意大利热那亚波尔切维拉Polcevera高架桥垮塌原因分析

意大利热那亚波尔切维拉 Polcevera 高架桥垮塌原因分析

Janusz Rymsza

路桥研究所，波兰华沙 03-302

jrymsza@ibdim.edu.pl  电话： +48-22-390-01-07

摘要 ：本文研究分析了热那亚莫兰迪高架桥垮塌的原因。这座三塔斜拉桥位于通往萨沃纳的 A10 高速公路上，其索塔和斜拉索的结构设计是非常独特的。该桥主桥为双索面三塔斜拉桥，每个索塔体系由两对斜拉索及一个三跨连续梁刚架组成，斜拉索位于桥塔两侧。每对 V 形桥墩支撑着倒 V 形桥塔，倒 V 形桥塔支撑着两对斜拉索的顶端。斜拉索由钢索和外包预应力混凝土构成。本文介绍了 20 世纪 90 年代初斜拉桥的加固及施工技术。当时，文章作者参观了该桥加固施工。 2018 年 8 月，由于高架桥其中一个索塔突然倒塌导致高架桥塌陷。 2019 年 6 月，其他两个索塔也被拆除。由于委内瑞拉和利比亚还有两座桥梁的结构与意大利该桥相似，因此，作者于 25 年前提出的加固结构的概念可能仍然适用。

关键词： 莫兰迪桥；波尔塞维拉高架桥；腐蚀 ; 垮塌 ; 桥 ; 卡车荷载； Polcevera 高架桥垮塌；大跨度预应力桥梁结构；莫兰迪教授

1. 介绍

1.1. 总体说明

热那亚的波尔塞韦拉高架桥由罗马和佛罗伦萨大学土木工程教授里卡多·莫兰迪（ Riccardo Morandi ， 1902-1989 ）设计。莫兰迪教授设计了许多民用建筑，他在工程结构（包括桥梁）设计中大量的使用预应力混凝土结构。在 20 世纪 60 年代和 70 年代，他设计了三座结构独特的类似预应力桥梁。其中包括：委内瑞拉马拉开波湖大桥（长 235 米； 1962 年）、热那亚高架桥（长约 208 米；于 1967 年 9 月 4 日开通）和利比亚瓦迪库夫大桥（长 282 米；于 1971 年开通）。有关热那亚高架桥的工程概况可在莫兰迪 1968 年的研究 [1] 中找到，托洛伊茨基在 1977 年 [2] 描述了莫兰迪教授设计的三座桥梁结构的设计参数。莫兰迪教授因建筑和桥梁设计而荣获多项国际奖项，并于 1979 年获得慕尼黑工业大学荣誉博士学位。热那亚大桥由主跨三塔斜拉桥与西引桥多跨立交桥组成。该桥跨越波尔切维拉河（ Polcevera river ），河宽约 80 米，故命名为波尔切维拉桥。桥梁同时上跨连接热那亚与米兰、工业厂房和住宅楼的铁路。高架桥承担了 A10 高速公路从热那亚往萨沃纳方向的大量重型卡车交通量。设计标准为四车道，双向两车道。图 1 为波尔切维拉高架桥东北方向视图。

图 1. 从东北方向看波尔塞韦拉高架桥

（莫兰迪， 1968 年）

1.2. 桥梁结构布置

该桥由 11 跨组成，配跨为： 43.00+5 × 73.20+75.313+142.655+207.884

+202.50+65.10=1102.452m ，由连续多跨引桥 + 三塔斜拉桥构成。该桥的桥型结构布置如图 2 所示。

图 2. 高架桥和多跨立交桥的结构布置

（莫兰迪， 1968 年；尺寸单位： m ）

连续多跨引桥由具有 V 型支架的多跨框架悬臂梁（图 3a ）和挂孔梁组成（委内瑞拉先前设计的桥梁的桥墩为 X 型 [3] ）， 3 号至 8 号墩为带悬臂的 V 型框架。而该桥的主桥三个桥墩（ 9 号、 10 号和 11 号）的结构则是另一种类型，每个 V 型框架支墩上都增设了一个索塔用以支撑两对拉索。索塔如图 3b 所示。三座门式钢筋混凝土索塔高 90 米。桥梁横截面为三室预应力混凝土箱梁。最大跨径的肩梁位于 10 号支架的叉柱之间，约为 45m ，悬臂梁跨径为 65 m 。桥梁宽 18 m ，桥面位于地面上方约 45 m 。

