盧義，張若鋼

(1.武漢經(jīng)濟(jì)開(kāi)發(fā)區(qū)建設(shè)工程服務(wù)中心，湖北武漢 430052;2.中南安全環(huán)境技術(shù)研究院有限公司，湖北武漢 430052)

多塔單索面波形鋼腹板斜拉橋荷載試驗(yàn)研究

盧義1，張若鋼2

(1.武漢經(jīng)濟(jì)開(kāi)發(fā)區(qū)建設(shè)工程服務(wù)中心，湖北武漢 430052;2.中南安全環(huán)境技術(shù)研究院有限公司，湖北武漢 430052)

為分析和研究波形鋼腹板單索面斜拉橋在自身恒載和設(shè)計(jì)使用荷載作用下的實(shí)際受力性能，以某多塔單索面波形鋼腹板斜拉橋荷載試驗(yàn)為背景，建立全橋三維有限元仿真模型，闡述荷載試驗(yàn)的內(nèi)容及方法，對(duì)大橋的靜、動(dòng)力特性進(jìn)行分析研究。針對(duì)單索面體系、主梁?jiǎn)蜗湮迨也ㄐ武摳拱宓奶攸c(diǎn)，對(duì)正應(yīng)力分布情況、剪力滯效應(yīng)及箱梁扭轉(zhuǎn)程度進(jìn)行重點(diǎn)分析。試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明：大橋主梁撓度、應(yīng)力、斜拉索索力及主塔偏位等參數(shù)滿足規(guī)范要求。

多塔單索面斜拉橋；波形鋼腹板；荷載試驗(yàn)；有限元

某橋主橋橋跨布置為(79+5×150+79)m，采用塔梁固結(jié)、梁墩分離、梁底設(shè)支座的結(jié)構(gòu)體系。全橋布置6根鋼筋混凝土塔柱。斜拉索為扇形布置，由主塔向跨中依次編為：C1、C2、C3、……、C9，每塔共2×9對(duì)索，全橋共2×54對(duì)索。主梁采用單箱五室波形鋼腹板PC箱梁，C50混凝土，頂板厚度為28 cm，頂板懸臂段長(zhǎng)4.75 m，頂板寬36.8 m，底板厚度為25 cm，寬度為29.8 m。主梁設(shè)置6道Q345q波形鋼腹板，鋼腹板采用1600型構(gòu)造形式，同一斷面的六道腹板采用等厚設(shè)計(jì),直板段長(zhǎng)度0.430 m，斜板段投影長(zhǎng)度0.37 m，直線長(zhǎng)度0.43 m，波高0.22 m。大橋主橋總體布置如圖1所示(圖中長(zhǎng)度單位為m)。

圖1 大橋主橋總體布置圖

1 有限元模型分析

采用Midas/Civil建立全橋桿系有限元模型，塔柱、主梁為空間梁?jiǎn)卧捎描旒軉卧M斜拉索，主梁截面采用Midas梁?jiǎn)卧孛鎺?kù)中提供的波形鋼腹板箱梁截面，通過(guò)輸入箱梁內(nèi)外側(cè)幾何參數(shù)、波形尺寸即可建立波形鋼腹板組合箱梁模型，采用平鋼腹板代替波形鋼腹板，波形鋼腹板的褶皺效應(yīng)由程序內(nèi)部通過(guò)剛度等效來(lái)考慮[1-5]。

對(duì)于邊跨和1/2邊中跨范圍內(nèi)的結(jié)構(gòu)采用Midas/Fea進(jìn)行實(shí)體精細(xì)化建模，其余五塔及相關(guān)主梁采用空間梁?jiǎn)卧M并形成子結(jié)構(gòu)。由于主梁頂、底板及鋼腹板厚度不同，頂、底板混凝土結(jié)構(gòu)采用三維實(shí)體單元，波形鋼腹板厚度為18 mm，實(shí)體模型中采用板殼單元進(jìn)行模擬，主塔采用空間梁?jiǎn)卧M(jìn)行模擬，斜拉索仍然采用桁架單元。在實(shí)體仿真模型中，共有7 375個(gè)實(shí)體單元，5 834個(gè)板殼單元，全橋共計(jì)17 841個(gè)節(jié)點(diǎn)，計(jì)算耗時(shí)2 537 s。在實(shí)體有限元模型中鋼腹板與頂、底板采用共節(jié)點(diǎn)進(jìn)行連接，桁架單元斜拉索與主塔及鋼錨箱采用剛臂進(jìn)行連接，實(shí)體有限元分析模型如圖2所示。

a)全橋有限元模型 b)邊跨及1/2邊中跨實(shí)體模型圖2 實(shí)體有限元模型

2 靜載試驗(yàn)

