百度文庫-讓每個人平等地提升自我百度文庫-讓每個人平等地提升自我PAGEPAGE35百度文庫-讓每個人平等地提升自我PAGE1XX市XXX路XX+XXX人行天橋質量檢測報告XXX公路科學研究院二OXX年X月XX市XXX路XX+XXX人行天橋質量檢測報告院長：總工程師：專業副總工程師：部門負責人：主任工程師：項目負責人：XX公路科學研究院二OXX年X月目錄TOC\o"1-2"\h\z\u1工程概況 12檢測目的 23檢測依據 34檢測內容及方法 4檢測內容 4檢測方法 45常規質量檢測結果 7結構歷史與現狀調查 7幾何尺寸復核 7構件破損狀況檢查 8被撞橋跨開裂狀況的詳細調查 9結構異常變形 116特殊質量檢測結果 13被撞空心板簡支梁混凝土碳化深度檢測 13被撞空心板簡支梁混凝土強度檢測 13被撞空心板簡支梁鋼筋分布情況及保護層厚度檢測 15被撞空心板簡支梁自振特性測試 177基于檢測結果的承載力評價 21原結構復算 21基于檢測結果的承載能力極限狀態評定 268結論及建議 28結論 28建議 299附表、附圖 29附表一：回彈法測強記錄表 29附圖一：普通鋼筋分布及保護層厚度圖 29附圖二：模態分析測點振動頻譜圖 29XX市XXX路XX+XXX人行天橋質量檢測報告=1\*Arabic1工程概況XX市XXX路XX+XXX人行天橋是一座位于XX市XXX路惠新東橋東側的人行天橋，該橋中心樁號XX+XXX，跨徑組合為（由南向北）15++21+16m。主橋上部結構為四跨預應力空心板簡支梁，梯梁為鋼筋混凝土梁，鋼筋混凝土連續橋面。主橋下部結構邊墩為預制鋼筋混凝土柱，中墩及梯墩為帶蓋梁的預制鋼筋混凝土柱（一根主橋中墩為現澆鋼筋混凝土墩柱）。主橋及梯墩基礎除6號樁因管線位置影響改為板凳樁外，其余均為樁基，樁徑1.2m，主橋樁長22m，梯墩樁長16.5m，橋臺基礎為擴大基礎。設計荷載等級為人群m2。該橋的建設單位是XX市VV公路聯絡線有限責任公司，設計單位是XX市市政工程設計研究總院，施工單位是XX市市政工程管理處橋梁通道工程管理所，監理單位是XX市高速公路監理公司。該橋于2000年6月26日開工建設，并于2000年9月25日交工。2007年11月19日上午，該橋北側輔路橋體被翻斗貨車撞擊，梁底面鋼筋外露，造成橋體部分受損，如圖1-1所示。圖1-1XXX路XX+XXX人行天橋被撞部位照片受XX市城市道路養護管理中心的委托，XXX公路科學研究院對XXX路KXX+XXX人行天橋被撞橋跨進行質量檢測，查明天橋被貨車撞擊后的橋梁現狀，為天橋的維修加固提供技術支持。2檢測目的通過對該橋被撞橋跨進行質量檢測，并結合計算分析，擬達到以下目的：=1\*GB2⑴對該橋被撞橋跨空心板簡支梁混凝土表面破損、開裂狀況進行詳細檢查，記錄病害的大小、程度及分布特征，根據其缺損狀況對構件進行技術狀況評定。=2\*GB2⑵對被撞空心板簡支梁混凝土強度，碳化深度及普通鋼筋保護層厚度進行檢測，對梁體材質現狀進行評價。=3\*GB2⑶通過對被撞橋跨進行模態分析，將模態參數實測值與理論值進行對比，對結構的動力性能進行評定。=4\*GB2⑷通過對檢測、試驗結果和結構計算結果的綜合分析，為該橋的維修、加固提供可靠的技術數據和設計依據。=3\*Arabic3檢測依據=1\*GB1⒈《城市橋梁養護技術規范》(CJJ99-2003)=2\*GB1⒉《城市橋梁設計準則》(CJJ-93)=3\*GB1⒊《城市人行天橋與人行地道技術規范》（CJJ69-95）=4\*GB1⒋《城市橋梁設計荷載標準》(CJJ77-98)=5\*GB1⒌《市政橋梁工程質量檢驗評定標準》(CJJ2-90)=6\*GB1⒍《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》JTJ023-85=7\*GB1⒎《公路舊橋承載能力鑒定方法》（試行）=8\*GB1⒏《公路橋梁承載能力檢測評定規程》（報批稿）=9\*GB1⒐《回