图3 （ a ） 立交桥支架（纵向和横截面）

（莫兰迪， 1968 年）

图3 （ b ） 高架桥支架（纵截面和横截面）

（莫兰迪， 1968 年）

1.3. 斜拉桥结构

在每个索塔的两侧，两个预应力混凝土悬臂和钢箱固定在索塔上。这些悬臂梁支撑着挂孔梁。斜拉索为矩形横截面，为预应力混凝土包裹钢缆的钢混组合构件形式。拉索在索塔顶部转向，并在桥面锚固端分为上下两个相等的部分。斜拉索的横截面如图 4a 所示（位于桥面左侧；位于索塔顶部右侧） [1] 。

图 4. （ a ） 钢混组合斜拉索构件的横截面

（莫兰迪， 1968 年）

图4. （ b ） 拉索在桥面板和索塔顶部的锚固示意图（ Morandi ， 1968 年）

斜拉索横截面的中心部分有 24 根钢筋束，每根由 12 股直径为 1/2 英寸的钢绞线组成，即 12.7 mm （ 12T13 ），抗拉强度 R=170 kg/mm2 （约 1700 MPa ）。这些钢束先张拉形成拉索结构承受悬臂梁自重。然后分段浇筑包裹钢束的预应力砼。钢束中的力通过摩擦力和粘附力传递到混凝土中。此外，有 28 根钢束位于斜拉索组合截面边缘四周，每根由四股直径为 1/2 英寸（ 4T13 ）的钢绞线组成。这些钢束穿过预留管道，待混凝土达到设计强度后张拉，并注浆。因此，由钢和混凝土组合形成的斜拉索共同承受挂孔梁永久荷载以及车辆荷载。

一条斜拉索由 52 根钢束组成，以下称为“内部钢束”，由 24 根 12 φ 12.7mm 和 28 根 4 φ 12.7mm 钢绞线组成。表 1 列出了内部钢束“ S ”、混凝土“ C ”和斜拉索“ B ”的横截面积。组合拉索中设置了直径为 6 mm 的箍筋，间距为 15 cm 。图 4b 为桥面板和索塔顶部的拉索锚固示意图。

表1. 混凝土拉索加固前后的特性

注：A——横截面积；EA抗拉刚度，E纵向弹性模量；S拉索内部钢束；C拉索中的混凝土；B-钢和混凝土复合拉索；T加固用外部钢束。

这种带有预应力混凝土壳组合拉索结构，构造上必须确保钢内部钢筋束与混凝土有效的粘结，以传递荷载，同时外包混凝土还能对钢束形成防腐保护，活荷载才能由整个钢和混凝土组合截面共同承担。

1.4. 大桥主要结构构件的施工

桥梁 3 号至 8 号 V 型桥墩的短悬臂（长约 8m ）处支撑着跨度约 32m 的挂孔梁。图 5a 为将挂孔梁吊装至立交桥 6 号和 7 号桥墩悬臂梁上的施工阶段 [1] 。

图 5. （ a ）将挂孔梁吊装至 6 号和 7 号桥墩的悬臂梁上（ Morandi ， 1968 年）

图5.（ b ） 高架桥 9 号墩索塔和悬臂施工

（莫兰迪， 1968 年）

图5.（ c ） 悬臂施工期间，在悬臂顶部铺设预应力临时钢筋束（ Morandi ， 1968 ）

图5.（ d ） 不同施工阶段的高架桥桥墩：第 9 号索塔已完全建成，第 10 号索塔两侧悬臂梁已建成，第 11 号索塔已建成（ Morandi ， 1968 年）

图5.（ e ）不同施工阶段的高架桥支架： 10 号索塔施工拉索混凝土， 11 号索塔混凝土浇筑前的钢束（ Morandi ， 1968 年）

图5.（ f ）将挂孔梁安装在 10 号和 11 号支架的悬臂梁上（ Morandi ， 1968 年）

9号、10号和11号V型桥墩处修建了分离的索塔。9号索塔首先完成。图5b显示了索塔和两侧悬臂的结构。这些悬臂梁采用悬浇法施工，并在悬臂梁顶面铺设钢束（图5c）作为临时配重。9号索塔先完工后，修建了另两座索塔。每个带有悬臂梁的索塔都是独立建造的。斜拉索是在索塔和悬臂完成后施工的。图5d所示为完成的11号桥塔，带有悬臂梁和预应力混凝土构件，10号塔索塔已完成，悬臂梁上拉索仍未施工，9号塔索塔已完成，但悬臂梁仍未施工。

索塔和悬臂梁完成后，悬臂梁自重将由钢索（位于混凝土拉索中心部分的 24 束 12T13 钢绞线）承担。当钢束张拉后，悬臂梁顶面临时配重钢束被移除。图 5e 为 10 号墩和 11 号墩斜拉索钢束在浇筑混凝土前的施工阶段（该桥墩上悬臂梁的临时钢束配重仍在）。两侧带有悬臂梁的 V 形桥墩与索塔、斜拉索共同组成桥梁的整体支撑结构，跨径约 36 米的挂孔梁放置在悬臂梁上。图 5f 显示了将挂孔梁安装在 10 号和 11 号桥墩悬臂梁上。

