型鋼組合梁橋合理跨徑及性能試驗研究

馬芹綱，黃 亮，李 闖，宋 軍

（1.浙江數智交院科技股份有限公司，浙江 杭州 310000；2.同濟大學，上海市 200082）

0 引 言

目前，鋼板組合梁橋是中小跨徑橋梁常采用的型式之一。該種橋梁結構形式充分發揮了鋼板和混凝土兩種結構材料的特點，被廣泛應用于橋梁建設領域中[1-2]。由于其容易形成標準化和規格化的產品，可在提高結構建設效率的同時保證質量，具有工業化建造的廣泛應用前景。

在鋼板組合梁的靜力性能研究方面，劉勁等[3]通過試驗研究與數值模擬對鋼板組合梁負向抗彎剛度的影響參數進行了探討，結果顯示剪力連接強度對其的影響最大，縱筋率次之。Zhang 等[4]在考慮層間滑移的情況下，研究了鋼板組合梁的受彎性能，通過建立的力學模型預測不同荷載下的層間滑移與撓度變形，發現數值模型中是否考慮層間滑移效應對組合梁的撓度變形影響極大。同時，冀偉等[5]對鋼板組合梁的撓度計算進行了研究，其中考慮了層間滑移和剪切變形，分析發現，層間滑移會增大梁體撓度，降低鋼板組合梁剛度，最后得出需要考慮層間滑移效應的連接件抗剪剛度閾值。Yan 等[6]考慮幾何與材料非線性，以及組合梁各部件之間的接觸關系，建立了鋼板組合梁三維有限元模型，并利用試驗驗證了模型的合理性，包括抗力、變形行為和失效模式。在鋼板組合梁橋的動力性能方面，侯忠明等[7]發現剪力連接件的滑移對結構的動力特性有重大影響，并基于此建立了車橋動力相互作用的分析模型。

然而，目前鋼板組合梁橋的鋼梁均采用焊接施工工藝，腹板加勁肋較多，焊縫數量較多，本身存在質量死角及質量隱患。且各個地區鋼板梁型號多樣，難以產品化，不利于鋼板組合梁橋的推廣應用。因此，中小跨徑鋼板組合梁橋的推廣和應用過程中急需進一步優化其構造，保證焊接質量，提高施工效率，提高結構耐久性等。

由于型鋼一體成型可以消除焊接問題，是一種可替代焊接鋼板的成熟產品。相較于傳統鋼板組合梁結構，型鋼結構便于標準化生產和施工，具有結構自重輕、舒適性好等諸多優點。近年來，國內許多學者將H 型鋼組合梁應用到橋梁結構工程中。研究內容主要集中在大規格熱軋H 型鋼組合梁合理結構形式，大規格熱軋H 型鋼合理斷面、材料，以及配套的裝配式橋墩設計方案等。例如，楊勇等[8-10]對裝配式型鋼混凝土梁的受彎、受剪等性能進行了一系列研究，探討分析了其承載能力、破壞機理、破壞形態。然而，對于H 型鋼在鋼板組合梁橋合理跨徑的設計應用當中，尚未形成明確的理論體系，無法為實際工程提供參考。

本文根據所調研的H 型鋼產品型號，以每平方米用鋼量與控制應力為指標，對各型號下的合理跨徑與梁片數進行理論研究。同時依托紅十五線保通便道工程，對HN900×300 型鋼組合梁進行現場性能試驗，明確結構在施工與正常使用階段的撓度與應力變化情況，檢驗數值模型的可靠性。

1 工程背景

杭紹甬高速公路杭州至紹興段工程紅十五線保通便道工程中，某型鋼混凝土組合梁便道橋的主梁結構為3×16 m 跨徑，采用結構簡支、橋面連續的結構形式。其中，鋼主梁采用HN900×300 型鋼，單跨橫向布置7 片；橫梁采用HN450×200 型鋼，分別設置在端部和跨中位置處[見圖1（a）]；各橋跨內分別在主梁端部設置2 道加勁肋，跨中設置1 道加勁肋，全橋共計5 道加勁肋[見圖1（b）]。

2 熱軋H 型鋼組合梁合理跨徑

2.1 參數設置

經調研，目前國內大部分H 型鋼生產廠家均能生產高度700 mm 以下的H 型鋼，僅有少數鋼鐵廠可以生產700 mm 以上的大型H 型鋼。為明確大型H 型鋼的適用情況并對實際H 型鋼組合梁的應用提供理論依據，共選取5 個典型截面進行型鋼組合梁不同梁高對應合理跨徑的研究，其中各截面頂底板等厚，截面尺寸見表1，各型號H 型鋼斷面如圖2所示。

表1 H 型鋼截面尺寸及基本參數 單位：mm

圖2 各型號H 型鋼截面圖（單位：mm）

以H 型鋼主梁在基本組合下的最大應力及每平方米用鋼量作為控制指標（控制應力245 MPa，用鋼量指標≤240 kg/m2），并由《熱軋H 型鋼和剖分T 型鋼》（GB/T 11263—2017）[11]可知各型號H 型鋼每延米的理論重量，從而大致得出不同高度H 型鋼橫向主梁布置的最大片數，其中以12.5 m 橋寬為例，參數見表2。從表2 計算的主梁橫向數量最大值可發現，隨著梁高的增加，主梁橫向數量也相應減少。