彈法檢測混凝土強度技術規程》（JGJ/T232001）=10\*GB1⒑《公路養護安全作業規程》（JTGH30-2004）=11\*GB1⒒橋梁竣工資料及養護資料4檢測內容及方法檢測內容基于以上目的和業主委托要求，本次質量檢測擬實施以下幾方面的項目內容：=1\*GB2⑴橋梁結構歷史與現狀調查；=2\*GB2⑵幾何尺寸復核；=3\*GB2⑶人行道表面缺損、欄桿變形檢查；=4\*GB2⑷被撞空心板簡支梁混凝土表面破損、開裂情況檢查；=5\*GB2⑸支座檢查；=6\*GB2⑹結構異常變形檢查；=7\*GB2⑺被撞空心板簡支梁混凝土碳化深度檢測；=8\*GB2⑻被撞空心板簡支梁混凝土強度檢測；=9\*GB2⑼被撞空心板簡支梁鋼筋分布及保護層厚度檢測；=10\*GB2⑽被撞橋跨自振特性測試。檢測方法=1\*GB1⒈橋梁結構歷史與現狀調查向業主、設計和施工單位詳細了解與之有關的自然環境或自然災害，橋梁建設和使用期間發生的特別事件和存在的問題及其處理情況，收集設計、施工、監理及養護等資料。=2\*GB1⒉幾何尺寸復核采用鋼尺丈量方法測定，主要是測量被撞空心板簡支梁的長、寬、高尺寸。=3\*GB1⒊結構各部件表面缺損狀況的檢查=1\*GB2⑴檢查范圍：被撞空心板簡支梁、人行道及欄桿。=2\*GB2⑵檢查方法：以人工目力檢查為主，輔以簡單檢查工具進行。常用的簡單檢查工具包括手工錘、鋼卷尺、游標卡尺、望遠鏡和照相機等。=3\*GB2⑶檢查要點=1\*GB3①人行道、欄桿主要檢查開裂、破損等缺陷。=2\*GB3②被撞空心板簡支梁應著重檢查混凝土剝落、露筋等。=4\*GB1⒋被撞空心板簡支梁混凝土的裂縫檢查裂縫檢查方法以人工目力檢查為主，輔以鋼尺測量確定裂縫位置坐標(相對參考坐標)和長度，采用文字描述并附有照片加以說明，反映出裂縫發生的部位、走向、測定位置處的寬度、分布和長度等，對裂縫的表面特征、性質以及成因判斷用詳盡的文字加以描述。檢查時應查出縫寬0.05mm以上，縫長大于200mm的裂縫。=5\*GB1⒌結構異常變形檢查檢查范圍：主要針對被撞空心板簡支梁及其連接構件。=6\*GB1⒍支座檢查對被撞空心板簡支梁支座進行檢查。包括老化、開裂、變形、位移。=7\*GB1⒎混凝土碳化深度檢測=1\*GB2⑴檢測位置在被撞空心板簡支梁混凝土強度測區內布置測點。=2\*GB2⑵檢查內容及檢測儀器檢測范圍：選取被撞空心板簡支梁底面進行碳化檢測試驗，以全面了解混凝土的質量。檢測方法：采用酚酞試劑法進行測試。采用75%的酒精溶液與白色酚酞粉末配置成酚酞濃度為1~2%的酚酞試劑，用裝有直徑20mm左右鉆頭的電鉆在測點位置鉆孔，要求露出新鮮破損面，用毛刷等工具清潔干凈鉆孔的粉末，然后將配置好的酚酞試劑噴到測孔壁上，待指示劑變色后，用數顯測深卡尺測量混凝土表面至酚酞變色交界處的深度，酚酞試劑由無色變為紫色部分混凝土未碳化，酚酞指示劑未改變顏色的混凝土已經碳化。每10個回彈測區選取3個測點，每個測點在不同位置量測3個測值，準確至1mm，取其平均值，即為混凝土的碳化深度值。=8\*GB1⒏被撞空心板簡支梁混凝土強度檢測=1\*GB2⑴檢測方法。采取回彈法檢測空心板混凝土抗壓強度。=2\*GB2⑵檢測范圍。選擇被撞空心板的底面布置測區，共20個測區。=3\*GB2⑶測區處理。對測區混凝土表面進行清潔，采用砂輪機清除混凝土表面的疏松層、浮漿、涂層及蜂窩、麻面，并清潔。=4\*GB2⑷回彈值測量。采用瑞士生產的N34型回彈儀檢測混凝土強度。測點在測區內均勻布置，測點應避開外露石子或氣孔，同一測點只彈擊一次，每個測區共記取16個回彈值，回彈值的讀數估讀至1。=9\*GB1⒐鋼筋分布及保護層厚度檢測=1\*GB2⑴檢測位置被撞空心板簡支梁的底面。=2\*GB2⑵檢查內容及檢測儀器鋼筋的分布(包括數量與定位)及混凝土保護層厚度檢測，檢測儀器采用PROFOMETER5S型鋼筋定位儀。