馬鵬飛， 安家禾， 張 斌， 朱 平， 趙 華

(湖南大學(xué) 風(fēng)工程與橋梁工程湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 湖南 長(zhǎng)沙 410082)

正交異性鋼橋面作為鋼箱梁普遍采用的一種橋面體系，已經(jīng)被廣泛地應(yīng)用到了實(shí)際橋梁結(jié)構(gòu)中[1]。但是，由于正交異性鋼橋面本身是各組件(加勁肋、隔板和橋面板)焊接而成。焊接本身會(huì)對(duì)組件局部材料特性帶來(lái)改變，正交異性鋼橋面在連接焊縫處易產(chǎn)生疲勞開(kāi)裂。此外，因?yàn)殇摌蛎嬷苯映惺苘?chē)輪荷載，在重載車(chē)輛的反復(fù)作用下，其引起的應(yīng)力變幅可能會(huì)很大。橫隔板的存在導(dǎo)致內(nèi)力影響線較短，在重型車(chē)輛荷載引起的應(yīng)力變幅次數(shù)還會(huì)增多，這會(huì)增大疲勞開(kāi)裂的可能性[2]。在正交異性鋼橋面常見(jiàn)的破壞形式中，疲勞裂縫占比最大且疲勞開(kāi)裂后的修檢會(huì)給政府和管理部門(mén)帶來(lái)一定的經(jīng)濟(jì)負(fù)擔(dān)[3～4]。因此，有必要對(duì)正交異性鋼橋面的車(chē)輛進(jìn)行監(jiān)控管制以延長(zhǎng)其使用壽命。

為了對(duì)OSD橋面的車(chē)輛荷載進(jìn)行識(shí)別，引入橋梁動(dòng)態(tài)稱(chēng)重(Bridge Weigh-in-Motion: BWIM)的概念。 BWIM作為對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)車(chē)輛荷載有效識(shí)別工具，目前已經(jīng)在鋼梁橋、混凝土梁橋和斜拉橋等橋梁中得到了驗(yàn)證[5-10]。BWIM系統(tǒng)在OSD中的應(yīng)用可以追溯到本世紀(jì)之初。早在1990年代末期就有諸多學(xué)者開(kāi)展了關(guān)于BWIM系統(tǒng)在正交異性橋面中應(yīng)用的可行性及其適用性的研究[9，12]。LCPC(法國(guó)國(guó)家路橋中心)于1996年第一次提出對(duì)正交異性鋼橋面應(yīng)用BWIM系統(tǒng)的概念[8]；與此同時(shí)，OJIO[8]等也開(kāi)展了BWIM在鋼橋正交異性橋面中應(yīng)用的可行性研究并且對(duì)實(shí)橋進(jìn)行相應(yīng)試驗(yàn)； DEMSPEY[9]等開(kāi)啟了BWIM在正交異性橋面板的應(yīng)用中整體優(yōu)化識(shí)別算法的研究以提高其在OSD中應(yīng)用時(shí)的車(chē)軸識(shí)別精度(1999年)；LAW[10]等通過(guò)有限元模擬鋼梁橋并利用模態(tài)疊加的方法獲得橋梁動(dòng)力應(yīng)變，最后依據(jù)運(yùn)動(dòng)方程求解得到車(chē)輛軸重信息；之后，有學(xué)者對(duì)OSD的受力性能開(kāi)展研究，以探求BWIM 在OSD應(yīng)用時(shí)的更多可能性。ZHU[11]通對(duì)正交異性橋面在動(dòng)力荷載下的受力特性研究發(fā)現(xiàn)正交異性橋面的縱向U肋由于橫隔板的加勁作用在動(dòng)力荷載下其受力特點(diǎn)與多跨連續(xù)梁相似；XIAO[12]等根據(jù)正交異性橋面U肋的受力特點(diǎn)，首次提出利用去除整體效應(yīng)成分的應(yīng)變對(duì)車(chē)輛軸重進(jìn)行識(shí)別 ；SUZUKI[13]通過(guò)對(duì)隔板、縱肋同時(shí)標(biāo)定計(jì)算軸重，也得到了滿(mǎn)意的識(shí)別結(jié)果。為了探索BWIM系統(tǒng)在OSD應(yīng)用的更多可能性，對(duì)現(xiàn)有算法改進(jìn)以提高算法的穩(wěn)定性、降低識(shí)別誤差是可行的途徑，這為其能夠應(yīng)用到更多實(shí)際橋梁提供條件。