2.Polcevera 高架桥加固方法和材料

2.1. Polcevera 高架桥使用 25 年后的技术状况

在桥梁投入正常使用（ 1967 年）几年后，检查发现结构中的混凝土发生破坏。 20 世纪 80 年代，对该桥进行了大规模的维修改造。 Italstrade 公司于 1988 年发表的文章 [4] 介绍了 1988 年 2 月之前进行的维修改造工程的范围。这项工作主要涉及 11 号索塔（位于图 1 左下角）混凝土的修复。这是最早施工的索塔，估计比后施工的其他索塔破坏更严重。

维修改造工程包括凿除松散部分混凝土，使用高压水枪清洁表面，在待处理的混凝土表面上锚钉固定钢丝网（直径为 4mm ，网格尺寸 10 × 10cm ），涂抹厚度约为 2 cm 的水泥砂浆，再涂刷两层防腐涂层进行保护：环氧涂层和聚氨酯涂层。主墩搭设了脚手架，以便进行维修工作。图 6a 为计划实施 11 号主墩下部维修工作而搭设的脚手架（ 1980 年代中期的状态 [4] ）。

图 6. （ a ） 在 11 号墩下部搭设脚手架  

图6.（ b ）在 11 号墩全部高度范围搭设脚手架（ Italstrade ， 1988 ）

由于观察到桥墩下部的混凝土技术状况较差，因此决定在索塔的整个高度搭设脚手架（图 6b ），以便对索塔上部的技术状况进行评估。除了发现混凝土受损外，还发现了桥梁结构构件中钢筋腐蚀，尤其是斜拉索的上部。

在 1992 年一月和三月，奥地利因斯布鲁克技术大学的 Manfred Wicke 教授分别起草了两份报告 [5,6] 。第一份报告评估了对结构进行维修工作的依据是否充分，并讨论了斜拉索中钢绞线腐蚀的成因，而另一份报告评估了斜拉索的加固设计是否可行。

以下是 Wicke 教授 1992 年 1 月的第一份报告中所载的信息。根据这份报告，斜拉索中的有一些钢绞线出现断裂，还有一些严重腐蚀。“专家在 1992 年 1 月 14 日检查时发现， 11 号塔的西北侧斜拉索上端损伤最严重。约有 30 至 40 股钢绞线断裂或松弛，并伴有严重腐蚀。这种损伤后果非常危险”。索塔的拉索锚座连接已恶化，部分钢绞线外露。在索塔顶部，积水顺着裂缝渗透到钢束表面，导致钢束腐蚀。“上述评估主要适用于 9 号和 11 号塔的北部斜拉索。专家认为，更换剩余斜拉索是必要的”。恶化的技术状况导致内部钢束中钢材的屈服强度降低，水的持续渗透腐蚀作用将导致钢绞线腐蚀断裂。

Wicke 教授认为，受损的内部钢束应该进行更换。“之所以提出这一严格要求，主要是因为斜拉索是桥梁的主要传力构件，一旦发生破坏，后果将是灾难性的。维修加固工作迫在眉睫”。

由于钢束的实际技术状况未知，建议先采取以下有关道路交通的临时措施：

• 禁止超载卡车和非标准车辆通行。
• 限制车速 50 公里 / 小时。

“单辆标准重量的货车不受限制，但决不允许超载或非标车辆。 鉴于实际损坏情况的不确定性，以及斜拉索可能会在没有警告的情况下发生突然破坏，在维修加固工作实施前应尽快进行交通管制”。

跨径 36 米的挂孔梁，包含 10 根钢束，每根钢束由 18 股直径为 7 毫米的钢丝组成，部分钢丝断裂，局部腐蚀。“损伤与斜拉索相似，考虑到受损程度较斜拉索轻，且非桥梁主要受力构件，危害程度不如斜拉索严重”。

2.2. 1992 年至 1994 年间对 Polcevera 高架桥 11 号塔处的拉索进行加固

拉索的加固设计由罗马 Pisani 工作室的工程师弗朗西斯科·皮萨尼（ Francesco Pisani ，之前与莫兰迪教授合作，负责该桥梁结构的静力计算）负责。具体的加固设计方案在 Camomilla[7] 的文章中进行了阐述，该文章由 Camomilla 、 Pisani 等合著。