2.1測(cè)點(diǎn)布置及加載工況

主梁應(yīng)變測(cè)試截面布置如圖3所示, 其中主梁8個(gè)截面，橋塔1個(gè)截面。在1-1截面鋼腹板表面進(jìn)行應(yīng)變花布置，主要測(cè)試鋼腹板剪力。同時(shí)，為測(cè)試主梁在中載及偏載情況下鋼腹板受力，在2-2斷面6道鋼腹板表面布置應(yīng)變片(沿鋼腹板高度1 000、1 500、2 500 mm處)。除2-2斷面外，主梁應(yīng)力測(cè)點(diǎn)布置在每個(gè)箱室頂、底板中間位置，即頂?shù)装甯?個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)。大橋共分為12個(gè)加載工況，主要的試驗(yàn)加載工況及加載效率如表1所示。

圖3 主要測(cè)試斷面布置圖及應(yīng)力測(cè)點(diǎn)布置圖

2.2試驗(yàn)內(nèi)容及測(cè)試方法

橋梁靜載試驗(yàn)主要通過(guò)測(cè)量結(jié)構(gòu)在靜力荷載作用下各截面的結(jié)構(gòu)變形(主梁撓度、梁端轉(zhuǎn)角、支座變形)和應(yīng)力，從而確定橋梁結(jié)構(gòu)實(shí)際工作狀態(tài)與設(shè)計(jì)期望是否相符。橋梁的靜力試驗(yàn)活載內(nèi)力與設(shè)計(jì)活載內(nèi)力之比為0.85～1.05，試驗(yàn)荷載采用內(nèi)力等效原則計(jì)算，經(jīng)計(jì)算，需用30輛30 t加載車。

靜載試驗(yàn)測(cè)試內(nèi)容包括：斜拉索索力測(cè)試，主梁、主塔應(yīng)力測(cè)試，主梁變形和主塔偏位測(cè)試及結(jié)構(gòu)裂紋觀測(cè)。另外，考慮該橋特有的波形鋼腹板截面、單索面體系，表1中工況2、3重點(diǎn)測(cè)試主梁正應(yīng)力的分布狀況及橫截面在偏載下的扭轉(zhuǎn)變形情況。表3中除工況3為偏心加載外,其余工況皆為對(duì)稱加載。

表1 大橋靜載試驗(yàn)測(cè)試工況及加載效率

由于該橋斜拉索為平行鋼絞線斜拉索，索力測(cè)試采用磁通量法，即利用施工監(jiān)控階段安裝在斜拉索上的磁通量傳感器進(jìn)行測(cè)試，通過(guò)測(cè)試得到單根鋼絞線的索力進(jìn)而換算得到整根斜拉索索力。

該橋主梁為組合梁，腹板為波紋鋼腹板，頂、底板為混凝土結(jié)構(gòu)，鋼腹板與混凝土板共同受力，主塔為混凝土結(jié)構(gòu)；靜載試驗(yàn)時(shí)，采用電測(cè)法測(cè)試應(yīng)變，然后通過(guò)應(yīng)變換算為應(yīng)力。

主梁豎向位移測(cè)試截面為每跨的4分點(diǎn)，上、下游對(duì)稱布置，主塔在每個(gè)塔頂布置一位移測(cè)點(diǎn)。采用高精度數(shù)字式橋梁撓度測(cè)試儀測(cè)量主梁位移，采用全站儀測(cè)量主塔位移。

利用施工監(jiān)控過(guò)程中布置的溫度傳感器進(jìn)行溫度監(jiān)測(cè)。通過(guò)溫度測(cè)試，可以對(duì)索力、應(yīng)力和線形進(jìn)行修正，使結(jié)構(gòu)在同一溫度下進(jìn)行實(shí)際狀態(tài)與理想狀態(tài)的比較。

2.3測(cè)試結(jié)果分析

2.3.1 一般工況

依據(jù)上述方法，按照文獻(xiàn)[6]，在氣溫相對(duì)穩(wěn)定的時(shí)候，對(duì)大橋進(jìn)行荷載試驗(yàn)，限于篇幅，本文僅給出部分測(cè)試數(shù)據(jù)，如表2、3所示。

