整體式板橋靜力荷載試驗及計算方法研究

姜 震，朱宜琛，吳永勝

橋梁的荷載試驗是一種比較直觀評定橋梁承載力的方法，而且比較為廣大工程技術人員所接受。就靜力載試驗而言，主要是通過在橋梁結構上施加與設計荷載或使用荷載基本相當?shù)耐廨d，采用分級加載的方法，利用檢測儀器測試橋梁結構的控制部位與控制截面在各級試驗荷載作用下的撓度、應力、裂縫、橫向分布系數(shù)等特性的變化，將測試結果與結構按相應荷載作用下的計算值與有關規(guī)范規(guī)定值作比較，從而評定出橋梁結構的承載能力。

本文以某整體式鋼筋混凝土簡支板橋為研究對象，采用橋梁專用軟件Midas Civil建立該橋的空間板單元模型，對靜力荷載試驗過程進行模擬，同時采用簡化的剛接梁法，計算各片梁的荷載橫向分布系數(shù)，與空間板單元模型的計算結果進行對比分析。

1 工程概況及檢測原因

該橋上部1結構為1×6 m整體式鋼筋混凝土簡支板橋，計算跨徑為5.58 m;下部采用薄壁橋臺，擴大基礎;橋面全寬13.5 m;主梁采用C30混凝土，板厚0.4 m;支座為簡易油毛氈支座;設計荷載為公路－Ⅱ級汽車荷載。由于道路改造現(xiàn)要將荷載等級提高到公路－Ⅰ級汽車荷載，為判斷該橋能否滿足公路－Ⅰ級汽車荷載的設計要求，進行本次靜載試驗。

2 結構計算

采用兩種計算方法，一種為有限元模擬，同時用剛接板梁法進行校核。有限元模擬采用橋梁結構專用分析軟件Midas Civil建立該橋空間板單元模型，共計121個節(jié)點，100個單元，將試驗車輛荷載按照實際加載位置在模型中定義為平面荷載類型，通過Midas Civil的分配平面荷載的功能實現(xiàn)試驗荷載作用下指定截面的理論計算數(shù)據(jù)，板單元模型如圖1所示;用剛接板梁法計算時，將整體矩形板梁平均分成10等份，每塊板寬為1.35 m，繪制各片梁的荷載橫向分布影響線，將實際荷載在各片梁的影響線上進行固定加載，求得在指定荷載加載位置下各片梁的荷載橫向分布系數(shù)。

圖1 有限元平面及等軸向側圖Fig.1 Plane finite element and axial side view

3 靜力荷載試驗

3.1 試驗孔及試驗控制斷面

試驗孔選取原則為:該孔計算受力最不利、該孔施工質量較差、缺陷較多或病害較嚴重、該孔便于搭設腳手架及便于測點布置［1］。該橋共一孔，因此靜載試驗選取該孔跨中斷面為試驗控制斷面。

3.2 靜載試驗內容及測點布置

根據(jù)該橋的特點，測試的主要內容為在試驗荷載作用下跨中截面最大正彎矩和撓度。在試驗孔跨中斷面主梁底共設置10個撓度測點，測點間距為1.35 m;在主梁跨中斷面B/6附近處及中點附近設置鋼筋應變測點;跨中撓度采用百分表進行測量，鋼筋應變采用鋼筋應變片進行測量。撓度測點及鋼筋應變測點布置如圖2所示。

圖2 跨中撓度測點及鋼筋應變測點布置/mFig.2 Layout of the measurement points for mid-span deflection and steel stress/m

3.3 試驗荷載及試驗加載效率

3.3.1 試驗荷載

本次試驗按公路－Ⅰ級汽車荷載進行加載，利用Midas Civil車道面加載功能計算車道面荷載作用下的最不利內力效應，然后按內力等效的原則確定試驗荷載，本次試驗采用配重的汽車荷載進行加載，試驗車型、軸重及軸距如圖3所示，見表1。

圖3 驗車輛軸距、輪距圖/mFig.3 Wheelbase and track of the test vehicle/m

表1 試驗車輛匯總表 tTab.1 Summary of the test vehicle t

3.3.2 試驗加載效率

靜力荷載試驗效率是某一控制斷面在試驗荷載作用下的計算效應與該截面對應的設計控制效應的比值，可按控制內力、應力或變位等效原則按照下式確定:

式中:SS為靜力試驗荷載作用下，某一加載試驗項目對應的加載控制截面內力、應力或變位的最大計算效應值;S'為檢算荷載產生的同一加載控制截面內力、應力或變位的最不利效應計算值;μ為按規(guī)范取用的沖擊系數(shù)值;ηq為靜力試驗荷載效率。

對于在役橋梁，其使用荷載變化情況復雜且長期處于各種荷載作用之下，為使荷載試驗能充分反映結構的受力特點，應使靜力試驗荷載效率介于0.95～1.05［2］。靜力荷載試驗各工況控制斷面的設計內力值、試驗荷載內力值及加載效率見表2，由表2可知，加載效率滿足要求。

