圖(微應(yīng)變單位：1、時(shí)間單位：天)Fig.8 Trend chart of strain variation at each point of No.3 section of beam bridge

圖9 梁體4號(hào)斷面各點(diǎn)應(yīng)變變化趨勢(shì)圖(微應(yīng)變單位：1、時(shí)間單位：天)Fig.9 Trend chart of strain variation at each point of No.4 section of beam bridge

火災(zāi)下預(yù)應(yīng)力鋼絞線(xiàn)處于高應(yīng)力狀態(tài)，從而產(chǎn)生顯著的應(yīng)力松弛(或蠕變)[18],使得預(yù)應(yīng)力明顯降低，變形增大；高溫會(huì)導(dǎo)致混凝土材料內(nèi)部受損，例如界面裂縫、強(qiáng)度降低、失水疏松等現(xiàn)象均可能引起應(yīng)力集中，伴隨著溫度的持續(xù)升高，混凝土的抗壓強(qiáng)度顯著下降。結(jié)合預(yù)應(yīng)力鋼束布置圖，見(jiàn)圖5，對(duì)各點(diǎn)應(yīng)變變化進(jìn)行分析。

第6～9天，梁體內(nèi)部溫度開(kāi)始降低，此時(shí)鋼束預(yù)應(yīng)力損失和混凝土強(qiáng)度降低達(dá)到最大水平，基本不再發(fā)生預(yù)應(yīng)力損失和混凝土強(qiáng)度降低，所以梁體應(yīng)變不再增大且在微應(yīng)變最大值處波動(dòng)，近似保持穩(wěn)定狀態(tài)；

第7～10天，梁體內(nèi)部溫度開(kāi)始逐漸降低，類(lèi)似于1-1截面，此時(shí)鋼束預(yù)應(yīng)力損失和混凝土強(qiáng)度降低達(dá)到最大水平，我們認(rèn)為基本上不再發(fā)生預(yù)應(yīng)力損失和混凝土強(qiáng)度降低，所以梁體應(yīng)變不再增大且在微應(yīng)變最大值處波動(dòng)，近似保持穩(wěn)定狀態(tài)；

第7～9天，梁體內(nèi)部溫度開(kāi)始逐漸降低，類(lèi)似于2-2截面，此時(shí)鋼束預(yù)應(yīng)力損失和混凝土強(qiáng)度降低達(dá)到最大水平，我們認(rèn)為基本不再發(fā)生預(yù)應(yīng)力損失和混凝土強(qiáng)度降低，所以梁體應(yīng)變不再增大且在微應(yīng)變最大值處波動(dòng)，近似保持穩(wěn)定狀態(tài)；

第6～9天，梁體內(nèi)部溫度開(kāi)始降低，此時(shí)鋼束預(yù)應(yīng)力損失和混凝土強(qiáng)度降低達(dá)到最大水平，基本不再發(fā)生預(yù)應(yīng)力損失和混凝土強(qiáng)度降低，所以梁體應(yīng)變不再增大且在微應(yīng)變最大值處波動(dòng)，近似保持穩(wěn)定狀態(tài)；

4 結(jié)論

根據(jù)對(duì)梁體進(jìn)行的強(qiáng)度檢測(cè)和應(yīng)變監(jiān)測(cè)結(jié)果，結(jié)合國(guó)內(nèi)外其他學(xué)者對(duì)火損預(yù)應(yīng)力梁橋的相關(guān)研究，綜合分析了火災(zāi)高溫對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋組成材料(混凝土、普通鋼筋和預(yù)應(yīng)力鋼筋)的力學(xué)性能的影響，得出對(duì)于火損后的梁體而言：

1) 火損后結(jié)構(gòu)微應(yīng)變變化可分為三個(gè)階段：上升、穩(wěn)定、下降(回升)，總體表現(xiàn)為火災(zāi)發(fā)生后的一周左右內(nèi)，應(yīng)變變化迅速增大，隨著時(shí)間的推移，應(yīng)變值變化幅度逐漸緩和下來(lái)，最終逐漸趨于穩(wěn)定；

2) 由于火焰中心位置偏向于梁體右側(cè)，所以梁體東側(cè)(遠(yuǎn)離火的一側(cè))應(yīng)變值變化較小，西側(cè)(靠近火的一側(cè))應(yīng)變值變化較大；

3) 箱梁底面為迎火面，箱梁下部應(yīng)變值變化數(shù)值明顯大于箱梁上部；

4) 低溫區(qū)(≤300 ℃)應(yīng)變變化相對(duì)最小、中溫區(qū)(300 ℃～600 ℃)應(yīng)變變化相對(duì)居中、高溫區(qū)(≥600 ℃)應(yīng)變變化相對(duì)最大；

5) 在橋梁自重的作用下，火損后的應(yīng)力重分布過(guò)程已基本完成。

因此，在不增加其他外加荷的情況下，梁體結(jié)構(gòu)已趨于穩(wěn)定，可暫時(shí)停止監(jiān)控，進(jìn)行下一步的梁體火損檢測(cè)，如：預(yù)應(yīng)力損失等檢測(cè)，從而定量地推導(dǎo)出火災(zāi)對(duì)于整體結(jié)構(gòu)的影響等，并對(duì)梁體進(jìn)行必要的加固。此外通過(guò)該分析研究可以對(duì)其他同類(lèi)型橋梁工程提供理論支撐，使得火災(zāi)后橋梁評(píng)定技術(shù)更全面、更具有針對(duì)性。