=3\*GB2⑶檢測方法鋼筋位置和保護層厚度測定方法：采用鋼筋定位儀進行保護層厚度測讀前，應先在測區內確定鋼筋的位置和走向，做法如下：將保護層測試儀傳感器在空心板簡支梁待檢側面表面平行移動，當儀器顯示最小值時，傳感器正下方即是所測鋼筋的位置，同時儀器顯示的數值即為保護層厚度；找到鋼筋位置后，再將傳感器在原處左右移動一定角度，儀器顯示保護層最小值時傳感器長軸方向即鋼筋的走向；在測區表面用記號筆畫出鋼筋位置與走向，并注明鋼筋間距、鋼筋位置坐標等。=10\*GB1⒑被撞橋跨自振特性測試在橋跨結構無任何交通荷載以及附近無規則振源的情況下，通過力錘進行激勵，測定激勵的力信號及橋跨結構由于脈沖荷載激振而引起的結構振動響應。通過對力信號及結構響應信號進行模態分析即可得到結構固有頻率、振型及阻尼比等參數。模態試驗主要測定橋梁激勵信號以及相應測點的響應信號，通過模態分析得到橋梁的頻率、振型和阻尼比等參數。5常規質量檢測結果結構歷史與現狀調查1、收集的技術資料在XX市城市道路養護管理中心的大力協助下，共收集到以下資料：=1\*GB2⑴XXX路XX+XXX人行天橋工程竣工總結，XX市市政工程管理處橋梁通道管理所，=2\*GB2⑵XXX路XX+XXX人行天橋工程竣工圖紙，XX市市政工程研究總院，2、空心板預應力鋼筋配置幾何尺寸復核從橋跨結構長度、跨徑與空心板外形尺寸的復核情況來看，實測值與設計值基本一致，跨長偏差在50mm以內，跨徑差值不超過35mm。空心板細部尺寸實測值與設計值差值介于-20mm～20mm之間。尺寸復核如圖所示（標注線上數字中括號外數字為設計尺寸，括號內數字為現場實測尺寸，單位mm）。(a)橫斷面尺寸復核圖(b)跨徑尺寸復核圖圖尺寸復核圖構件破損狀況檢查第四跨被撞空心板東側腹板（距3號墩頂梁端4.6m～6.8m范圍）混凝土局部剝落，底板有刮痕，掛板混凝土剝落、露筋。限高標志牌變形，布線管道錯節，地袱與掛板結合處脫開。構件破損情況記錄見表。構件破損情況記錄表表序號距3號墩頂梁端距離（m）病害位置病害名稱病害大小照片1腹板剝落20×10cm2圖(a)底板刮痕3×30cm2腹板剝落30×5cm2圖(b)底板刮痕80cm3腹板剝落15×5cm24～翼緣板擋塊剝落235×15cm圖(a)(b)露筋13根×12cm5限高標志牌變形圖(b)6布線管道錯節4cm7～地袱、掛板結合處脫開5mm圖（a）(b)圖腹板混凝土剝落及底板刮痕照片（a）(b)圖翼緣板擋塊混凝土剝落、露筋照片圖地袱與掛板結合處脫開照片被撞橋跨開裂狀況的詳細調查被撞橋跨空心板底有1條縱向裂縫，裂縫縱向斷續延伸，基本位于板寬的中央，最大縫寬約0.1mm，裂縫照片如圖所示。除此之外，未見其它部位有裂縫出現。圖被撞空心板底縱向裂縫圖預應力空心板底縱向開裂的原因主要有以下幾個方面：=1\*GB2⑴預應力的影響混凝土內部的預應力鋼筋張拉除了對混凝土產生壓應力以外，會在混凝土內產生橫向次應力(拉應力)，其關系與混凝土的泊松比有關為橫向壓應力，為縱向拉應力，為泊松比。預制梁在張拉時，由于二期恒載和活載尚未作用到梁體，底板混凝土的縱向壓應力處于最大狀態，導致橫向拉應力也較大。若張拉過早，或張拉力過大，都會因作用的橫向拉應力超過混凝土極限抗拉強度而導致開裂，一般表現為縱向通長或斷續通長的裂縫。另外預應力放張過快，梁體內部應變無法很快地達到平衡，發生應變滯后，也會導致橫向拉應力超限而開裂。另一方面，如果施工未按照規范要求對稱均衡地放張，也會在截面橫向產生彎矩作用，應力迭加超過限值而發生開裂。=2\*GB2⑵梁的幾何形狀根據竣工圖紙，空心板簡支梁內部為圓形挖空，底板最薄弱處厚度僅為10圓形挖空界面的空心板簡支梁，其底板中部薄弱部位產生裂縫的情況在其它工程中也比較普遍，其截面形狀有一定缺陷。現在新建橋梁設計的空心板中采用矩形挖空截面已經越來越普遍，以避免人為造成一些薄弱部位。此外，由于空心板為封閉箱形截面，混凝土結硬時水化熱產生的溫差和后期的使用中因環境溫度產生的內外溫差都會在混凝土表面產生很大的橫向拉應力。