大跨徑預應力混凝土連續剛構箱梁橋荷載試驗研究

■池毓偉

（福建省交通建設工程試驗檢測有限公司，福州350008）

大跨徑預應力混凝土連續剛構箱梁橋荷載試驗研究

■池毓偉

（福建省交通建設工程試驗檢測有限公司，福州350008）

本文以一座新建的大跨徑某海峽大橋的通航主橋預應力混凝土連續剛構箱梁橋為例，對其荷載試驗進行研究。研究結果表明，在試驗荷載作用下，測試截面的應變、撓度的校驗系數及相對殘余變形均滿足“規程”要求；橋梁的實測自振頻率大于理論計算值，實測振型與理論振型基本一致；沖擊系數小于理論計算值；滿足公路-I級設計荷載等級要求。

靜動載預應力連續剛構箱梁試驗研究

0 前言

箱梁結構由于抗彎與抗扭性能優越以及施工方便等特點，在橋梁建設中被廣泛采用。目前，橋梁結構荷載試驗是檢驗橋梁承載能力最直接、最有效的方法，荷載試驗分為靜載試驗和動載試驗，通過橋梁靜動載試驗及其對試驗數據的綜合分析研究，判斷橋梁結構是否滿足設計要求，為工程驗收質量評價提供技術支持，也為橋梁后期養護管理提供依據。本文以某新建的大跨徑海峽大橋的通航主橋預應力混凝土連續剛構箱梁橋為工程案例，對其荷載進行試驗研究。

1 工程背景

某海峽大橋的通航主橋上部結構為四跨（100+2× 180+100m）變高度預應力混凝土連續剛構箱梁。通航孔（K43+526.235m～K44+086.235）為雙孔單向航道，代表5000噸級海輪為標準。橋跨布置為100+2×180+100m，全長560m。下部結構采用鉆孔樁基礎。橋面橫向由一個單箱單室直腹板箱梁組成，箱梁頂板寬17m，底板寬8.5m，兩懸臂長4.25m。橋面由箱梁中心線向兩側設置1.5%雙向橫坡。箱梁根部箱中心梁高11m（高跨比約1/16.36），跨中及邊跨現澆直線段箱中心梁高3.5m（高跨比約1/ 51.43），其間梁底曲線以1.6次拋物線變化。行車道數為三車道。設計荷載：公路-Ⅰ級。詳見圖1～圖2。

圖1 某海峽大橋示意圖

圖2 某海峽大橋通航主橋立面圖（單位：m）

2 靜動載試驗

2.1 靜載試驗

2.1.1 靜載試驗原則

為使靜載試驗達到既定目的，試驗按以下原則：

（1）為使荷載試驗能充分反映橋梁結構受力特點，靜載試驗效率不宜過小，否則，不能反映出橋梁在設計荷載下的工作性能；同時，也不宜過大，以防結構局部破壞，因此，根據《公路橋梁荷載試驗規程》（JTG/T J21-01-2015）（以下簡稱“規程”）的規定，對交（竣工）驗收荷載試驗效率控制在0.85～1.05之間。否則，應控制在0.95～1.05之間。

（2）靜載試驗宜對結構的內力、應力、位移和裂縫的控制截面進行；按橋梁結構的最不利受力原則和代表性原則確定試驗工況及測試截面。

（3）正式加載試驗前，應對加載橋梁進行預加載，使結構狀態能進入正常工作狀態。同時檢查整個試驗及測試系統能否正常進行。

（4）試驗荷載應分級施加，若結構變位或應變較大，應實時繪制測點變位或應變與荷載的關系曲線，分析結構狀態，確保結構安全。加載級數應根據試驗荷載總量和荷載分級增量確定，可分成3～5級，當橋梁資料不全時，應增加分級。

（5）加載時間間隔應滿足結構反應穩定的時間要求，待前一級荷載階段內結構反應相對穩定后，方可進入下一級荷載試驗。當進行主要控制截面最大內力（變形）加載試驗時，分級加載穩定時間不少于5min；對尚未投入運營的新橋，首個工況的分級加載穩定時間不宜少于15min。