斜拉索加固设计中采用如下前提：

• 保留原结构型式。

• 拆除斜拉索具有高风险，例如，难以保持混凝土支架刚度。

• 无法中断桥上交通。

• 确保加固后的外包混凝土受压，使钢 - 混凝土复合截面共同传递荷载。

根据 Pisani 的设计，每条拉索采用 12 根外部钢束进行加固。每根钢束由 22 股直径 15 mm （ 22T15 ）的钢绞线组成。钢束位于原拉索的两外侧面，每侧六根（图 7 ）。表 1 给出了外部钢束（“ T ”）的截面面积。钢束通过支架固定在原拉索上，支架纵向间距 4m 。钢筋束分别锚固在索塔顶部的钢锚块，以及桥面结构的横梁上，横梁通过新增短钢束与拉索连接。这六根连接短钢束，每根由 31 股直径为 15mm （ 31 φ 15mm ）的钢绞线组成。它们位于桥面，沿着斜拉索顶底表面约 6.5m 范围内顺桥向布置。根据采用的斜拉索加固方法，短钢束作为临时措施进行受力转换。

图 7. F.Pisani 的斜拉索加固设计图示

加固方案如下：

• 凿除拉索下部约 6.5 m 长范围内混凝土。

• 安装短钢束，并在约 6.0 m 长度范围内处浇筑高强度混凝土（保留 0.5 m 的预留槽）。

• 张拉短钢束至设计强度，切断 0.5 m 的预留槽中所有老化的、腐蚀的内部钢束（包括先张和后张）。

• 张拉增设的外部钢束至设计值，同时放张短钢束预应力。

在 1992 年至 1994 年间，对 11 号塔处的斜拉索进行了加固。斜拉索加固顺序为，先施工北侧（山区侧）拉索，然后是南侧（大海侧）。此外， 10 号索塔顶部通过设置钢锚座改变索塔顶部拉索的紧固方法。 11 号索塔上的此类构件如图 8d 所示。 9 号索塔没有修复或重建。

图 8. （ a ）加固 11 号塔的东北侧拉索的脚手架（ Rymsza 摄于 1993 年 4 月）

图 8. （ b ） 从桥面上看，侧面外部钢束加固拉索（ Rymsza 摄于 1993 年 4 月）

图 8. （ c ） 加固后的西北侧拉索，从 11 号索塔顶部俯瞰（ Rymsza 摄于 1993 年 4 月）

图 8. （ d ） 11 号索塔上的钢锚座（ Rymsza 摄于 1993 年 4 月）

图 8. （ e ） 从 11 号索塔顶部看加固前的西南侧斜拉索（ Rymsza 摄于 1993 年 4 月）

图 8. （ f ） 从 11 号塔顶到 10 号塔顶的带脚手架视图（ Rymsza 摄于 1993 年 4 月）

2.3. 斜拉索加固前后的特性

虽然 Wicke 教授 1992 年 3 月的报告 [6] 主要涉及 11 号塔处斜拉索的加固设计，但其中也包含加固前斜拉索的信息。根据该报告，在恒载作用下，索塔顶部的拉索拉力为 19.1 MN ，对应的外包混凝土承受的压力为 7 MN ，内部钢束总拉力为 26.1MN 。

加固后，外部钢束总张拉力为 13.5 MN 。其中 10.2 MN 传递至外包混凝土，腐的蚀内部钢束中的拉力减少 2.1 MN （剩余的 1.2 MN 力转移到悬臂梁上，产生附加扭矩和弯矩）。因此，加固后，在恒载作用下，斜拉索中的混凝土承受 17.2 MN 的压力，腐蚀的内部钢束承受拉力为 24.0 MN 。在活载作用下，加固后的拉索总拉力为 6.0 MN ，对应的内部钢束拉力为 5.1MN ，外部钢束拉力为 0.9 MN 。

3. 加固效果分析

3.1. 斜拉索的特点

1993 年，笔者参加了在意大利为来自不同国家的桥梁专家举办的第 31 期 IRI （ Ricostruzione Industrial 研究所）课程。在的几个月的课程里，有机会熟悉意大利设计和建筑公司的工作。 1993 年 4 月，笔者待在米兰的 Italstrade 公司。由于该公司参与了 Polcevera 高架桥的重建，作为访问学习的一部分，作者被派往热那亚。在此期间， Pisani 设计的高架桥斜拉索加固正在施工中。