在活載作用下，空心板的扭轉和畸變也將在底板引起橫向拉應力，這個應力為雙向應力。=3\*GB2⑶施工措施不當施工中，混凝土振搗不密實、鋼筋位置偏差、保護層過薄等因素都會促使梁底板產生裂縫。梁底板板寬中部處于基座與芯模之間，不易振搗密實；鋼筋位置偏差、混凝土保護層過薄會導致鋼筋提前開始銹蝕，促進底板縱向順筋裂縫的產生。以上多種因素疊加后，在板底會產生較大的橫向拉應變和應力，造成底板開裂。板底中部位置最不利，從而在該處縱向開裂。結構異常變形1、支座編號以橋跨號－墩臺號－支座號(1、2)表示，如圖所示。圖支座編號圖2、檢查結果=1\*GB2⑴空心板簡支梁端滑移被撞橋跨支座完整、清潔，無錯位和脫空現象，檢查未發現橡膠有老化、開裂和過大的剪切、不均勻壓縮變形。檢查發現4-3-1號、4-3-2號支座頂面與空心板底面有滑動痕跡，第四跨3號墩頂空心板簡支梁端部由東向西移動5.8mm，如圖所示。4-4-1、4-4-2號支座頂面與空心板底面未發現有滑移痕跡。圖4-3-1號支座頂面與空心板底面滑移照片經分析第四跨3號墩頂支座頂面與空心板底面產生滑移的原因是由于翻斗車由東向西撞擊第四跨空心板，3號墩頂空心板由東向西移動5.8mm，4號墩頂空心板簡支梁端由于兩側梯道的限制未發生移動。雖然3號墩頂空心板簡支梁端沿被撞方向由東向西輕微滑移，但墩頂抗震錨筋和空心板預留孔壁并未接觸，兩者之間仍有一定孔隙，且該墩墩頂橋面接縫處也未見病害（圖），這表明被撞空心板的輕微滑移對人行天橋的使用性能影響甚微。圖橋面鋪裝及橋面連續處照片6特殊質量檢測結果被撞空心板簡支梁混凝土碳化深度檢測檢測范圍：對被撞空心板底混凝土強度回彈測區內布置測點采用酚酞試劑法進行碳化深度檢測。每10個回彈測區內布置3個測點，每個測點在不同位置量測3個測值，準確至0.1mm，取其平均值，即為混凝土的碳化深度值。實測空心板混凝土碳化深度見表?；炷翗嫾蓟疃葴y試表空心板底1/4跨處點號碳化深度(mm)測點平均深度(mm)123混凝土碳化深度平均值0.38mm空心板底跨中處點號碳化深度(mm)測點平均深度(mm)123混凝土碳化深度平均值0.40mm檢測結果表明：被撞空心板底混凝土碳化深度均較小，在0.40mm左右，遠小于結構鋼筋的混凝土保護層厚度。按《公路橋梁承載能力檢測評定規程》（報批稿）的相關要求，被撞空心板混凝土碳化深度評定標度值為1，即混凝土碳化影響程度為輕微。被撞空心板簡支梁混凝土強度檢測被撞橋跨空心板簡支梁共布設20個混凝土強度回彈測區，測區布設在被撞空心板簡支梁的底面。首先采用砂輪機對每個測區表面進行打磨，清除混凝土表面的疏松層、浮漿，然后用吹風機將其表面吹干。測點在測區內均勻布置，測點與測點之間距離不宜小于20mm，測點距外露鋼筋、預埋件的凈距不宜小于30mm，測區離構件邊緣距離不宜大于0.5m。測點應避開外露石子或氣孔，同一測點只彈擊一次，每個測區共記取16個回彈值，回彈值的讀數估讀至1。=1\*GB2⑴混凝土平均回彈值：式中：——測區平均回彈值，精確至；——第i個測點的回彈值。=2\*GB2⑵換算強度平均值及標準差：對被撞空心板底混凝土強度測區平均回彈值先進行角度修正，然后進行澆注面修正。由于空心板簡支梁外表面涂有涂料，混凝土碳化深度值較小，修正時碳化深度按0mm查《回彈法檢測混凝土強度技術規程》（JGJ/T232001）附錄A測區混凝土強度換算表，取修正后的混凝土強度平均值作為各測區混凝土換算強度值，按下式計算求出空心板簡支梁混凝土強度平均值及均方差。式中：——構件混凝土強度平均值，MPa，精確至；n——被抽取構件測區數之和；——構件混凝土強度標準差，MPa，精確至。=3\*GB2⑶空心板簡支梁混凝土強度推定值：=按《公路橋梁承載能力檢測評定規程》（報批稿）對空心板簡支梁進行混凝土強度評定，實測強度狀況評定標準見表。被撞空心板簡支梁混凝土強度推定值見表。測區回彈值及混凝土強度推定值詳見附表一。