表2 工況6作用下主梁理論撓度與實(shí)測(cè)撓度 單位:mm

表3 工況6作用下主梁5-5截面應(yīng)變分析

篇幅有限，本文僅給出工況1～5部分測(cè)試數(shù)據(jù)，撓度、索力及應(yīng)力校驗(yàn)系數(shù)如圖4～6所示。

圖4 主要工況撓度校驗(yàn)系數(shù) 圖5 主要工況索力校驗(yàn)系數(shù)

圖6 主要工況應(yīng)力校驗(yàn)系數(shù)

通過(guò)表1～3及圖4、5可知，本次試驗(yàn)所選的測(cè)試斷面均為大橋運(yùn)營(yíng)過(guò)程中受力控制斷面，靜載試驗(yàn)加載效率為0.85～1.02，滿足文獻(xiàn)[6]要求。試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)均小于理論值(在荷載試驗(yàn)建模計(jì)算時(shí)未考慮橋塔普通鋼筋、橋面鋪裝以及護(hù)欄的影響)，其中撓度校驗(yàn)系數(shù)為0.54～0.76，索力校驗(yàn)系數(shù)為0.62～0.80，主梁應(yīng)力校驗(yàn)系數(shù)為0.44～0.80，各工況卸載后結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)變及殘余變形均較小，均在文獻(xiàn)[6]規(guī)定的20%范圍內(nèi)，說(shuō)明結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的變形能夠得到恢復(fù)，處于彈性工作狀態(tài)。靜載試驗(yàn)表明:大橋主梁變形、結(jié)構(gòu)應(yīng)力、斜拉索索力及主塔偏位等參數(shù)滿足要求。

2.3.2 重點(diǎn)工況

由于該橋主梁為單箱五室波形鋼腹板單索面斜拉橋體，本次荷載試驗(yàn)將工況2、3作為為重點(diǎn)工況，對(duì)實(shí)際使用時(shí)此橋的正應(yīng)力分布情況及箱梁扭轉(zhuǎn)程度進(jìn)行分析。本文分析時(shí)引入剪力滯系數(shù)，其中理論剪力滯系數(shù)為實(shí)體計(jì)算應(yīng)力與桿系計(jì)算應(yīng)力的比，實(shí)測(cè)剪力滯系數(shù)為實(shí)測(cè)計(jì)算應(yīng)力與實(shí)測(cè)平均計(jì)算應(yīng)力的比[7-8]。

依據(jù)計(jì)算結(jié)果，工況2共需要20輛30 t的加載車，通過(guò)橋面中央分隔帶在上下游橋面對(duì)稱布置。工況3共需要10輛30 t的加載車，加載輪位縱向布置圖與工況2一致，橫向布置采用一側(cè)偏載(僅在下游橋面布載)。

表4、5為工況2加載時(shí)2-2截面實(shí)測(cè)應(yīng)力與理論應(yīng)力分析表。由表4、5可以看出：實(shí)測(cè)應(yīng)力均小于理論計(jì)算應(yīng)力，實(shí)體模型計(jì)算應(yīng)力略偏大于桿系計(jì)算應(yīng)力(桿系單元計(jì)算時(shí)完全忽略鋼腹板的抗彎作用)。頂板、底板應(yīng)力分布較均勻，頂、底板理論剪力滯系數(shù)為0.92～1.13，實(shí)測(cè)剪力滯系數(shù)為0.88～1.10，剪力滯效應(yīng)不明顯。由于該橋主梁為單箱五室，文獻(xiàn)[9]表明，隨著主梁箱梁室數(shù)的增加，主梁頂、底板剪力滯系數(shù)逐漸不明顯。

表4 工況2頂板測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)應(yīng)力、計(jì)算應(yīng)力及剪力滯系數(shù)

表5 工況2底板應(yīng)力測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)值與計(jì)算值及剪力滯系數(shù)

圖7 工況2加載鋼腹板正應(yīng)力沿腹板高度分布圖

在工況2加載時(shí)，波紋鋼腹板正應(yīng)力沿梁高分布如圖7所示。由圖7可以看出：在工況2下，上游腹板3正應(yīng)變?yōu)?2～3)×10-6，由于儀器測(cè)試精度及鋼腹板正應(yīng)變較小等因素的影響，其余5道鋼腹板正應(yīng)變?yōu)?-4～4)×10-6，驗(yàn)證了波形鋼腹板所具有的“手風(fēng)琴”效應(yīng)，即其主要承受剪力，基本不承受彎矩[10-15]。