1 試驗(yàn)橋梁

根據(jù)研究?jī)?nèi)容，對(duì)實(shí)橋開(kāi)展試驗(yàn)獲得試驗(yàn)數(shù)據(jù)。該研究的試驗(yàn)基于廣東省佛山佛陳新橋。佛陳新橋是一座三跨變截面連續(xù)梁橋，其主梁形式采用正交異性橋面板鋼箱梁，該橋梁跨徑布置在縱向上對(duì)稱(chēng)(58.51 m+112.8 m+58.51 m，總長(zhǎng)229.82 m)，主橋立面見(jiàn)圖1。箱梁主截面為單箱單室，單幅橋?qū)?5.75 m，在橫向上單向三車(chē)道布置。具體的橫向布置為：3.25 m(人行道+非機(jī)動(dòng)車(chē)道)+3×3.75 m(機(jī)動(dòng)車(chē)道)+1.25 m(路緣帶)，其箱梁具體形式見(jiàn)圖2。佛陳新橋總共兩幅，其主要的區(qū)別在于橋面鋪裝形式。其中一幅橋面鋪裝采用4.5 cm UHPC+3.5 cm瀝青磨損層的薄層輕型組合橋面，另一幅橋采用4 cm+4 cm改性瀝青SAM-13瀝青鋪裝。本文所選取的試驗(yàn)橋梁為瀝青鋪裝幅。

圖1 主橋立面圖(單位： cm)Figure 1 Elevation of fochen bridge (Unit:cm)

圖2 一般橫斷面圖(單位： mm)Figure 2 Cross section of the main girder (Unit:mm)

1.1 實(shí)橋試驗(yàn)-標(biāo)定試驗(yàn)

該試驗(yàn)主要目的在于研究利用正交異性鋼橋面板U肋的橫向影響線識(shí)別橋面車(chē)輛的可行性。依據(jù)實(shí)際算法需求，對(duì)該橋面開(kāi)展標(biāo)定試驗(yàn)。

標(biāo)定試驗(yàn)位置選取在橋梁中跨的等截面段，具體位置見(jiàn)圖3的EF。選擇該四分點(diǎn)的等截面段主要原因是有兩點(diǎn)： ①減小橋梁整體效應(yīng)對(duì)試驗(yàn)的影響；②有效避開(kāi)連續(xù)梁橋支點(diǎn)變截面段。標(biāo)定試驗(yàn)會(huì)在車(chē)道一和車(chē)道二進(jìn)行，原因是車(chē)道三U肋在翼緣內(nèi)，不能布置傳感器。稱(chēng)重傳感器的布置與試驗(yàn)車(chē)道在橫向上相協(xié)調(diào)，因此，車(chē)道一縱肋U8～U13下緣處布置了應(yīng)變傳感器，車(chē)道二對(duì)應(yīng)的在U14～U20布置傳感器，具體布置情況見(jiàn)圖4。車(chē)軸識(shí)別傳感器的布置關(guān)于稱(chēng)重傳感器對(duì)稱(chēng)，即在稱(chēng)重傳感器前后2.5 m處各布置一排FAD傳感器用于識(shí)別車(chē)輛車(chē)速、軸距等信息。

圖3 標(biāo)定截面具體位置圖(單位： mm)Figure 3 Location of calibrated section (Unit:mm)

圖4 傳感器平面布置圖(單位： mm)Figure 4 Layout of sensors on plane (Unit:mm)

在標(biāo)定試驗(yàn)中，傳感器所采集的皆為U肋的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，動(dòng)態(tài)應(yīng)變的采集儀器是日本公司TML的DC-204，儀器的采樣頻率設(shè)置為512 Hz。動(dòng)態(tài)應(yīng)變的采集元件為揚(yáng)州科動(dòng)公司制造的KD4001。

此外，該試驗(yàn)所采用車(chē)輛為三軸車(chē)，見(jiàn)圖5。試驗(yàn)分成2個(gè)工況進(jìn)行，當(dāng)標(biāo)定車(chē)輛在車(chē)道一行駛時(shí)，記為工況1(共10趟有效數(shù)據(jù))；當(dāng)標(biāo)定車(chē)輛在車(chē)道二行駛時(shí)，記為工況2(共9趟有效數(shù)據(jù))。

圖5 標(biāo)定車(chē)示意圖(單位： mm)Figure 5 Figure of calibration trucks (Unit: mm)

1.2 實(shí)橋試驗(yàn)-靜力試驗(yàn)

U肋橫橋向上應(yīng)力(縱向應(yīng)力)的影響線是該方法求解輛軸重的必要條件。為了求得U肋的橫向分布影響線，對(duì)該橋面板開(kāi)展了靜力試驗(yàn)?？紤]到實(shí)橋橫向加載難以控制其加載精度，擬采用本文的靜力加載試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證有限元模型，從而利用有限元模型的精準(zhǔn)加載求得U肋橫向分布影響線。

根據(jù)本文的需求，關(guān)注兩個(gè)測(cè)點(diǎn)A5和B5處的靜力加載試驗(yàn)數(shù)據(jù)，測(cè)點(diǎn)的具體位置如圖6所示。A5為兩相鄰隔板中間(跨中截面)處U肋底部測(cè)點(diǎn)；對(duì)應(yīng)地，B5為隔板截面(支點(diǎn)截面)處面板U肋底部測(cè)點(diǎn)。

