基于差值法的荷載試驗分析研究

胡惠康，元 萌

（1.上海中測行工程檢測咨詢有限公司，上海市 200438；2.上海巖土工程勘察設計研究院有限公司，上海市 200438）

0 引言

橋梁荷載試驗即通過對橋梁結構直接加載后進行有關測試、記錄與分析工作，以了解橋梁結構在試驗荷載作用下的實際工作狀態，進而評定橋梁結構施工質量和使用狀況，為竣工驗收和橋梁檢測提供科學依據[1]。

在以往對鋼便橋（包括部分鋼桁架橋梁）的荷載試驗中可以發現，結構在各級荷載的作用下，其實測的撓度值往往都會大于有限元模型計算的理論值，控制截面測試的應變值也與理論值十分不符[2]。鋼便橋由眾多貝雷梁拼裝而成，而預制的貝雷梁雖然采用相同的尺寸規格，但是其制作誤差和施工誤差可能使結構存在較大的局部受力（或局部不受力），而銷接的拼裝方式使得結構連接不緊密[3]，加劇了結構的局部受力和變形異常狀況，這種現象并非靜載試驗中的預壓可以消除。造成的結果便是結構控制斷面的實測應變和撓度值都與理論值存在較大差異，這種數據的不準確性導致了對橋梁結構實際承載能力的不合理判斷。

因此為了解決上述問題，需要一種新的靜載試驗分析方法。下面以浦東機場鋼便橋荷載試驗為例，進行詳細闡述。

1 工程概況

為滿足浦東機場擴建需要，需在南隨塘河上新建一座鋼便橋。該橋選型為“321型”成品組合式鋼橋，選用的組合型式為三排單層加強型鋼便橋，材料為16M n鋼。新建鋼便橋長48 m，寬5.85 m，橋面板凈寬4 m，為雙向單車道。鋼便橋整體由橫梁、橋面板、加強弦桿、橫梁夾具、水平支撐架、豎向支撐架、聯板等組成。設計載重為80 t。浦東機場鋼便橋立面照和平面照分別如圖1和圖2所示。

圖1 浦東機場鋼便橋立面照

圖2 浦東機場鋼便橋平面照

2 荷載試驗方案

2.1 測點布置

該次靜力荷載試驗選取第一跨和第二跨作為觀測對象。主要觀測在最不利荷載工況下，第一跨與第二跨跨中最大撓度、上下弦桿貝雷梁最大拉壓應力及斜腹桿最大拉壓應力，以及橫向分配梁跨中梁底應變及撓度。測點布置見表1和圖3，橋臺、橋墩及支座沉降測點布置由于篇幅有限，不做介紹。圖3中除C-1#測點布置于橫梁中間外，其余測點均布置在西側最內測一排的鋼構件上。

表1 應變及撓度測點布置表

圖3 應變及撓度測點縱斷面布置圖（單位：mm）

2.2 加載工況及車輛布載

根據試驗要求，該次荷載試驗以80 t荷載為標準荷載，為方便分級加載，現場采用4輛三軸重車作為加載車，載重分別為 20 t、40 t、60 t和 80 t；加載車前中軸距1.4m，中后軸距4.6m，輪距1.9m。該次試驗共分五工況加載，每個工況分四級加載，由于橋面較窄，該次試驗僅需考慮中載狀況。車輛布置位置如圖4和圖5所示，車頭均朝南，每個工況在圖4所示對應的加載位置采用上述四種不同重量的車輛來模擬四級加載。

在加載過程中，應對各測點的應變、撓度及沉降均進行觀測，但每級加載需要控制不同的主要參數，分別為：

（1）加載工況一。第一跨貝雷梁跨中撓度及跨中截面上、下弦桿的應變。

（2）加載工況二。第一跨跨中橫向分配梁中間處應變。

（3）加載工況三。第一跨貝雷梁橋墩立柱附近斜腹桿的拉、壓應變。

（4）加載工況四。第二跨貝雷梁墩頂立柱附近斜腹桿的壓應變。

（5）加載工況五。第二跨貝雷梁跨中撓度。

3 靜載試驗結果與分析

按照上述五個工況進行加載后，將所得的應變及撓度數據與模型理論值進行對比分析，該橋的理論值從M ID A S/Civil有限元模型中得到，模型如圖6所示。模型中鋼桁架均采用梁單元模擬，橋面板采用板單元模擬，各鋼桁架桿件間采用釋放梁端彎矩方式來模擬銷接。

圖6 浦東機場鋼便橋有限元模型

在各工況荷載作用下，主要測試截面的實測應變值與理論應變值見表2，表中應變數值均已考慮殘余應變影響。在各工況荷載作用下，主要測試截面的實測撓度值與理論撓度值見表3，表中撓度實測值均已考慮結構沉降和殘余撓度的影響。

由表2可知，工況一的測點A-1和工況三的測點B-1的應變校驗系數大于1，不滿足《公路橋梁荷載試驗規程》（JTG/T J21-01—2015）的要求；由表3可知，三個撓度測點的校驗系數均遠大于1，不滿足規范要求。

表2 各應變測點實測值與理論值比較 με

表3 各撓度測點實測值與理論值比較 mm

4 差值荷載試驗分析法

為了測試該鋼便橋的真實承載能力，該試驗采用60 t的三軸重車，分三級加載，再次進行荷載試驗，測試結果與80 t荷載類似，依然無法滿足規范要求。為了分析原因，對上述80 t荷載試驗結果進行分析，分析結果如圖7～圖9所示。

