多塔單索面波形鋼腹板斜拉橋荷載試驗研究

盧義，張若鋼

(1.武漢經濟開發區建設工程服務中心，湖北武漢 430052;2.中南安全環境技術研究院有限公司，湖北武漢 430052)

多塔單索面波形鋼腹板斜拉橋荷載試驗研究

盧義1，張若鋼2

(1.武漢經濟開發區建設工程服務中心，湖北武漢 430052;2.中南安全環境技術研究院有限公司，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計使用荷載作用下的實際受力性能，以某多塔單索面波形鋼腹板斜拉橋荷載試驗為背景，建立全橋三維有限元仿真模型，闡述荷載試驗的內容及方法，對大橋的靜、動力特性進行分析研究。針對單索面體系、主梁單箱五室波形鋼腹板的特點，對正應力分布情況、剪力滯效應及箱梁扭轉程度進行重點分析。試驗數據表明：大橋主梁撓度、應力、斜拉索索力及主塔偏位等參數滿足規范要求。

多塔單索面斜拉橋；波形鋼腹板；荷載試驗；有限元

某橋主橋橋跨布置為(79+5×150+79)m，采用塔梁固結、梁墩分離、梁底設支座的結構體系。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對索，全橋共2×54對索。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。主梁設置6道Q345q波形鋼腹板，鋼腹板采用1600型構造形式，同一斷面的六道腹板采用等厚設計,直板段長度0.430 m，斜板段投影長度0.37 m，直線長度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、主梁為空間梁單元，采用桁架單元模擬斜拉索，主梁截面采用Midas梁單元截面庫中提供的波形鋼腹板箱梁截面，通過輸入箱梁內外側幾何參數、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由程序內部通過剛度等效來考慮[1-5]。

對于邊跨和1/2邊中跨范圍內的結構采用Midas/Fea進行實體精細化建模，其余五塔及相關主梁采用空間梁單元模擬并形成子結構。由于主梁頂、底板及鋼腹板厚度不同，頂、底板混凝土結構采用三維實體單元，波形鋼腹板厚度為18 mm，實體模型中采用板殼單元進行模擬，主塔采用空間梁單元進行模擬，斜拉索仍然采用桁架單元。在實體仿真模型中，共有7 375個實體單元，5 834個板殼單元，全橋共計17 841個節點，計算耗時2 537 s。在實體有限元模型中鋼腹板與頂、底板采用共節點進行連接，桁架單元斜拉索與主塔及鋼錨箱采用剛臂進行連接，實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邊中跨實體模型圖2 實體有限元模型

2 靜載試驗

2.1測點布置及加載工況

主梁應變測試截面布置如圖3所示, 其中主梁8個截面，橋塔1個截面。在1-1截面鋼腹板表面進行應變花布置，主要測試鋼腹板剪力。同時，為測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，主梁應力測點布置在每個箱室頂、底板中間位置，即頂底板各5個應變測點。大橋共分為12個加載工況，主要的試驗加載工況及加載效率如表1所示。

圖3 主要測試斷面布置圖及應力測點布置圖

2.2試驗內容及測試方法

橋梁靜載試驗主要通過測量結構在靜力荷載作用下各截面的結構變形(主梁撓度、梁端轉角、支座變形)和應力，從而確定橋梁結構實際工作狀態與設計期望是否相符。橋梁的靜力試驗活載內力與設計活載內力之比為0.85～1.05，試驗荷載采用內力等效原則計算，經計算，需用30輛30 t加載車。

靜載試驗測試內容包括：斜拉索索力測試，主梁、主塔應力測試，主梁變形和主塔偏位測試及結構裂紋觀測。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重點測試主梁正應力的分布狀況及橫截面在偏載下的扭轉變形情況。表3中除工況3為偏心加載外,其余工況皆為對稱加載。

表1 大橋靜載試驗測試工況及加載效率

由于該橋斜拉索為平行鋼絞線斜拉索，索力測試采用磁通量法，即利用施工監控階段安裝在斜拉索上的磁通量傳感器進行測試，通過測試得到單根鋼絞線的索力進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、底板為混凝土結構，鋼腹板與混凝土板共同受力，主塔為混凝土結構；靜載試驗時，采用電測法測試應變，然后通過應變換算為應力。

主梁豎向位移測試截面為每跨的4分點，上、下游對稱布置，主塔在每個塔頂布置一位移測點。采用高精度數字式橋梁撓度測試儀測量主梁位移，采用全站儀測量主塔位移。

利用施工監控過程中布置的溫度傳感器進行溫度監測。通過溫度測試，可以對索力、應力和線形進行修正，使結構在同一溫度下進行實際狀態與理想狀態的比較。

2.3測試結果分析

2.3.1 一般工況

依據上述方法，按照文獻[6]，在氣溫相對穩定的時候，對大橋進行荷載試驗，限于篇幅，本文僅給出部分測試數據，如表2、3所示。

表2 工況6作用下主梁理論撓度與實測撓度 單位:mm

表3 工況6作用下主梁5-5截面應變分析

篇幅有限，本文僅給出工況1～5部分測試數據，撓度、索力及應力校驗系數如圖4～6所示。

圖4 主要工況撓度校驗系數 圖5 主要工況索力校驗系數

圖6 主要工況應力校驗系數

通過表1～3及圖4、5可知，本次試驗所選的測試斷面均為大橋運營過程中受力控制斷面，靜載試驗加載效率為0.85～1.02，滿足文獻[6]要求。試驗實測數據均小于理論值(在荷載試驗建模計算時未考慮橋塔普通鋼筋、橋面鋪裝以及護欄的影響)，其中撓度校驗系數為0.54～0.76，索力校驗系數為0.62～0.80，主梁應力校驗系數為0.44～0.80，各工況卸載后結構殘余應變及殘余變形均較小，均在文獻[6]規定的20%范圍內，說明結構產生的變形能夠得到恢復，處于彈性工作狀態。靜載試驗表明:大橋主梁變形、結構應力、斜拉索索力及主塔偏位等參數滿足要求。