（6）試驗過程中發生下列情況時，應立刻停止加載并查找原因，采取措施后再確定是否進行試驗，并在確保結構及人員安全的情況下方可繼續試驗。

①控制測點應變值已經達到或超過計算值。②控制測點變形（撓度）已超過計算值。

③結構的裂縫長度、寬度或數量明顯增加。④實測變形分布規律異常。

⑤橋體發出異常響聲或發生其他異常情況。

2.1.2 有限元計算模型

采用MIDAS/Civil大型有限元程序計算軟件建立空間模型，某海峽大橋的通航主橋有限元計算模型見圖3。在設計荷載作用下，結構的內力包絡圖見圖4～圖5。

圖3 有限元計算模型圖

圖4 活載彎矩包絡圖

圖5 活載剪力包絡圖

2.1.3 試驗工況

選擇測試截面時，應依據橋跨結構所得的內力包絡圖，并考慮應力分布，按最不利受力原則進行選定。依此原則選擇了第44#墩支點負彎矩（III-III）截面、第45跨跨中最大正彎矩（II-II）截面以及第46跨最大正彎矩（I-I）截面進行試驗。具體見表1，該橋梁測試截面如圖6。

表1 靜力試驗加載工況一覽表

圖6 測試截面示意圖（單位：m）

2.1.4 靜載試驗效率

經計算分析確定的各工況控制截面，采用有限元結構分析軟件MIDAS/Civil進行控制截面內力影響線分析，根據程序計算所得的設計荷載作用下橋跨結構的各控制截面處最大彎矩影響線見圖7～圖9。根據影響線分析結果進行加載，以設計標準活載產生的該試驗項目的最不利效應值等效換算，確定所需的試驗荷載、加載車輛和輪位。本試驗橋跨靜載試驗共采用12輛三軸重型（340kN）車輛進行等效加載。限于篇幅，僅列出橫橋向中載車輛加載布置圖（見圖10）。由表2可知靜力荷載試驗效率（η）為0.98～1.00，滿足了“規程”中所規定的交（竣）工驗收荷載試驗0.85≤η≤1.05的限值要求，說明靜載試驗能充分反映橋梁結構受力性能。

表2 靜力試驗荷載效率計算一覽表

圖7 第46跨最大正彎矩影響線圖

圖8 第45跨中點處彎矩影響線圖

圖9 第44號墩墩頂處彎矩影響線圖

圖10 橫橋向中載車輛加載布置示意圖（單位：cm）

2.1.5 測點布置

I、II、III測試截面應變測點布置如圖11～圖13，每個截面箱內布設14～16個電阻應變片測點，用靜態數據采集儀進行測試；撓度測點布設在位于橋面左、右兩側I-I、II-II截面（見圖14），用精密水準儀測量。

圖11 I-I截面應變測點布置圖

圖12 II-II截面應變測點布置圖

圖13 III-III截面應變測點布置圖

圖14 各控制截面撓度測點布置圖

2.2 動載試驗

2.2.1 動載試驗原則

（1）橋梁動載試驗測試截面應根據橋梁結構振型特征和行車動力響應最大的原則確定。

（2）對多聯（孔）橋梁，同時開展靜、動載試驗時，動載試驗橋聯（孔）與靜載試驗相同。

（3）脈動測點一般根據橋梁結構按跨徑8等分或16等分簡化布置。

（4）宜首選無障礙行車試驗。有障礙行車和制動試驗根據實際情況選擇。

（5）無障礙行車試驗荷載效率ηd宜取高值，但不超過1。

（6）正式試驗前應進行預加載試驗，對測試系統進行穩定性檢查。

2.2.2 自振特性試驗

在橋面無任何交通荷載以及橋址附近無規則振源的情況下，采用環境隨機振動法測定橋跨結構由于橋址處風荷載、地脈動等隨機荷載激振而引起的橋跨結構微幅振動響應，以測定橋梁結構的自振特性。在各橋跨橋面上8等分及墩頂處放置脈動測點傳感器，用DH5922N智能信號自動采集儀和DHMA實驗模態分析系統軟件進行數據采集與分析，從而得到分析橋梁結構的頻率、振型、阻尼比等自振特性參數。