圖7 各級荷載作用下各測點的應變值（一）

圖8 各級荷載作用下各測點的應變值（二）

圖9 各級荷載作用下各測點的撓度值

由圖7和圖8可知，除了工況二C-1和工況三B-1測點的應變值大致呈一條直線外，其余測點應變值均存在較大拐角，而在圖9的撓度值中更為顯著。出現這種狀況的原因為所有測點數值連線中，在0 t和20 t處數值連線的斜率與20～80 t處數值連線斜率相差較大。在鋼結構試驗中得到這樣的結果是不正常的。

其主要原因為：鋼便橋銷接處連接不緊密，導致在較小荷載的作用下，整體結構無法進入工作狀態，而且會產生很大的變形，構件的預制尺寸誤差和施工誤差會造成部分構件在小荷載作用下不受力，造成應力分布不合理。當結構進入整體工作狀態時，這種影響會大大降低。

上述原因造成鋼便橋荷載試驗數據的不準確，為了消除這種不準確性，本文提出差值荷載試驗分析法。

所有的試驗數據均由試驗真值和誤差構成，即試驗數據=試驗真值+試驗誤差。每增加一級荷載都會增加一個真值和一個誤差，每個工況的試驗數據可以描述如下：

一級加載：數據1=真值1+誤差1。

二級加載：數據2=數據1+真值2+誤差2。

三級加載：數據3=數據2+真值3+誤差3。

四級加載：數據4=數據3+真值4+誤差4。

一級加載的荷載為20 t，可以確保此時的結構完全進入工作狀態（即所有構件均開始受力，不存在局部不受力狀態），且已消除結構連接不緊密狀態。即誤差1已經包括了結構局部不受力和連接不緊密的大部分影響。因此在整個試驗中，只要能消除誤差1的影響，即可得到較為真實的試驗數據。現對上述數據做以下處理：

單級差值1=數據2-數據1=真值2+誤差2

單級差值2=數據3-數據2=真值3+誤差3

單級差值3=數據4-數據3=真值4+誤差4

總差值1=數據2-數據1=真值2+誤差2

總差值2=數據3-數據1=真值2+真值3+誤差2+誤差3

總差值3=數據4-數據1=真值2+真值3+真值4+誤差2+誤差3+誤差4

在上述六個差值中，均不存在誤差1的影響，可以得到較為真實的數據。將此方法應用于鋼便橋試驗，可以得到表4和表5的結果。

由表4和表5可知，各應變單級差值的校驗系數為0.48～1.13，有少數幾個測點超過1.00，但是超幅不大；各應變總差值的校驗系數為0.58～1.13，其中總差值3的校驗系數為0.64～0.97，小于1。各撓度單級差值的校驗系數為0.68～1.08，僅一個測點校驗系數大于1，且超幅不大；各撓度總差值的校驗系數為0.88～1.08，其中總差值3的校驗系數為 0.88～0.93，小于 1。

表4 各應變實測差值與理論差值比較 με

表5 各撓度實測差值與理論差值比較 mm

通過差值法消除結構局部不受力和連接不緊密的影響后，可以得到如下結論：在各級荷載作用下，各應變和撓度單級差值校驗系數較為合理，應變總差值3和撓度總差值3的校驗系數均小于1，表明結構在20～80 t的荷載增量作用下，其實際應變和撓度增量均小于理論應變和撓度增量。

5 結語

（1）差值法可以有效消除鋼便橋構件連接不緊密和尺寸誤差的影響，使荷載試驗能精確評價鋼便橋的實際承載能力。

（2）當采用差值法分析荷載試驗時，建議加密對荷載的分級。當荷載分4～6級加載時，第一級加載的荷載值不宜過小，確保結構完全進入工作狀態；當荷載分級大于6級時，可在第二級加載時結構完全進入工作狀態，需結合實際情況判斷。

（3）對連接松散或尺寸誤差較大的結構進行荷載試驗時，可能存在部分構件在結構完全進入工作狀態前已承受較大的應力，因此試驗人員需要在試驗過程中對結構主要受力構件的總應力進行控制，確保其處于結構的極限承載范圍內。

（4）差值荷載試驗法中的單級差值法較為嚴格，若單級差值法或總差值法前幾級存在校驗系數大于1（超幅不應過大），但總差值法最后一級的校驗系數小于1，也可判定結構承載能力滿足要求。

（5）結構連接不緊密的影響在荷載試驗中可通過差值法修正，但進行技術狀況評定時應作為結構缺損進行考慮，其緊密程度可參考荷載試驗各工況的前幾級加載結果進行評判。

（6）基于差值法的荷載試驗分析對連接松散或在小荷載作用下存在較大誤差的結構均可適用。

參考文獻：

[1]諶潤水,胡釗芳.公路橋梁荷載試驗[M].北京:人民交通出版社,2003．

[2]袁紅茵,戴永相,張文杰.貝雷架鋼橋的靜動力荷載試驗的研究[J].橋涵工程,2007（5）:84-87.

[3]黃文,袁向榮.鋼便橋靜動載試驗研究[J].長春工程學院學報：自然科學版，2010,11（4）：27-29.