承重構件實測強度狀況評定標準表強度狀態強度評定標度值≥≥良好1～≥較好2～≥較差3～≥壞的4≤≤危險5注：上表中，為推定強度勻質系數，；為平均強度勻質系數，；為構件混凝土實測強度推定值，為構件測區平均換算強度值，為混凝土極限抗壓強度值。XXX人行天橋空心板混凝土強度推定值表測試部位測區數量修正后回彈平均值（Rm）平均換算強度(MPa)換算強度標準差(MPa)推定強度(MPa)設計標號推定強度勻質系數平均強度勻質系數強度評定標度值空心板底20－－－451注：因構件中出現測區強度無法查出（即>60）情況時，因無法計算平均值及均方差，只能以最小值作為該構件強度推定值。由表可以看出，被撞空心板簡支梁混凝土強度推定值為，表明實測混凝土強度大于設計強度，混凝土強度勻質性較好。按《公路橋梁承載能力檢測評定規程》（報批稿）的有關要求，評定空心板簡支梁強度評定標度值為1，處于良好狀態。被撞空心板簡支梁鋼筋分布情況及保護層厚度檢測采用PROFOMETER5S型鋼筋定位儀對空心板底進行鋼筋位置及保護層厚度進行了檢測。混凝土保護層厚度對結構鋼筋耐久性的影響根據測量部位實測保護層厚度特征值與其設計值的比值來確定，混凝土保護層厚度對結構耐久性影響按表.-1來評判。混凝土保護層厚度對結構鋼筋耐久性的評判標準表評定標度對結構鋼筋耐久性的影響1＞影響不顯著2～有輕度影響3～有影響4～有較大影響5＜鋼筋易失去堿性保護，發生銹蝕測量部位的混凝土保護層厚度特征值按下式來計算：式中：——混凝土保護層厚度平均值；，其中為結構或構件測量部位混凝土保護層厚度，為測點數；——測量部位測點保護層厚度的標準差；——為混凝土保護層厚度合格判定系數值，按表取用?；炷帘Ｗo層厚度合格判定系數值表n10～1516～24≥25K本次檢測針對被撞空心板底面的混凝土保護層厚度進行了抽樣檢測，檢測部位及測試值匯總見表。混凝土保護層厚度及鋼筋分布詳見附圖一。被撞空心板底混凝土保護層厚度測量值及評判結果表測試部位最大值（mm）最小值（mm）平均值（mm）設計值（mm）評定標度北側邊跨空心板底L/8處普通鋼筋9031291分布筋5611214北側邊跨空心板底3L/4處普通鋼筋6733291分布筋4429211實測部位的混凝土保護層厚度大部分都不符合設計要求。按《公路橋梁承載能力檢測評定規程》（報批稿）的相關要求，在被撞空心板底普通鋼筋和3L/4處分布鋼筋的保護層厚度評定標度值均為1，鋼筋保護層對鋼筋的耐久性影響不顯著，L/8處分布鋼筋保護層厚度評定標度為4，對鋼筋的耐久性有較大影響。在檢測混凝土保護層厚度的部位同時檢測了鋼筋的分布情況。與設計比較，普通鋼筋分布的間距偏差為-3～6cm，預應力鋼筋分布間距偏差在-1～4cm之間，分布筋間距偏差為-3～12cm，部分不滿足《市政橋梁工程質量檢驗評定標準》的要求。被撞空心板簡支梁自振特性測試橋梁結構的自振特性（振動頻率及阻尼比）取決于結構本身的材料特性、結構的剛度、質量及它們的分布規律。自振特性的確定是進行結構動力反應計算、抗震和抗風穩定計算的前提，也可作為結構損傷識別和質量評定的依據。=1\*GB1⒈測量系統橋跨結構的模態測試，通過安裝在力錘錘頭上的力傳感器測試激勵信號，在選定測點上安裝941-B型傳感器測試橋梁結構的響應信號，配相應的信號放大器及濾波器，由XX東方振動和噪聲技術研究所研制的DASP數據自動采集與信號處理分析系統配以相關軟件記錄其輸出信號。由信號處理分析儀進行頻域和時域處理分析，通過模態分析軟件進行橋梁的模態分析。測試系統如圖所示。力傳力傳感器信號處理A/D采集卡力信號結構分析結果輸出放大器、濾波器等二次儀表圖自振特性測試系統框圖速度傳感器結構響應信號=2\*GB1⒉測點布置模態試驗以力錘作為激勵信號，在一固定點進行激勵，為了避開低階重要模態的節點（振型為零）處，將激勵點放在橋跨的3/8處，主要記錄激勵信號及橋跨結構振動響應。橋梁的測量斷面選擇在梁結構的八等分點以及橋墩上。測試斷面上測點布置詳見圖。