表2 不同梁高對應的橫向主梁參數

2.2 有限元模型建立

采用橋梁專業有限元分析軟件Midas Civil 進行合理跨徑數值分析計算，其中主梁與橋面板均采用梁單元模擬，橋面板與鋼主梁之間的剪力鍵采用彈性連接模擬。結構自重包括Q345qD 鋼主梁78.5 kN/m3、25 cm 厚C50 混凝土橋面板26 kN/m3；二期恒載包括鋼護欄，單側重量按5.5 kN/m，以及10 cm 厚瀝青鋪裝；基礎變位按照0.5 cm 考慮；汽車荷載采用公路-Ⅰ級荷載，車道布置寬度3.1 m，車輪間距1.8 m，車道按照最不利情況布置。模型邊界分簡支與連續兩種情況比較分析，有限元模型如圖3、圖4 所示。

圖3 全橋模型示意圖

圖4 連續梁模型邊界設置示意圖

2.3 數值分析結果與討論

根據有限元計算及控制應力指標，可得到不同梁高H 型鋼組合梁對應可行跨徑的最大值（見表3）。

由表3 可知，不同H 型鋼型號之間，梁高增大，實際用鋼量卻減少，且跨徑最大值相應提升，其中簡支形式的跨徑最大值要小于三跨連續的計算跨徑值。同時，梁高較大的簡支形式所計算的基本組合應力最大值都相對較高。其中不同的是，梁高為800 mm的結構應力比梁高700 mm 的小3.7 MPa。三跨連續結構形式中，梁高為700 mm 的應力值最小。

表3 不同梁高對應的計算結果

3 現場試驗方案設計

為分析論證實際H 型鋼組合梁的工作性能，針對依托工程紅十五線保通便道第一孔開展現場試驗，對施工階段應力、加載測試階段的變形和應力進行測試。

3.1 結構設計

實際結構參考上述合理跨徑的理論分析結果，同時根據實際需求進行設計。采用結構簡支、橋面連續方式，單跨跨徑16 m，共設置六孔，橋寬10.4 m。為平衡實際用鋼量與最大應力，以及生產運輸便利性，鋼主梁采用HN900×300 型鋼。由于實際結構的跨徑與橋寬都相應減少，故按照合理跨徑參考值，主梁片數作出對應調整，橫向布置為7 片，現場施工如圖5 所示。

圖5 項目現場施工

3.2 試驗方案

由于型鋼組合梁受力相對較為明確，本次試驗主要對結構性能進行驗證，對計算方法的可靠性進行檢驗。

3.2.1 測點布置

（1）變形測點

由于靜載試驗時間較短，墩臺沉降有限，在跨中梁底布置測點測試最大變形。主要采用全站儀通過測量標高反推變形，橫向上每片梁梁底均布置測點，共布置7 個變形測點（W1～W7）。

（2）應變測點

關注受力最大的邊梁和次邊梁，對跨中應力進行檢驗，粘貼在跨中斷面頂板、腹板、底板上，沿縱向粘貼。應變測點布置如圖6 所示。

圖6 應變測點位置

3.2.2 加載方案

基于靜力計算，確定加載車型和位置，由于實際試驗過程中試驗環境、加載方式等因素，需按照實際情況對其內力計算結果進行優化調整。通過前期的理論計算確定合理加載效率，防止出現不能反映出橋梁在設計荷載下的工作性能和結構局部損壞的情況。實際荷載試驗時，試驗效率系數控制在0.85 ～1.05 之間。

根據《公路橋梁荷載試驗規程》（JTG/T J21-01—2015）[12]建議的靜力試驗荷載效率，結合主要控制斷面的設計彎矩值選用汽車-20 級的重車，如圖7 所示。經計算共需2 輛重車，此類車輛的軸距和軸重見表4。

圖7 重車形式

表4 現場加載車實測數據

試驗車輛需注意前后裝貨均勻，不得堆載。基于荷載效應等效原則進行現場試驗，所對應工況采用，加載形式如圖8 所示。

圖8 型鋼組合梁最大彎矩偏心布載示意圖（單位：m）

同時按照圖8 所示的荷載位置對相應有限元模型施加荷載，可得試驗荷載作用下上部結構彎矩與變形理論值。在試驗荷載最大正彎矩加載作用下，邊梁與次邊梁跨中最大彎矩分別為325.7 kN·m、272.5 kN·m，最大豎向位移分別為1.2 cm、1.0 cm。

3.2.3 測試方法

對型鋼組合梁的測試內容主要包括撓度與應變兩部分。測試最不利偏載工況下的橋梁變形，對橋梁體系剛度、荷載橫向分布特性進行檢驗。測試型鋼應力隨工況步的累計情況，最不利偏載工況下的型鋼應力，對型鋼安全性進行檢驗。具體測試方法如下。