表 1 总结了使用外部钢束加固前后斜拉索结构的特征参数。包括横截面积和抗拉刚度。

  表1. 混凝土拉索加固前后的特性（出现二次，但数据没有前后二次的变化）

注：A——横截面积；EA抗拉刚度，E纵向弹性模量；S拉索内部钢束；C拉索中的混凝土；B-钢和混凝土复合拉索；T加固外部钢束。

高架桥有两个塔（ 9 号和 10 号）上的拉索没有加固。这些塔处的斜拉索结构是根据莫兰迪教授的设计建造的。

假设：

• 威克教授报告（ Wicke ， 1992 年 3 月）中提供的拉索内力是正确的，

• 钢束的纵向弹性模量 E=180000 MPa ，

• 混凝土弹性模量 E=32000 MPa ，

• 拉索长度为 92.2 m （根据图 3b ），

• 表 1 中所列横截面积和抗拉刚度，可根据未加固的拉索计算：

? 在恒载作用下：

• 内部钢束的拉应力为 515.1 MPa ，

• 混凝土的压应力为 6.1 MPa ，

• 作为钢 - 混凝土复合截面共同承受荷载的拉索的伸长率为 38.5 mm ，

• 仅通过内部钢筋束传递荷载的拉索的伸长率为 193.1 mm ；

? 产生 6.0 MN 拉力的等效活载作用下：

• 内部钢束的拉应力为 23.6 MPa ，

• 混凝土的压应力为 4.2MPa ，

• 作为钢 - 混凝土复合截面共同承受荷载的拉索的伸长率为 12.1 mm ，

• 仅通过内部钢束传递荷载的拉索的伸长率为 60.7 mm 。

综上所述，在总荷载（恒载和活载）下的未加固拉索中：

• 内部钢束的拉应力为 538.7 MPa ，

• 混凝土的压应力为 10.3MPa ，

• 作为钢 - 混凝土复合截面共同承受荷载的拉索的伸长率为 50.6 mm ，

• 仅由内部钢束传递荷载的拉索的伸长率为 253.8 mm ，

• 仅由内部钢束传递荷载的拉索的伸长增加为 203.2 mm ；拉索伸长的增加将产生垂直位移 108.9mm （ sin32.4 ^o × 203.2 ；角度值根据图 3b 计算）。

加固前拉索的特性总结如下：在荷载的总作用下，内部钢筋束中的应力为 539 MPa （约为钢材抗拉强度的 32% ）和混凝土的应力为 10.3MPa （约为混凝土抗压强度的 30% ）。作为钢 - 混凝土复合截面共同承受荷载的拉索的伸长率为 50.6 mm 。假设混凝土未被压缩，且荷载仅由内部钢束传递，则拉索的伸长率为 253.8 mm 。仅由内部钢束传递荷载的拉索伸长量增加，将导致悬臂端部的垂直位移增加 108.9 mm 。威克教授（ Wicke ， 1992 年 3 月）表示，“ 超过 100 mm 的垂直位移将严重损伤墩顶处主梁截面 ”。

综上所述， 斜拉索中的混凝土在开裂后退出复合截面参与荷载分配工作，导致钢索伸长增加，产生垂直位移（约 110 mm ），从而导致拉索断裂。

就 11 号索塔 4 号拉索的加固情况来说（由于劣化混凝土的压力限制，新钢束无法张拉至设计所需强度），假设内部钢束可以进一步传递荷载，则加固后拉索的特性如下：

? 在恒载作用下：

• 内部钢束的拉应力为 473.7 MPa ，

• 混凝土的压应力为 15.0MPa ；

? 产生 6.0 MN 拉力的等效活载作用下：

• 混凝土的压应力为 4.2 MPa ，

• 外部钢束的拉应力为 19.3 MPa 。

在使用外部钢束加固拉索后，在恒载作用下，内部腐蚀钢束的拉力仅降低 9% ，混凝土的压应力增加 2.5 倍。

在活载作用下，外部加固钢束的拉应力为 19.3 MPa ，约为钢材断裂强度的 1.1% （假设材料强度不低于原高架桥的设计要求）。

由于加强了拉索，混凝土的压应力显著增加。同时，基于技术上未必正确的假定，即 不管先张还是后张内部钢束同样传递荷载， 内部腐蚀钢束中的拉应力略有降低。因此，在加固拉索后，内部腐蚀钢束将承受道路交通的动载。威克教授（ Wicke ， 1992 年 1 月）在第一份报告中提到的，即“难以实现完全更换旧钢绞线”。

通过对拉索施加压力从而加固桥梁结构的方法总结如下：

• 外部钢束稍微缓解了内部腐蚀钢束的应变，在活载作用下， 85% 的荷载仍将由原拉索传递，而新增外部钢束仅传递 15% 。图 8a 所示为 11 号索塔东北部拉索加固。图 8b 为桥面视图中使用外部钢束加固拉索的情况，图 8c 为 11 号索塔顶部视图。图 8d 为 11 号索塔顶新安装的钢锚座；