圖測點布置圖=3\*GB1⒊自振特性測試結果分析(1)理論計算采用MIDAS對XXX路XX+XXX人行天橋進行自振模態分析計算。采用梁單元建立空間模型，整個模型共劃分為20個單元，21個節點。圖空間有限元模型圖圖豎向一階理論振型圖（f=）圖豎向一階實測振型圖（f=）從圖～圖可以看出，該橋一階振型為豎向正對稱振型，一階自振頻率理論值為，實測值為。圖豎向二階理論振型圖（f=）圖豎向二階實測振型圖（f=）從圖～圖可以看出，該橋二階振型為豎向正對稱振型，二階自振頻率理論值為，實測值為Hz。(2)動力特性測定利用各測點的拾振器記錄得到結構振動響應曲線，經數據分析處理后，該橋各階自振特性測定值列于表7-1，測點振動頻譜圖詳見附圖二。表中列出了XXX路XX+XXX人行天橋的二階豎向模態測試結果，各階模態阻尼比在%~%之間，符合混凝土橋的材料特性，結果分布在正常范圍。人行天橋被撞橋跨自振特性參數表振型描述自振頻率（Hz）②/①阻尼比（%）理論值①實測值②豎向一階正對稱振型豎向二階反對稱振型(3)結構性能評定對于一般的橋梁結構，第一階固有頻率即基頻是評定結構動力性能的主要依據。由表可以看出，豎向一階、二階實測頻率和理論值之比分別為、，豎向一階、二階振型阻尼比分別為%、%。根據《公路橋梁承載能力檢測評定規程》（送審稿）的有關要求，該橋豎向動力特性良好，評定標度值為1。7基于檢測結果的承載力評價基于檢查結果的橋梁承載能力評定的基本方法及工作流程是：選擇最不利或有代表性的橋跨結構或構件作為承載能力檢測評定的對象，并通過結構計算分析，初步確定橋梁結構或構件的承載能力；然后對初步確定的承載能力檢測評定對象，開展深入細致的橋梁調查和檢測工作；根據橋梁結構或構件的實際檢測結果，對分項檢測指標做出評判，最后根據橋梁結構或構件的設計或竣工技術資料，通過結構檢算分析，評定橋梁結構或構件的承載能力及其使用條件。原結構復算本部分對被撞空心板在人群荷載作用下的承載能力極限狀態和正常使用極限狀態進行驗算。承載能力極限狀態驗算包括正截面抗彎強度和斜截面抗剪強度驗算兩部分。正常使用極限狀態檢算內容應包括法向拉應力、主拉應力，法向壓應力、主壓應力四個方面。根據計算結果本項目涉及到的預制空心板的最大法向壓應力、主壓應力遠小于規范限值，均滿足規范要求。計算書中這兩項結果略去，不再整理。規范（JTJ023-85）對預應力A類構件正常使用極限狀態下的相關規定如下：第5.2.23條在使用荷載作用下，部分預應力混凝土A類受彎構件的法向拉應力（扣除全部預應力損失）應符合下列規定：荷載組合Ⅰ荷載組合Ⅱ或組合Ⅲ第5.2.24條在使用荷載作用下，預應力混凝土受彎構件在計算混凝土的主拉應力時，應符合下列規定：荷載組合Ⅰ荷載組合Ⅱ或組合Ⅲ按照規范第5.1.10條，驗算預應力混凝土受彎構件斜截面抗剪強度。計算公式如下：荷載組合（1）成橋狀態：結構重力+預加應力+收縮徐變影響力（2）荷載組合=1\*ROMANI：成橋狀態＋人群荷載（3）荷載組合=2\*ROMANII：組合=1\*ROMANI+日照正溫差(JTJ023-85規范（4）荷載組合=3\*ROMANIII：組合=1\*ROMANI+日照正溫差(JTGD60-2004規范)對于預應力簡支梁，橋面板升溫在梁體上下緣均產生壓應力，且不產生內力。荷載組合=1\*ROMANI～組合=3\*ROMANIII的最大彎矩和最大剪力結果均相同，故在計算結果中不再整理荷載組合=2\*ROMANII、組合=3\*ROMANIII的結果。數值符號約定及圖表表示約定彎矩M：單元下緣受拉為正，反之為負剪力Q：以使單元產生順時針轉動為正軸力N：壓為正，拉為負正應力及主應力：壓為正，拉為負單位：kN；m7.1.1基本計算資料=1\*GB1⒈截面特性計算采用橋梁博士建立桿系計算模型?？招陌宓慕孛嫣匦砸姳?。空心板截面特性表板類型梁高（m）面積（m2）抗彎慣性矩（m4）抗扭慣性矩（m4）中板=2\*GB1⒉計算荷載=1\*GB2⑴結構重力：混凝土容重按25kN/m3計=2\*GB2⑵二期恒載：8cm厚水泥混凝土混凝土橋面鋪裝。