（1）變形測試

采用全站儀進行線形監測，獲取不同工況下各節段控制測點的相對標高。選擇溫度變化小、氣溫穩定的時間段進行測量，以消除日照溫差引起的梁體的不規則變化。

（2）應變測試

為保證應變測試的長期穩定性、足夠測量精度，選用振弦式表面式應變計及其對應計數儀，對型鋼主梁進行長期施工過程觀測。

3.2.4 測試工況

本現場試驗主要分為施工與加載兩個階段。第一測試階段需保證在施工時不會出現較大的應力，防止對后續測試造成干擾。第二測試階段用于明確正常適用狀態下型鋼組合梁的撓度和應力狀態情況。

（1）施工階段

施工階段主要測試應變，具體測試工況包括：鋼梁無應力狀態、鋼梁架設施工和成橋工況。

（2）加載過程

加載過程中測試變形與應變，具體測試工況包括：預加載、卸載、1 號車加載、2 號車加載、2 號車卸載和1 號車卸載。

3.2.5 試驗及加載過程

待鋼梁進場后進行應變傳感器的焊接，然后對鋼梁進行現場安裝施工，如圖9 所示。

圖9 應變傳感器與鋼梁安裝

在鋼梁與橋面體系安裝完成后，采用兩輛重車分別對結構進行加載與卸載，如圖10 所示。

圖10 現場試驗加載

4 試驗結果與分析

4.1 施工階段測試結果

施工階段測試結果如圖11 所示，從整體來看，鋼梁應力理論值與測試值較為接近，校驗系數在0.85～1.15 之間。在鋼梁吊裝時其應力值較小，在10 MPa以內，與理論符合程度較好。二期鋪裝后的應力值較大，邊梁的范圍在40 MPa 左右，次邊梁的則在60 MPa左右。鋼梁下翼緣應力偏差較大，邊梁與次邊梁的測試值與理論值相差分別為6.8 MPa、8.6 MPa，可能受測試誤差影響，整體偏差較小。

圖11 施工階段測試應力對比

4.2 加載試驗測試結果

（1）位移測試結果分析

從加載過程變形可以看出，實測位移始終小于理論位移，結構整體剛度大于理論計算值。并且與加載位置的距離越近，位移實測與理論相差越大，說明空間桿系有限元模型中的橫向聯系與實際情況有一定偏差。當只有1 號車加載時，跨中主梁最大變形有4 mm，與理論值相差2 mm；當2 號車加載時，最大變形增加至8 mm 左右，與理論值相差4 mm，如圖12所示。

圖12 加載過程位移測試

從卸載過程變形可以看出，2 號車卸載后的實測位移小于理論位移，且跨中變形恢復至只有1 號車加載的情況。完全卸載后，結構基本上恢復為零狀態，殘余變形在0.1～0.2 mm，結構處于線彈性狀態，如圖13 所示。

圖13 卸載過程位移測試

（2）應力測試結果分析

從加載過程應力測試可以看出，下翼緣應力要比腹板和上翼緣應力大，實測應力始終小于理論值，且上翼緣理論值與實際值偏差較小，腹板與下翼緣偏差較大。并且在荷載增大后實測值與理論值的偏差也會相應變大。

當1 號車加載時，邊梁與次邊梁腹板應力在10 MPa 左右，而下翼緣則有所不同，邊梁下翼緣應力為34.1 MPa，次邊梁為24.8 MPa。2 號車加載后，邊梁與次邊梁腹板應力增加至20 MPa，邊梁下翼緣應力為50.2 MPa，次邊梁為45.7 MPa 左右，如圖14所示。

圖14 加載過程應力測試

在2 號車卸載后，實測應力恢復至1 號車加載的工況，但邊梁下翼緣應力要比之前測得的數據小1.7 MPa。當所有重車卸載后，邊梁下翼緣還存在較大的殘余應力（2.2 MPa），次邊梁跨中各測點也出現殘余應力負值，或由測試儀器誤差引起，如圖15 所示。

圖15 卸載過程應力測試

5 結 語

本文對不同型號H 型鋼組合梁的合理跨徑進行了研究，依托實際工程對HN900×300 型鋼組合梁開展現場性能試驗，主要結論如下：

（1）不同型號熱軋H 型鋼橋梁適用跨徑為19～27 m，且同橋寬情況下，H 型鋼梁高越大用鋼量越小。

（2）施工階段測試結果表明，鋼梁安裝時應力較小，且實測值與理論值接近；二期鋪裝后的應力增大，下翼緣實測應力值與理論值偏差較大。

（3）重車加載過程中位移變形測量值均小于理論位移，橫向聯系剛度較大，且越靠近加載位置，實測位移與理論位移偏差越大。

（4）加載過程中，上翼緣應力最小，腹板次之，下翼緣應力最大。同樣，越靠近下翼緣，實測應力值與理論應力值偏差越大，這說明桿系有限元模型與實際結構存在一定偏差。

（5）在卸載過程中，主梁位移變形與應力都能很好地恢復到加載之前的數值范圍，表明本試驗型鋼主梁梁橋的結構仍處于線彈性階段，其整體受力性能良好。