• 新增外部钢束的预应力水平受混凝土技术条件的限制，在斜拉索中，外部钢束将产生 1% 的钢抗拉强度水平的应力。图 8e 为加固前 11 号索塔的拉索；

• 弯曲结构构件（如斜拉索）的压缩实际上很难精确计算（图 8c ， e ）。

综上所述，建议对其他两座索塔（ 9 号和 10 号）采用不同于 11 号索塔的加固方法。加固 10 号索塔是可能的，因为该索塔旁边已经建造了脚手架（图 8f ）。

3.2. 笔者 1993 年关于高架桥 9 号和 10 号索塔加固的观点

图 9 为 Rymsza 摄于 1993 年 4 月，图中 11 号塔带有加固混凝土拉索， 10 号塔带有额外的钢锚座， 9 号塔没有任何结构变化。图 9 显示了三个高架桥塔，分别采取了不同的处理方式：

图 9. 高架桥的 3 个塔视图

• 11 号塔处的拉索得到了加固，

• 在 10 号塔上安装了一个钢锚座，用于连接索塔两侧的拉索（带脚手架），

• 9 号塔未施加任何加固措施。

笔者认为，在 11 号塔增设的外部钢束对改善拉索受力效果甚微。由于技术原因，无法对受腐蚀损坏的曲线拉索进行有效的加固。由于混凝土技术状况差，新增外部钢束的应力水平也较低。然而， 9 号和 10 号塔上的拉索缺乏任何加固措施，是桥梁管养部门的失职。

毕竟，通过 在索塔上增加独立钢缆改善混凝土拉索受力在技术上是可行的 ，例如，增设与现有斜拉索平行的钢拉索后，原混凝土拉索受力将大大改善。新增悬索能更好的参与荷载分配从而提高原结构的安全富余，当原拉索破坏时结构不会突然垮塌。

结构加固措施的如下：

• 移除挂孔梁包括支架，从而实现塔架的卸载，

• 修复和加固混凝土塔，包括塔和混凝土钢束，

• 调整索塔和塔，以安装固定新设钢拉索，

• 将新设的钢束固定到索塔和塔上，

• 加固挂孔梁（或更换为较轻的挂孔梁），并将其放置在塔悬臂端部的加强接头上。

该加固方案将延长结构的使用寿命，并降低结构突然失效的风险。该方案相较于压缩混凝土拉索加固法传力明确，同样适用于其他两个塔—— 9 号和 10 号塔。

笔者向意大利工程师提交了该加固理念，当时他们正在实施 11 号塔处的混凝土拉索加固。图 10a 为加固前的 10 号塔，图 10b 为加固后的 10 号塔。由于各种原因， 笔者提出的结构加固理念未被采纳 。当然，其中一个甚至可能是最重要的原因是改变了结构体系。新增的钢缆将改变莫兰迪教授设计的高架桥的外观，这与保留高架桥原始外观的设计目标的基本假设不符。

图 10. （ a ） 加固前 10 号塔（ b ） 根据 1993 年作者的概念加固高架桥 10 号塔

IRI 课程结束时，笔者与意大利政府机构的一名代表进行了一次会面。在会谈中，有必要用意大利语说明哪些技术工程给课程参与者留下了最深刻的印象。笔者表示对莫兰迪教授设计的热那亚的高架桥印象最深，该桥目前采取的加固方式是无效的，应该尽快制定有效可行的加固方案。笔者提出的加固理念（如图 10b 所示），可作为比选方案加固其余两个高架桥塔。

“如果高架桥没有得到适当加固，它可能会发生垮塌”。此对话发生在高架桥垮塌 25 年前。

4. 高架桥垮塌原因的讨论

4.1. 高架桥垮塌的后果

意大利热那亚 Polcevera 高架桥于 2018 年 8 月 14 日在一场暴雨中发生垮塌事故，造成 43 人死亡， 12 人重伤。高架桥垮塌时，桥面有三辆卡车和 10 辆汽车（根据 RAI 电视台）。长度约为 250 m 的桥面垮塌，即临近多跨高架桥引桥侧的第一个索塔（ 9 号塔——位于图 1 右上角和图 2 ），以及塔、悬臂和挂孔梁。 2017 年 10 月，利比亚 Wadi Kuf 大桥关闭。热那亚高架桥垮塌后，委内瑞拉马拉开波湖大桥也在维修期间关闭。笔者在之前的出版物 [8] 中介绍了热那亚莫兰迪高架桥垮塌原因的初步调查分析，以期为预应力结构设计提供参考。

4.2. 高架桥垮塌的原因分析

4.2.1. 综述

高架桥的垮塌是与多跨高架桥引桥侧连接的 9 号塔（图 2 ）处的一根斜拉索断裂引起的。推测是西北侧拉索。这条位于北侧的拉索（即靠山侧），威克教授的第一份报告 [6] 中讨论了其恶劣的技术状况，但并未得到改善。笔者认为，高架桥垮塌的主要原因有三个：材料、构造和管养。