2.3.2 重點工況

由于該橋主梁為單箱五室波形鋼腹板單索面斜拉橋體，本次荷載試驗將工況2、3作為為重點工況，對實際使用時此橋的正應力分布情況及箱梁扭轉程度進行分析。本文分析時引入剪力滯系數，其中理論剪力滯系數為實體計算應力與桿系計算應力的比，實測剪力滯系數為實測計算應力與實測平均計算應力的比[7-8]。

依據計算結果，工況2共需要20輛30 t的加載車，通過橋面中央分隔帶在上下游橋面對稱布置。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，橫向布置采用一側偏載(僅在下游橋面布載)。

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

表4 工況2頂板測點實測應力、計算應力及剪力滯系數

表5 工況2底板應力測點實測值與計算值及剪力滯系數

圖7 工況2加載鋼腹板正應力沿腹板高度分布圖

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

工況3作用下主梁實測應力與理論應力如表6所示。由表6可知，偏心荷載作用下，荷載作用一側的頂板應力略大于無荷載作用的一側。梁底板應力分布較均勻，偏載作用對應力分布影響較小。

工況3下主梁計算撓度與實測撓度見表7。由表7可見：在偏心荷載作用下加載側主梁撓度明顯大于未加載側，主梁2-2斷面計算偏載系數為1.48，實測偏載系數為1.40，實測橫向偏載增大系數與理論計算結果較接近，偏載效應比較明顯，這與本橋單索面結構特點有關[16]。

表6 工況3頂、底板測點實測應力與計算應力

表7 工況3主梁計算撓度與實測撓度 mm

3 動載試驗

動力荷載試驗內容包括有限元計算、自振特性測試、汽車無障礙行車試驗、汽車原地跳車試驗。動載試驗設備主要包括891-Ⅳ型低頻傳感器、891放大器、動態應變儀、INV智能信號自動采集處理和分析系統等。通過動載試驗了解橋梁結構的動力特性(振型、阻尼、自振頻率)是否滿足規范要求[17-18]，鑒于篇幅有限，本文僅給出部分測試結果。

3.1沖擊系數

表8 不同車速跑車試驗實測動應變沖擊系數

表8為大橋不同車速跑車試驗時實測沖擊系數，圖8為跑車試驗動應變時程曲線。實測最大動應變沖擊系數值為0.04，平均值為0.03，實測大橋通航孔橋豎向一階頻率為1.099 Hz，該橋設計沖擊系數取值為0.05。實測沖擊系數均小于設計沖擊系數，符合規范要求。

3.2自振特性

圖8 40 km/h跑車試驗動應變時程曲線

自振特性測試是在假設環境激勵為平穩的各態歷經基礎上進行的，認為在橋梁振動的中低頻段內，環境振動的激勵譜比較平坦，橋梁各階的模態阻尼較小，模態之間的耦合可以忽略。在環境激勵頻率與橋梁自振頻率一致或接近時，由于共振，橋梁容易吸收環境激勵能量，使振幅增大。本文通過模態試驗分析方法進行分析[19-21]。通過對大橋各測點采集到的脈動信號進行剪切、濾波、加窗、細化等處理，經頻域和時域分析，得到梁體豎向低階彎曲振動頻率及相應振型、阻尼比，如表9所示，一階振型如圖9所示，主要測點脈動時程曲線、功率譜圖如圖10、11所示。

表9 自振特性測試結果

圖9 大橋1階振型圖

圖10 主梁典型豎向測點脈動時程曲線

圖11 主梁典型豎向測點功率譜圖

大橋的實測一階豎向對稱彎曲振動頻率為1.099 Hz，理論計算頻率為0.997 Hz，實測頻率大于計算頻率，說明實橋的豎向動力剛度滿足要求。而通常大跨度普通斜拉橋的自振頻率小于0.20 Hz，說明該橋的一階自振周期更接近連續梁(剛構橋)的特性，主要是由于主梁、主塔及拉索提供了較大的剛度。

4 結論

1)在加載試驗荷載作用下，實測主梁豎向變形、拉索索力、塔頂偏位及主梁應力均小于理論計算值，滿足相關規范和設計要求，橋梁結構性能良好。

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

3)通過波紋鋼腹板的實測應力可知，腹板沿高度方向正應力較小，表明其彎曲變形引起的正截面效應較小，驗證了波形鋼腹板具有“手風琴”效應，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，跨中理論計算偏載系數為1.48，實測偏載系數為1.40，實測橫向偏載增大系數與理論計算結果較為接近。由于本橋采用單索面結構，偏載效應比較明顯。

5)大橋的實測一階豎向對稱彎曲振動頻率為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，說明該橋的一階自振周期更接近連續梁的特性，這是由于主梁、主塔及拉索提供了較大的剛度。大橋實測沖擊系數小于理論計算值，在橋梁運營期應保持橋面平順，減少行車荷載對橋梁的沖擊作用。

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(責任編輯：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，長沙人，工程師，主要研究方向為工程項目管理，E-mail：85354945@qq.com.

10.3969/j.issn.1672-0032.2017.02.007

U448.271.2

：A

：1672-0032(2017)02-0040-09