橋面鋪裝混凝土m地袱混凝土m，欄桿系kN/m。=3\*GB2⑶預加應力：縱向預應力按施工圖設計文件的布束情況進行計算，共2種N1、N2，每種2束，張拉方式為后張法。=4\*GB2⑷混凝土收縮及徐變影響力：相對濕度70%，加載齡期取5天，計算參數按照規范（JTJ023-85）有關規定取值，計算時間取3000天。=5\*GB2⑸日照溫差：按照規范（JTJ023-85）附錄五日照溫差模式如下：圖日照溫差的計算模式按照規范（JTGD60-2004）計算橋梁結構由于梯度溫度引起的效應時，可采用圖所示的豎向溫度梯度曲線。對于混凝土橋面鋪裝T1=25℃，T2=6.7℃。對混凝土結構，當梁高H小于400mm時，圖中A=H-100(mm)，梁高H等于或大于400mm時，A=圖日照溫差的計算模式按施工圖設計文件提供的施工過程、步驟、荷載變化等情況劃分受力階段并進行逐階段連續計算，共劃分了3個施工階段。具體劃分如下：預制梁體，架梁60天二期恒載作用30天徐變計算階段1000天7.1.216m跨空心板驗算=1\*GB1⒈正常使用極限狀態檢算=1\*GB2⑴法向拉應力正常使用極限狀態組合=1\*ROMANI～=3\*ROMANIII，梁體上下緣最大法向拉應力見圖~5。圖組合=1\*ROMANI上、下緣最大法向拉應力從圖可以看出：未出現拉應力，最小壓應力出現在支點處上緣，其值為，跨中下緣有的壓應力，滿足規范對預應力A類構件的要求。圖組合=2\*ROMANII上、下緣最大法向拉應力從圖可以看出：未出現拉應力，最小壓應力出現在支點處上緣，其值為，跨中下緣有的壓應力，滿足規范對預應力A類構件的要求。圖組合=3\*ROMANIII上、下緣最大法向拉應力從圖可以看出：未出現拉應力，最小壓應力出現在支點處上緣，其值為，跨中下緣有的壓應力，滿足規范對預應力A類構件的要求。=2\*GB2⑵主拉應力正常使用極限狀態組合=1\*ROMANI～=3\*ROMANIII梁體最大主拉應力見圖～圖所示，。圖組合Ⅰ、=2\*ROMANII最大主拉應力從圖可以看出：最大主拉應力出現在支點附近，其值為≤=，滿足規范對預應力A類構件的要求。圖組合=3\*ROMANIII最大主拉應力從圖可以看出：最大主拉應力出現在支點附近，其值為≤=，滿足規范對預應力A類構件的要求。=2\*GB1⒉承載能力極限狀態檢算=1\*GB2⑴正截面抗彎強度承載能力極限狀態組合=1\*ROMANI最大彎矩組合值與正截面抗彎強度的比較見圖。圖組合Ⅰ最大彎矩組合值與正截面抗彎強度從圖可以看出：組合=1\*ROMANI作用下，驗算結果見下表?？缰姓孛婵箯潖姸缺砗奢d組合彎矩效應組合值（kN?m）正截面強度（kN?m）正截面強度/彎矩效應組合值組合Ⅰ由表可知：跨中正截面抗彎強度滿足規范要求，且富余量較大。=2\*GB2⑵斜截面抗剪強度承載能力使用極限狀態組合=1\*ROMANI剪力包絡圖，見圖。圖組合=1\*ROMANI剪力包絡圖取距支座中心h/2處（梁高一半）處的截面的剪力做為支點處的控制剪力，根據梁的配筋特點選取箍筋變間距處做為另一控制點。根據控制點坐標內插得到組合=1\*ROMANI控制剪力極值列于表。斜截面抗剪強度表驗算編號說明箍筋間距(cm)箍筋直徑(mm)箍筋肢數荷載效應剪力組合值（kN）最大剪力對應彎矩（kN?m）斜截面抗剪強度（kN）是否滿足規范1支點10845915801142滿足2變間距處2084464470986滿足由表可知：各驗算截面的斜截面抗剪強度大于剪力組合設計值，滿足規范要求?；跈z測結果的承載能力極限狀態評定承載能力極限狀態評定是基于橋梁外觀檢查和有關無損檢測的結果對橋梁承載能力進行評定。根據橋梁外觀檢測結果、構件材質強度變異和模態參數確定檢算系數Z1；結合無損檢測結果，從耐久性的角度引入承載能力惡化系數ξe；考慮裂縫、混凝土碳化及鋼筋銹蝕引起的結構有效截面折減系數，引入混凝土折減系數ξc和鋼筋折減系數ξs；承載能力評定時引入以上各檢算和折減系數，對結構抗力效應進行修正，并通過比較判定結構的承載能力狀況。