2.2.3 無障礙行車試驗

在橋面無障礙的情況下，采用1輛載重汽車（單車總重約34t）分別以車速20km/h、30km/h和40km/h勻速通過橋跨結構，應用DH5922動力測試系統測試第45跨跨中截面的動應變，分析其沖擊系數。動應變測點布于第45跨跨中截面。

3 靜動載試驗結果與分析

3.1 靜載試驗結果與分析

3.1.1 橋梁靜載試驗數據分析

（1）校驗系數

校驗系數η是評定結構受力狀況，確定橋梁承載能力的一個重要指標。實測結構校驗系數·是試驗的實測值與理論計算值的應力或撓度之比，它反映結構的實際工作狀態。

同類型橋梁η值越小,說明結構的安全儲備越大，但η值不宜過大或過小，如η值過大可能因為組成結構的材料強度或彈性模量較低，結構各部分聯結性能較差，剛度較低等。η值過小可能因為組成結構材料的實際強度或彈性模量較高，橋面鋪裝及人行道等與主梁共同受力，以及計算理論或簡化的計算圖式影響等。另外，試驗加載物的稱量誤差、儀表的觀測誤差等對η值也有一定的影響。實測結構校驗系數η的常值見表3。

表3 實測結構校驗系數的常值表

（2）相對殘余變位（或應變）

殘余變位（或殘余應變）按下列公式計算：

總變位（或總應變）St＝Sl－Sh

彈性變位（或彈性應變）Se＝Sl－Su

殘余變位（或殘余應變）Sp＝St－Se＝Su－Sh

式中，Sh——加載前測值；

Sl——加載達到穩定時測值；

Su——卸載后達到穩定時測值。

相對殘余變位（或應變）按下式計算：

式中，S′p——相對殘余變位（或應變），Sp、St意義同前。

測點在控制荷載工況作用下的相對殘余變位Sp/St越小，說明結構越接近彈性工作狀況。一般要求Sp/St值不大于20%，當Sp/St大于20%時，說明橋梁結構彈性工作狀態較差，應查明原因。必要時再次進行荷載試驗確定。

（3）裂縫

在試驗荷載作用下新橋裂縫寬度不超過《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》規定的容許值，卸載后其擴展寬度應閉合到容許值的1/3。

3.1.2 撓度試驗結果與分析

根據對所觀測撓度數據進行整理，限于篇幅，表4僅以列出工況3～4的測試結果。由表4可知撓度理論值與實測值變化規律基本一致，測試截面的撓度校驗系數在0.81～0.90之間，均符合“規程”中預應力混凝土橋規定0.70～1.00的常值范圍內。最大相對殘余變形為6.6%，也小于“規程”規定的20%的限值要求。試驗結果表明，橋梁實際狀況要好于理論狀況，橋梁結構剛度性能良好，其橋梁結構接近彈性工作狀況。

表4 工況3～4撓度試驗結果與分析表

3.1.3 應變試驗結果與分析

根據對所測應變數據進行整理，限于篇幅，表5僅以列出工況3～4的測試結果。由表5可知應變實測值與理論值變化規律基本一致，測試截面的應變校驗系數在0.76～0.88之間，均符合“規程”中預應力混凝土橋規定0.60～0.90的常值范圍內。最大相對殘余應變為12.5%，也小于“規程”規定的20%的限值要求。試驗結果表明，橋梁實際狀況要好于理論狀況，橋梁結構力學性能良好，橋梁結構接近彈性工作狀況。