4.2.2. 材料原因

斜拉索作为钢 - 混凝土组合结构构件，由于其冗余度不足，不能很好地解决拉力传递问题。钢束中的应力值随时间的推移逐渐变小，即所谓的预应力损失。预应力损失估计可达 20% 。

造成预应力损失的原因如下：

• 混凝土收缩（由于干燥，混凝土体积减少），

• 混凝土的徐变（在荷载不变的情况下变形增加），

• 钢束的松弛（变形恒定的情况下预应力减少）。

受力构件越长，预应力损失越大。在本案例中，斜拉索构件非常长，长度超过 90 m 。此外，斜拉索的形状从直线变为弯曲下垂，垂度效应导致拉索应力减少。钢束的形状越弯曲，垂度效应越显著，预应力损失也就越大。因此，加固时如附加压力未能使拉索达到轴心受压则将造成更大的预应力损失（钢束越弯曲，损失越大）。

预应力损失以及斜拉索的下挠变形导致混凝土保护层开裂。开裂的砼保护层将不能为钢束提供合适的防腐保护，钢束将加速腐蚀。裂缝会导致水汽侵入，钢束发生电离腐蚀。 Biliszczuk[9] 在文章中提出了类似的观点，“这种结构的弱点（…）是对钢束的防腐，尤其是在索塔顶部的顶板”。

4.2.3. 结构原因

首先，斜拉结构设计的基本原理是使用几根或十几根斜拉索用以支撑桥面形成多跨超静定结构体系，因此，其中一根拉索的损坏不会导致（在任何情况下都不应导致）突然垮塌。莫兰迪教授设计的稀索体系斜拉桥，只有两条拉索支撑桥面悬臂梁，这导致在其中一个构件被破坏或损坏的情况下，其余结构部件将无法靠自身对称稳定维持平衡（例如，即使车辆撞到一个拉索并将其破坏，也会造成桥梁垮塌）。此外，斜拉索（斜拉桥结构的一个重要组成部分）的更换在技术上很复杂，如果不封闭交通，就很难实施。

其次，约 65 米的悬臂过长。如果桥上发生交通堵塞，可能会有三辆重量为 40 吨、长度为 16.5 米、间距约为 5 米的五轴卡车在一条车道上行驶，一条车道上的车辆总重有 120 吨，这将导致单条拉索过载。

第三，索塔的刚度相较于斜拉索刚度来说较小。拉索传递拉力、索塔传递压力，所以，如果索塔刚度较小，在设计时应考虑屈曲效应。该桥主塔刚度跟斜拉索刚度是不匹配的。

第四，实际上，评估混凝土构件内部钢束的技术状况非常困难，尤其是在桥面标高以上 45m 处的索塔顶部。

4.2.4. 管养原因

Wicke 教授 1992 年 1 月的报告 [6] 已经表明， 9 号和 11 号塔北侧的拉索技术状况较差。但是，难以理解的是，为什么只加固了 11 号塔处的斜拉索，而没有计划加固 9 号塔处的斜拉索。不管 11 号塔处的拉索加固效果如何，不对这些拉索进行任何处理都是一个错误。