工況3作用下主梁實(shí)測(cè)應(yīng)力與理論應(yīng)力如表6所示。由表6可知，偏心荷載作用下，荷載作用一側(cè)的頂板應(yīng)力略大于無(wú)荷載作用的一側(cè)。梁底板應(yīng)力分布較均勻，偏載作用對(duì)應(yīng)力分布影響較小。

工況3下主梁計(jì)算撓度與實(shí)測(cè)撓度見(jiàn)表7。由表7可見(jiàn)：在偏心荷載作用下加載側(cè)主梁撓度明顯大于未加載側(cè)，主梁2-2斷面計(jì)算偏載系數(shù)為1.48，實(shí)測(cè)偏載系數(shù)為1.40，實(shí)測(cè)橫向偏載增大系數(shù)與理論計(jì)算結(jié)果較接近，偏載效應(yīng)比較明顯，這與本橋單索面結(jié)構(gòu)特點(diǎn)有關(guān)[16]。

表6 工況3頂、底板測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)應(yīng)力與計(jì)算應(yīng)力

表7 工況3主梁計(jì)算撓度與實(shí)測(cè)撓度 mm

3 動(dòng)載試驗(yàn)

動(dòng)力荷載試驗(yàn)內(nèi)容包括有限元計(jì)算、自振特性測(cè)試、汽車無(wú)障礙行車試驗(yàn)、汽車原地跳車試驗(yàn)。動(dòng)載試驗(yàn)設(shè)備主要包括891-Ⅳ型低頻傳感器、891放大器、動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀、INV智能信號(hào)自動(dòng)采集處理和分析系統(tǒng)等。通過(guò)動(dòng)載試驗(yàn)了解橋梁結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性(振型、阻尼、自振頻率)是否滿足規(guī)范要求[17-18]，鑒于篇幅有限，本文僅給出部分測(cè)試結(jié)果。

3.1沖擊系數(shù)

表8 不同車速跑車試驗(yàn)實(shí)測(cè)動(dòng)應(yīng)變沖擊系數(shù)

表8為大橋不同車速跑車試驗(yàn)時(shí)實(shí)測(cè)沖擊系數(shù)，圖8為跑車試驗(yàn)動(dòng)應(yīng)變時(shí)程曲線。實(shí)測(cè)最大動(dòng)應(yīng)變沖擊系數(shù)值為0.04，平均值為0.03，實(shí)測(cè)大橋通航孔橋豎向一階頻率為1.099 Hz，該橋設(shè)計(jì)沖擊系數(shù)取值為0.05。實(shí)測(cè)沖擊系數(shù)均小于設(shè)計(jì)沖擊系數(shù)，符合規(guī)范要求。

3.2自振特性

圖8 40 km/h跑車試驗(yàn)動(dòng)應(yīng)變時(shí)程曲線

自振特性測(cè)試是在假設(shè)環(huán)境激勵(lì)為平穩(wěn)的各態(tài)歷經(jīng)基礎(chǔ)上進(jìn)行的，認(rèn)為在橋梁振動(dòng)的中低頻段內(nèi)，環(huán)境振動(dòng)的激勵(lì)譜比較平坦，橋梁各階的模態(tài)阻尼較小，模態(tài)之間的耦合可以忽略。在環(huán)境激勵(lì)頻率與橋梁自振頻率一致或接近時(shí)，由于共振，橋梁容易吸收環(huán)境激勵(lì)能量，使振幅增大。本文通過(guò)模態(tài)試驗(yàn)分析方法進(jìn)行分析[19-21]。通過(guò)對(duì)大橋各測(cè)點(diǎn)采集到的脈動(dòng)信號(hào)進(jìn)行剪切、濾波、加窗、細(xì)化等處理，經(jīng)頻域和時(shí)域分析，得到梁體豎向低階彎曲振動(dòng)頻率及相應(yīng)振型、阻尼比，如表9所示，一階振型如圖9所示，主要測(cè)點(diǎn)脈動(dòng)時(shí)程曲線、功率譜圖如圖10、11所示。

