南 林， 白光亮， 陳春波， 李廣俊， 易炳疆

(招商局重慶公路工程檢測中心有限公司， 重慶 400067)

鋼桁梁斜拉橋因其剛度大、跨越能力強，在城市公軌兩用跨江方案中得到了廣泛的運用與發(fā)展，在橋梁竣工前一般要進行橋梁荷載試驗，評價橋梁整體受力性能是否滿足設計活載的正常使用要求。但鋼桁梁斜拉橋荷載試驗方案設計復雜，計算量大，控制因素較多，布載繁瑣，為了使有限元模型與橋梁成橋狀態(tài)更加吻合，應優(yōu)化加載布局，減少加載量，選擇合理加載時機，把不利因素降至最低[1]。本文以重慶東水門長江大橋竣工荷載試驗為依托，對此類大跨度鋼桁架梁公軌兩用斜拉橋的靜力試驗進行研究，將實測結果與理論計算值進行對比分析，驗證計算方法和計算模型的正確性，為同類型橋梁的設計、養(yǎng)護、施工積累可靠資料。

1 工程概況

重慶東水門長江大橋主橋長858 m，橋跨布置及結構形式為(222.5+445+190.5)m三跨雙塔單索面公軌兩用半漂浮體系連續(xù)鋼桁梁斜拉橋，如圖1(a)所示。主梁采用2片桁架的鋼桁梁，上層設置為雙向4車道+人行道的公路，下層設置雙線輕軌過江通道，如圖1(b)所示。鋼梁全長858 m(兩端支座中心線)，桁寬15 m，主橋全寬24.5 m～39.2 m，渝中區(qū)側邊跨由于上層公路線形與下層軌道線形平面不平行，桁梁為變高度設置。主桁采用變高度的三角形桁式，除P1、P2橋塔處2個節(jié)間長度為14.5 m外，其余均為16 m。上層橋面采用正交異性鋼橋面板，有索區(qū)及橋塔根部處無索區(qū)橋面板厚24 mm，其余無索區(qū)橋面板厚16 mm，采用16×200 mm板肋加勁，板肋標準間距為350 mm。沿縱橋向設置橫隔梁，其間距為1.9 mm～2.75 mm。下層橋面采用正交異性鋼橋面板，橋面板厚16 mm、24 mm、32 mm，采用板肋加勁，縱橋向每4 m左右設置1道橫隔梁，橫橋向共設置2組輕軌縱梁，其中心間距為4.6 m，每組輕軌縱梁由2片縱梁組成，2片縱梁和橫梁直接連為一體，輕軌縱梁上設置整體式混凝土道床板和60 kg/m的鋼軌，作為城市輕軌交通走行軌道[2]。

橋梁荷載標準：汽車活載為公路-I級，軌道荷載標準為國家標準B1車型，人群荷載在全橋總體計算時荷載集度采用2.875 kN/m2。公路車道荷載與軌道荷載組合時，公路活載按照《公路橋涵設計通用規(guī)范》(JTG D60—2004)規(guī)定的全部活載的75%計算；鐵路活載以雙線活載的90%計算。

單位：m

2 試驗內容

橋梁靜力荷載試驗主要是用于檢驗橋跨結構在設計最不利活載作用下主要承重構件控制截面變位或應力與設計期望值相符合的程度[3]。該橋的靜力試驗主要針對以下項目進行[4]：

1) 應力測試：在相應試驗工況下，測試控制截面應力。

2) 變位測量：在相應試驗工況下，測試控制截面橋面處的豎向撓度，梁端縱橋向位移，索塔塔頂水平偏位。

3) 索力增量測試：在相應試驗工況下，對索力較大的斜拉索進行索力增量測試。

針對重慶東水門長江大橋試驗橋跨的結構特點,選取9個截面作為測試控制截面，各控制截面位置如圖2所示，測試內容如表1所示。

單位：m

表1 試驗控制截面與測試內容

3 靜力試驗方案

3.1 模型建立

按照荷載試驗的要求，采用Midas Civil軟件對大橋進行整體建模計算，大橋試驗荷載由上層雙向4車道汽車活載(公路-Ⅰ級)+上層人群荷載(2.875 kN/m2)+下層雙線軌道活載(國家標準B1車型)組成，上層公路4車道橫向折減系數(shù)為0.67，縱向折減系數(shù)為0.96，沖擊系數(shù)取值為0.05；下層橋面軌道交通荷載按列車6輛編組，軸重140 kN，沖擊系數(shù)取值為0.057。重慶東水門長江大橋整體分析有限元模型如圖3所示。整體分析有限元模型中，斜拉索采用桁架單元模擬，桁架的腹桿、上下弦桿及塔、墩等構件均采用空間梁單元模擬，其中上層橋面板與下層橋面板均采用板單元模擬[5]；主梁與拉索間的連接采用剛臂的方式實現(xiàn)，并對主塔段牛腿及橋面板單獨建立有限元模型進行局部分析[6]。