4.3. 高架桥的垮塌步骤

高架桥垮塌始于斜拉索断裂。斜拉索力学性能的变化机理如下：

1. 由于预应力损失，拉索中的预应力值降低。

2. 由于拉索自重较大，其形状从直线下垂为曲线，这导致压应力降低，从而导致拉索底面混凝土受拉。

3. 由于预应力损失和斜拉索形状的变化，拉索中的压应力值降低，导致斜拉索底面混凝土开始开裂。

4. 混凝土开裂导致传递拉力的压缩混凝土横截面面积减小。

5. 开裂的混凝土不再为拉索中的钢绞线提供足够的防腐保护，钢筋腐蚀。

6. 失去混凝土保护层保护的钢绞线腐蚀继而断裂，导致传递拉力的复合拉索的钢 - 混凝土横截面积减小。

7. 作用力不变，混凝土拉索的横截面积减小，将导致受腐蚀钢束中的应力增加。

8. 由于拉索中的预应力值降低，拉索中的混凝土横截面的预压力消失，因此拉力仅通过腐蚀的钢束传递。

9. 当荷载仅由腐蚀的内部钢束传递时，拉索的伸长量将大于 20cm 。

10. 作用力不变，钢束中腐蚀钢绞线的持续断裂会导致其他未断裂钢绞线的应力增加，并导致其过度拉伸，直到钢束中的最后一根钢绞线断裂。

图 11 显示了高架桥破坏的各个阶段。高架桥的垮塌机理如下：

图 11. 模拟高架桥垮塌可能过程的动画片段（动画作者： Kai Kostack ， [10] ）

1. 高架桥桥面悬臂梁长度范围内最多能布置三辆卡车，模拟假定悬臂上有三辆卡车。

2. 桥面悬臂结构与斜拉索连接部位技术状况差，无法传递如此大的荷载。

3. 过载的桥面悬臂梁导致两根拉索中的一根断裂，由于拉索的自重影响，拉索上部的荷载大于下部（ 1 m 拉索的重量约为 3 t ）。

4. 西北拉索在 9 号塔顶部断裂（图 11a ）。

5. 重量约为 280 t 的断裂拉索落在桥面悬臂梁上，导致其结构破坏，并导致位于车道另一侧的西南拉索（图 11b ）断裂（应在考虑动态冲击系数的情况下确定作用力，动力系数取 1.5 ）。

6. 桥面悬臂梁的破坏导致支撑在悬臂上的挂孔梁垮塌（图 11c ）。

7. 两侧索塔荷载的不平衡导致索塔东侧的拉索、悬臂和桥跨垮塌（图 11d-f ）。

其他学者介绍了意大利热那亚莫兰迪 Polcevera 高架桥垮塌后分析的相关研究 [11] 。他们采用现有信息来评估桥梁的剩余寿命，包括：现存的桥梁设计资料；基础设施和交通部发布的事故调查报告 [12] ；以及卡车交通量和轴重数据。

5. 结论

在 20 世纪 60 年代和 70 年代，里卡多·莫兰迪教授设计了三座结构相似、非常规的桥梁。它们分别位于委内瑞拉、意大利和利比亚。 2018 年 8 月 14 日意大利高架桥发生垮塌，首先是 9 号塔倒塌， 2019 年 6 月 28 日，其他两个塔（ 10 号和 11 号）被拆除， Polcevera 高架桥不复存在。然而，还有两座莫兰迪设计的相同桥梁结构仍然存在。此类结构可以采用笔者所述在索塔上增加钢缆的方法进行加固（图 10b ）。由于两个结构都有一个大的塔帽，因此可以使用作者 1993 年在热那亚提出的加固方法，将新增拉索布置为扇形（而不是竖琴形）。同时建议移除挂孔梁，改为连续梁。在这种情况下，新增钢拉索施加的拉力可以均匀分布于全部桥跨结构。

由于桥跨结构构件的技术条件差（混凝土损坏和钢筋腐蚀），且需要同时在两侧对称施工以防止刚度较小的索塔失稳破坏，无论哪种加固方案（修复挂孔梁或使用连续结构）实施起来都困难重重。

幸而桥梁结构的破坏是偶然的；一些桥梁的破坏发生在施工阶段，例如，在施工预应力过程中 Cie?la[13] 。历史上桥梁结构在使用阶段很少发生垮塌。但是未来这种情况可能会改变，桥梁结构的破坏会比以前更频繁地发生。一些大跨度的特殊桥梁结构通常不符合欧洲标准 [14] （ EN 1990 ， 2004 ）表 2.1 中关于桥梁安全使用年限 100 年的要求。 Polcevera 高架桥就是这种结构。在过去的 20 年里，主要建造了许多具有大跨径或跨河的特长的新型桥梁结构。建筑设计师和结构工程师为设计出极具建筑特色的极限构造桥梁结构而相互争夺主导权。

不断增加的活荷载和气候异常现象（暴风和暴雨）导致构件耐久性加速退化（波尔切维拉高架桥在一场大暴雨中垮塌）。另一方面，大跨径或特长的非典型结构使用与桥梁垮塌事故率成正比。基本上，具有独特设计的结构的安全使用期比常规结构的假设时间短得多。此外，此类结构的管养工作也较为困难，成本也很高。加固或拆除它们也很困难，费用也很高。意大利热那亚的高架桥垮塌对所有桥梁管理部门的敲响了警钟，今后避免建造不寻常和过大的桥梁结构。

译者述评 ：

1 、文中关于拉索中钢束跟混凝土之间的应力分配较为简单，复合截面共同受力的量化分析是个难题。

2 、关于大桥的垮塌原因分析，可以进一步探讨是否有风雨振的影响，据悉该桥是在大暴雨中垮塌的。

3 、作者提出的新增斜拉索的加固方案很有参考意义，实践中建议与新建桥梁进行经济及社会影响比较分析，该加固方案改变了结构外形，失去了历史保存价值，花费也较高。

翻译：潘竺兰

校核：王昌将

编辑：董佳霖