表5 工況3～4應變試驗結果與分析表

3.1.4 裂縫觀測結果

測試截面及附近沒有出現裂縫和其它異常現象。

3.2動載試驗結果與分析

動載試驗以主要動力測試參數說明結構的動力性能和結構響應，在實測值與理論值對比的基礎上對結構做出評價。

3.2.1 自振特性試驗結果與分析

現場采集的信號經FFT分析、模態分析，得到該橋第45跨跨中測點時域波形圖及頻譜圖見圖15，實測豎向第一階、二階自振頻率及振型見圖16、圖18；理論計算豎向第一階、二階自振頻率及振型見圖17、圖19；理論計算頻率與實測頻率參數表見表6。試驗表明，該橋實測豎向第一階、二階自振頻率分別為1.00Hz、1.29Hz，均分別大于豎向第一階、二階自振頻率理論值0.98Hz、1.17Hz，說明橋梁實際剛度大于理論剛度；豎向實測振型與理論振型一致，表明該橋有限元分析模型中采用計算式基本合理。

表6 理論計算頻率與自振特性參數表

圖15 第45跨跨中測點時域波形圖及頻譜圖

圖16 實測豎向第一階自振頻率及振型圖（自振頻率f1=1.00Hz）

圖17 理論計算模型豎向第一階自振頻率及振型圖（自振頻率f1=0.98Hz）

圖18 實測豎向第二階自振頻率及振型圖（自振頻率f2=1.29Hz）

圖19 理論計算模型豎向第二階自振頻率及振型圖（自振頻率f2=1.17Hz）

3.2.2 無障礙行車試驗結果與分析

根據理論計算得到豎向第一階自振頻率0.98Hz，以及《公路橋涵設計通用規范》（JTG D60-2015）中的規定，計算得到該橋沖擊系數理論計算值為1.05。經動力測試系統信號采集和分析，該橋在無障礙行車情況下的橋梁動應變與沖擊系數列于表7。限于篇幅，僅繪出40km/h車速時動應變時程曲線（見圖20）。該橋經換算標準汽車荷載作用下的沖擊系數最大值為1.02，小于理論計算值1.05，表明該橋有較好的抗動載沖擊能力。

表7 不同車速激振下橋面動應變與沖擊系數

圖20 40km/h車速時動應變時程曲線圖

4 結論

通過對該橋荷載試驗以及對試驗數據并結合試驗現象進行綜合分析研究，結論如下：

（1）靜載試驗效率系數介于0.98～1.00之間，符合“規程”規定。表明試驗荷載能反映設計荷載對橋梁結構的作用，試驗結果有效。

（2）靜載試驗結果研究表明：在試驗荷載作用下，橋跨結構各測試截面撓度和應變校驗系數，分別介于0.81～0.90、0.76～0.88之間，均符合“規程”中預應力混凝土橋規定的常值范圍內，橋梁實際狀況要好于理論狀況,橋跨結構受力性能良好；最大相對殘余變形和應變分別為6.6%、12.5%，均低于“規程”規定值20%的要求，橋梁實際狀況要好于理論狀況，橋梁結構剛度性能良好，接近彈性工作狀況。

（3）動載試驗結果研究表明：實測豎向第一階、二階自振頻率分別為1.00Hz、1.29Hz，均分別大于豎向第一階、二階自振頻率理論值0.98Hz、1.17Hz，說明橋梁實際剛度大于理論剛度；豎向實測振型與理論振型基本一致，表明該橋有限元分析模型中采用計算式基本合理。該橋經換算標準汽車荷載作用下的沖擊系數最大值為1.02，小于理論計算值1.05，表明該橋有較好的抗動載沖擊能力。

（4）裂縫觀測結果表明，測試截面及附近沒有出現裂縫和其它異常現象。

（5）綜上所述，該橋滿足公路-I級設計荷載等級要求。

[1]JTG/TJ21-01-2015,公路橋梁荷載試驗規程[S].

[2]何玉珊，程崇國，章關永，涂耘.橋梁隧道工程[S].北京：人民出版社股份有限公司.2016.5.

[3]MIDAS/Civil分析與計算原理[S].北京：邁達斯技術有限公司. 2016.5.

[4]張玉平,李傳習.株洲建寧大橋斜拉橋靜載試驗研究[J].公路與汽運，2008（2）.