圖3 主橋整體分析有限元模型

3.2 靜力加載方案

根據(jù)相關規(guī)范規(guī)定[7-8]，本次靜力荷載試驗荷載效率取值范圍為0.80<η≤1.05，試驗共設計11個加載工況，編號為G1～G12。加載用車為3軸和4軸渣土重車，單車重量控制在350 kN±10 kN，后(中)軸控制在140 kN，前(中)軸控制在70 kN，試驗最大用車量為56臺，最少為24臺(除橋面局部加載)[9]，各工況加載效率均滿足規(guī)范要求。每個工況包括的控制截面及用車量如表2所示，表2中控制截面編號對應表1。

3.3 測點布置

1) 應變測點：K1～K8試驗截面測點位置及數(shù)量如圖2和表3所示[10]。

表2 各工況加載效率及用車量

表3 試驗控制截面應變測點位置及數(shù)量

2) 主梁變位測點：主梁豎向撓度主要測點與控制截面對應，并以均分原則適當加密，全橋縱向上共設14個撓度測試斷面，每個斷面布設上下游2個測點；主梁轉角測試斷面布置于南岸側(S)邊跨梁端，沿橫橋向中間布設一個測點，采用高精度傾角儀進行角度測量。

3) 北主塔變位測點：索塔塔頂變位測點設置于塔頂縱橋向，采用全站儀進行觀測[11]。

4) 拉索測點：對于最不利索力增量工況，在NB4、NB5、NB9、NZ4、NZ5、NZ9拉索布設測點，測量索力增量。

4 靜載試驗結果

4.1 應變測試結果

在加載工況G1～G12作用下各控制截面應變測試結果如表4所示。實測應變計算時，鋼結構的彈性模量取E=206 GPa，索塔混凝土的彈性模量取E=34.5 GPa。表4中彈性應變值為滿載應變值與殘余應變值的差值，理論計算值為有限元模型計算值。

表4 應變測試結果及校驗系數(shù)

由表4可知，各工況下應變最大值均小于理論計算值，校驗系數(shù)位于0.55～0.99之間，相對殘余均小于20%，表明試驗橋跨的強度滿足設計要求[12]。

4.2 主梁撓度測試結果

主梁撓度主要控制截面為K3、K5、K6，由加載工況G5、G6、G9、G10、G11加載實現(xiàn)，實測結果如表5所示。表5中彈性變位值為滿載變位值與殘余變位值的差值，理論計算值為有限元模型計算值。

表5 主梁主要控制截面撓度觀測結果及校驗系數(shù)

由表5可知，各工況下控制截面撓度均小于理論值，校驗系數(shù)介于0.82～0.99之間，相對殘余均小于20%，全橋撓度曲線符合結構變形特點，橋梁實測撓度曲線形狀與計算撓度曲線吻合良好，如圖4所示。由圖4可知，撓度實測值均小于理論值，表明該橋剛度滿足設計要求[13]。

(a) 正載(b) 偏載

4.3 主塔偏位測試結果

在加載工況G11荷載作用下，北塔塔頂偏位觀測結果如表6所示。表6中彈性變位值為滿載變位值與殘余變位值的差值，理論計算值為有限元模型計算值。

表6 北塔頂K9截面偏位工況下縱向偏位觀測結果及校驗系數(shù)

在最大試驗荷載作用下，北塔塔頂K9截面實測縱向偏位最大值為-84.2 mm，小于相應計算值-87.1 mm，偏位測點校驗系數(shù)為0.94～0.97，最大相對殘余變位為0.9%，滿足設計要求。

4.4 梁端轉角測試結果

在加載工況G3荷載作用下，南岸側邊跨梁端轉角觀測結果如表7所示。表7中彈性變位值為總變位值與殘余變位值的差值，理論計算值為有限元模型計算值。

由表7可知，在最大對稱試驗荷載作用下，南岸側跨梁端K1截面實測負轉角最大值為-0.967×10-3rad，小于相應計算值-1.100×10-3rad，轉角測點校驗系數(shù)為0.89，相對殘余變位為4.4%，滿足設計要求。

表7 K1截面最大轉角工況下轉角觀測結果及校驗系數(shù)(正載)

4.5 拉索索力增量測試結果

在加載工況G4、G5、G6、G9、G10、G11下對NB9、NB5、NB4、NZ4、NZ5、NZ9拉索進行了索力增量的測試。在最大試驗荷載作用下索力增量測試結果如表8所示。表8中彈性值為索力增量總量與殘余值的差值，理論計算值為有限元模型計算值。

表8 拉索最大索力增量工況下索力增量測試結果及校驗系數(shù)

由表8可知，典型工況索力增量實測最大值為1 352.6 kN，對應理論值1 379.6 kN，索力增量測點校驗系數(shù)范圍為0.72～0.98，相對殘余均為0.0%，實測值均小于相應理論計算值，滿足設計要求[14]。

5 結論

1) 重慶東水門長江大橋靜載試驗中應變測試值、主梁變位測試值、主塔偏位測試值、索力增量測試值均在合理范圍內，且均小于理論計算值，校驗系數(shù)和相對殘余均滿足規(guī)范要求。

2) 靜載試驗結果及有限元數(shù)值計算結果表明，該橋整體受力性能滿足設計活載(上層公路-Ⅰ級汽車活載+上層人群荷載+下層國家標準B1車型雙線軌道活載)的正常使用要求。

3) 應變和撓度實測結果與計算值基本吻合，應變和撓度的校驗系數(shù)較接近，驗證了數(shù)值計算方法和計算模型的正確性。