1、承載能力極限狀態評定參數確定=1\*GB2⑴承載能力檢算系數（）的確定綜合考慮橋梁或構件表觀缺損狀況（權重）、材質強度（權重）和固有模態（權重）等檢測評定結果，確定構件技術狀況評定值。被撞空心板腹板與底板連接處混凝土局部剝落，板底中央有沿預應力筋方向的裂縫，結合評定標準確定被撞空心板表觀缺損評定標度值為2。根據現場混凝土強度檢測數據，混凝土強度，其評定標度為1。根據橋梁結構的自振頻率與設計理論計算值的比值，來評定結構的整體性和技術狀況。實測橋跨結構豎向一階自振頻率與設計理論計算值之比大于，其評定標度為1。檢測指標評定標度值Dj權重表觀缺損狀況2（較好狀態）材質強度1（良好）固有模態1（良好狀態）計算得技術狀況評定值D＝2×＋1×＋1×＝得到被撞空心板簡支梁的承載能力檢算系數為。=2\*GB2⑵承載能力惡化系數（）的確定對于鋼筋混凝土結構，根據結構表觀狀況、構件材質強度、鋼筋銹蝕電位、混凝土電阻率、混凝土中氯離子含量、混凝土碳化深度、鋼筋保護層厚度等的檢測評定結果，采用考慮各檢測指標影響權重的綜合評定方法，計算構件的惡化狀況評定值，最后根據不同環境條件，取用承載能力惡化系數。根據現場檢查情況分別對以上各檢測指標給出評定標度值見下表：檢測指標評定標度值權重混凝土表觀狀況2（較好狀態）鋼筋銹蝕電位1（無銹蝕活動性或銹蝕活動性不確定）混凝土電阻率1（很慢）混凝土碳化深度1（碳化深度<保護層厚）鋼筋保護層厚度4（鋼筋易失去堿性保護，發生銹蝕）混凝土中氯離子含量1（很?。┗炷翉姸韧贫ㄖ?（良好）計算得惡化狀況評定值＝2×＋1×＋1×＋1×＋4×＋1×＋1×＝環境條件為：干濕交替、凍、無侵蝕介質得到被撞空心板簡支梁的承載能力惡化系數為。=3\*GB2⑶截面折減系數（、）的確定考慮由于材料風化、碳化、物理與化學損傷引起的結構構件有效截面損失（），以及由于鋼筋腐蝕剝落造成的鋼筋有效截面的損失（），對結構截面抗力效應的影響。根據現場檢查情況分別對以上各檢測指標給出評定標度值，計算得到構件截面損傷的綜合評定值見下表：檢測指標評定標度值權重αj材料風化1（微風化，構件表面無砂粒滾動摩擦的感覺，手掌上粘有構件材料粉末，無砂粒。構件表面直觀較光滑）混凝土碳化深度1（碳化深度<保護層厚）物理與化學損傷1（構件表面較好，局部表面有輕微剝落）計算得構件截面損傷的綜合評定值＝1×＋1×＋1×＝根據截面損傷的綜合評定值，得出被撞空心板簡支梁截面折減系數=鋼筋的截面折減系數值的確定：被撞空心板底中央有沿預應力筋的方向的裂縫，裂縫寬度小于限值，評定標度值為1，鋼筋截面折減系數為1.00。2、檢算結果根據檢測結果，參考《公路橋梁承載能力檢測評定規程》（報批稿），考慮被撞空心板承載能力檢算系數（＝），承載能力惡化系數（＝），截面折減系數（=，＝）的影響，對被撞空心板簡支梁進行技術評定。承載能力評定結果見表～表?？缰姓孛婵箯潖姸缺砗奢d組合彎矩效應組合值（kN?m）正截面強度（kN?m）正截面強度/彎矩效應組合值折減前折減后折減前折減后組合Ⅰ由表檢算結果可知：被撞空心板簡支梁跨中正截面抗彎強度大于彎矩效應組合值，且富余量較大。斜截面抗剪強度表驗算編號說明荷載效應剪力組合值（kN）最大剪力對應彎矩（kN?m）斜截面抗剪強度（kN）是否滿足規范折減前折減后1支點59158011421211滿足2變間距4644709861045滿足由表檢算結果可知：各驗算截面的斜截面抗剪強度大于剪力組合設計值，滿足規范要求。8結論及建議結論=1\*GB2⑴被撞空心板東側腹板混凝土局部剝落，底板有刮痕；空心板底有1條縱向裂縫存在，裂縫沿縱向斷續延伸，基本位于板寬的中央，最大縫寬約0.1mm，除此之外，未見其他裂縫。=2\*GB2⑵被撞掛板混凝土局部剝落、露筋，限高標志牌變形，布線管道被撞部位錯節，地袱與掛板結合處脫開。=3\*GB2⑶被