表9 自振特性測(cè)試結(jié)果

圖9 大橋1階振型圖

圖10 主梁典型豎向測(cè)點(diǎn)脈動(dòng)時(shí)程曲線

圖11 主梁典型豎向測(cè)點(diǎn)功率譜圖

大橋的實(shí)測(cè)一階豎向?qū)ΨQ彎曲振動(dòng)頻率為1.099 Hz，理論計(jì)算頻率為0.997 Hz，實(shí)測(cè)頻率大于計(jì)算頻率，說(shuō)明實(shí)橋的豎向動(dòng)力剛度滿足要求。而通常大跨度普通斜拉橋的自振頻率小于0.20 Hz，說(shuō)明該橋的一階自振周期更接近連續(xù)梁(剛構(gòu)橋)的特性，主要是由于主梁、主塔及拉索提供了較大的剛度。

4 結(jié)論

1)在加載試驗(yàn)荷載作用下，實(shí)測(cè)主梁豎向變形、拉索索力、塔頂偏位及主梁應(yīng)力均小于理論計(jì)算值，滿足相關(guān)規(guī)范和設(shè)計(jì)要求，橋梁結(jié)構(gòu)性能良好。

2)盡管該橋頂板寬為36.8 m，但由于采用單箱5室結(jié)構(gòu)，在試驗(yàn)荷載作用下，主梁頂、底板分布較均勻，剪力滯效應(yīng)不明顯，表明增加箱梁的室數(shù)量可以相應(yīng)減少箱梁的頂、底板剪力滯。

3)通過(guò)波紋鋼腹板的實(shí)測(cè)應(yīng)力可知，腹板沿高度方向正應(yīng)力較小，表明其彎曲變形引起的正截面效應(yīng)較小，驗(yàn)證了波形鋼腹板具有“手風(fēng)琴”效應(yīng)，即主要承受剪力作用，基本不承受彎矩。

4)在偏心荷載作用下，跨中理論計(jì)算偏載系數(shù)為1.48，實(shí)測(cè)偏載系數(shù)為1.40，實(shí)測(cè)橫向偏載增大系數(shù)與理論計(jì)算結(jié)果較為接近。由于本橋采用單索面結(jié)構(gòu)，偏載效應(yīng)比較明顯。

5)大橋的實(shí)測(cè)一階豎向?qū)ΨQ彎曲振動(dòng)頻率為1.099 Hz，小于理論值(0.997 Hz)，而通常大跨度斜拉橋的自振頻率小于0.2 Hz，說(shuō)明該橋的一階自振周期更接近連續(xù)梁的特性，這是由于主梁、主塔及拉索提供了較大的剛度。大橋?qū)崪y(cè)沖擊系數(shù)小于理論計(jì)算值，在橋梁運(yùn)營(yíng)期應(yīng)保持橋面平順，減少行車荷載對(duì)橋梁的沖擊作用。

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(責(zé)任編輯：郎偉鋒)

ExperimentalResearchonLoadingTestofMulti-TowerSinglePlaneCable-StayedBridgewithCorrugatedSteelWebs

LUYi1,ZHANGRuogang2

(1.ConstructionProjectServiceCenterofWuhanEconomicDevelopmentZone,Wuhan430052,China; 2.ZhongnanSafetyEnvironmentalTechnologyResearchInstituteCo.,Ltd.,Wuhan430052,China)

In order to examine the actual stress performance of the singe plane cable-stayed bridge with corrugated steel webs in its own dead load and design use load, the 3-D finite element simulation model of the whole bridge is established on the background of the loading test of a multi-tower singe plane cable-stayed bridge with corrugated steel webs. This paper describes the content and method of the loading test and also studies the static and dynamic performance of the bridge. According to the characteristics of the single cable plane system and the corrugated steel web with the single-box girder five-cells, the paper mainly analyzes the distribution of positive stress, shear lag effect and box girder torsion degree. The test data show that the parameters such as the bridge girder deflection, stress, cable force and main tower deviation meet the specification requirements.

multi-tower singe plane cable-stayed bridge; corrugated steel web; loading test; finite element

2016-11-20

盧義(1983—)，男，長(zhǎng)沙人，工程師，主要研究方向?yàn)楣こ添?xiàng)目管理，E-mail：85354945@qq.com.

10.3969/j.issn.1672-0032.2017.02.007

U448.271.2

：A

：1672-0032(2017)02-0040-09