表2 試驗內力及加載效率 kN·mTab.2 The internal test force and loading efficiency kN·m

3.4 靜力荷載試驗數(shù)據(jù)分析

3.4.1 結構校驗系數(shù)

靜力荷載試驗結構校驗系數(shù)ζ，是試驗荷載作用下測點的實測彈性變位或應變值與相應的理論計算值的比值，ζ值小于1時，代表橋梁的實際狀況要好于理論狀況，結構的校驗系數(shù)可按下式計算:

式中:Se為試驗荷載作用下主要測點的實測彈性變位或應變值;Ss為試驗荷載作用下主要測點的理論計算變位或應變值。

3.4.2 相對殘余變形

相對殘余變位或相對殘余應變S'p，是測點實測殘余變位或殘余應變與對應的實測總變位或總應變的比值，是評價結構構件承載后彈性工作性能的指標，S'p越小，說明結構越接近彈性工作狀況。結構的相對殘余變形可按下式計算:

式中:Sp為主要測點的實測殘余變位或殘余應變;St為試驗荷載作用下主要測點的總變位或總應變。

3.4.3 控制截面撓度分析

從主梁跨中實測撓度值中扣除支座沉降值，即為主梁跨中斷面撓度的實測值;主梁跨中斷面撓度理論值按照板單元模型及結構力學的方法求得［3－4］，各測點的撓度及校驗系數(shù)見表3及表4。

由表3及表4可知，在工況Ⅰ、Ⅱ試驗荷載作用下，試驗孔跨中斷面主梁的撓度校驗系數(shù)在0.58～0.74之間，均小于1.0，代表主梁的實際豎向剛度要好于理論狀況。

3.4.4 控制截面相對殘余變形分析

按照給定的公式，計算在試驗荷載作用下各測點撓度相對殘余變形，見表5。

表3 工況Ⅰ測點撓度及校驗系數(shù) mmTab.3 Deflection and calibration coefficient at the point of condition I mm

表4 工況Ⅱ測點撓度及校驗系數(shù) mmTab.4 Deflection and calibration coefficient at the point of condition II mm

表5 各測點撓度相對殘余變形 %Tab.5 The relative residual deformation of the points %

由表5可知，在工況Ⅰ、Ⅱ試驗荷載作用下主梁各測點撓度的最大相對殘余變形值為10.18%，小于20%，表明橋跨結構處于良好的彈性工作狀況。

3.4.5 跨中斷面荷載橫向分布系數(shù)分析

按照主梁跨中撓度的實測值，按照下式可計算出各主梁的荷載橫向分布系數(shù)［5－7］。

式中:yi為試驗荷載作用下I號主梁控制斷面的實測撓度值。

根據(jù)主梁實測的跨中撓度值按照上式計算在工況Ⅰ試驗荷載作用下主梁的橫向分布情況，見表6所示。

表6 跨中斷面理論與實測橫向分配系數(shù)對比表Tab.6 Comparison of theory and measured transverse distribution factors for mid-span

由表6可知，在工況Ⅰ試驗荷載作用下，主梁跨中斷面實測橫向分布系數(shù)與理論計算橫向分布系數(shù)基本一致，說明兩種計算方法都是可行的，且簡化的剛接梁法計算的外側2片梁的橫向分布系數(shù)均大于按照板單元計算值，設計時若按照簡化的剛接梁進行設計是偏于安全的。

3.4.6 跨中斷面鋼筋應力分析

由于該橋為鋼筋混凝土板橋，在試驗荷載作用下，下緣混凝土可能已經(jīng)開裂，這時利用混凝土應變片測試其應變是不準確的，為了更準確地測試在試驗荷載作用下結構內力，將主筋外側混凝土鑿開，測試受拉主筋的應變，進而得到鋼筋的應力。

在工況Ⅰ、Ⅱ試驗荷載作用下，將實測鋼筋應變乘上鋼筋彈性模量即可得到鋼筋的實測應力值，主梁跨中斷面B/6附近及中點附近鋼筋應力的實測值、理論計算值及校驗系數(shù)見表7。

表7 試驗荷載作用下鋼筋應力及校驗系數(shù)Tab.7 Steel stress and calibration coefficient under test load

由表7可知，在工況Ⅰ、Ⅱ試驗荷載作用下，試驗孔跨中斷面鋼筋的的應力校驗系數(shù)在0.58～0.63之間，均小于1.0，代表主梁的實際豎向剛度要好于理論狀況。

4 結論

(1)試驗荷載作用下，板橋主要控制斷面的撓度校驗系數(shù)及鋼筋應力校驗系數(shù)均小于1.0，表明結構實際豎向剛度要好于理論狀況，能夠滿足公路－Ⅰ級汽車荷載的使用要求;主要控制斷面撓度相對殘余變形小于20%，表明橋跨結構處于良好的彈性工作狀況。

(2)試驗荷載作用下，主梁跨中斷面實測橫向分布系數(shù)與兩種理論計算橫向分布系數(shù)基本一致，說明兩種計算方法都是可行的，且簡化的剛接梁法計算的橫向分布系數(shù)略大于按照有限元法計算值，設計時若按照簡化的剛接梁進行計算是偏于安全的。

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