圖6 測(cè)點(diǎn)布置圖(單位： mm)Figure 6 Layout of the measuring points (Unit: mm)

試驗(yàn)的加載位置主要圍繞U14(第二車(chē)道)展開(kāi)，由于正交異性鋼橋面的局部受力特性，測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力對(duì)加載位置比較敏感。因此，在開(kāi)展該試驗(yàn)時(shí)擬采用6個(gè)工況進(jìn)行加載，試驗(yàn)工況在橫向上由3種不同的分布形式，即正U肋、騎U肋和U肋間；縱向上兩種加載方式，即車(chē)輛兩后軸(聯(lián)軸)的中心線依次對(duì)齊橫隔板和跨中,見(jiàn)圖7。

(a) 橫向加載方式

在靜力試驗(yàn)中，采用日本TML的應(yīng)變計(jì)作為采樣元件，讀取應(yīng)變的儀器是江蘇東華生產(chǎn)的DH3818靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試儀。

2 基于U肋橫向分布的軸重算法

正交異性鋼橋面具備明顯的局部的受力特性，當(dāng)U肋在承擔(dān)車(chē)輛輪載時(shí)在橫向上產(chǎn)生明顯的差異，即當(dāng)車(chē)輪正壓在U肋上方時(shí)，該U肋產(chǎn)生明顯撓曲。當(dāng)車(chē)輪偏離該加載位置時(shí)，相鄰U肋的響應(yīng)就會(huì)發(fā)生明顯的變化。當(dāng)車(chē)輛荷載在橫向上移動(dòng)時(shí)，U肋之間的應(yīng)變變化存在一定的規(guī)律性。因此，可以通過(guò)研究車(chē)輪作用下相鄰U肋之間的響應(yīng)關(guān)系來(lái)確定該車(chē)輛的軸重情況。

當(dāng)采用橫向分布計(jì)算法對(duì)車(chē)輛的軸重進(jìn)行計(jì)算時(shí)，首先要獲得車(chē)輛在橋面上的位置。在已知橫向位置條件下，換算得到車(chē)輛在理想加載位置時(shí)參考U肋的應(yīng)變數(shù)據(jù)。在實(shí)際加載位置時(shí)，車(chē)輛在U肋上引起的應(yīng)變響應(yīng)是SN;假定將該車(chē)輛荷載在橫向上移動(dòng)橫向距離D至理想記載位置(當(dāng)車(chē)輛的輪載正壓在U肋上方)，此時(shí)車(chē)輛能夠在U肋上產(chǎn)生的應(yīng)變?yōu)镻N。一般情況下，車(chē)輛的加載位置會(huì)偏離理想加載位置，所以需要借助鋼橋面板的受力特性，換算求得該車(chē)輛在理想加載位置時(shí)的響應(yīng)。計(jì)算過(guò)程參考下文，圖8為某車(chē)輛輪載在理想加載位置下和非理想加載位置下U肋的應(yīng)變關(guān)系。

圖8 U肋在不同加載條件下的應(yīng)變Figure 8 Strain response of the U-ribs on different load cases

圖和的橫向變化Figure 9 Variation of laterally

(1)

因此，車(chē)輛的橫向位置可以由車(chē)輛在過(guò)橋時(shí)在不同U肋上所引起的應(yīng)變大小數(shù)值關(guān)系求得。

當(dāng)獲得車(chē)輛橫向位置時(shí)，就可以利用U肋的橫向影響線求得U肋在理想加載位置下的應(yīng)變響應(yīng)。該應(yīng)變與單位荷載下對(duì)應(yīng)U肋上應(yīng)變大小求比值就可以直接得到車(chē)輛的軸重信息。

圖10 車(chē)輛軸重求解示意圖Figure 10 Calculation of axle loads

SN=PL1/W

(2)

式中：P為加載車(chē)輛的輪載；W為該截面上U肋下緣處的截面模量。

當(dāng)荷載位于理想加載位置時(shí)，該輪載在橫向分布影響線上對(duì)應(yīng)的影響線數(shù)值是L2，此時(shí)U肋的應(yīng)變大小可以表示為：

(3)

式中：L2為理想記載位置時(shí)U肋影響線數(shù)值。

所以，上述U肋由于加載位置的改變所引起的ΔN響應(yīng)變化可以表示為:

(4)

所以，

(5)

由以上即可求得車(chē)輪荷載在理想加載條件下N#U肋上應(yīng)變大小。通過(guò)對(duì)該應(yīng)變與單位輪載加載所引起的應(yīng)變求比值就可以得到該車(chē)輛的輪載大小。

Ws=PN/PS

(6)

3 軸重計(jì)算

根據(jù)第2節(jié)橫向分布計(jì)算方法的算法理論可知，該算法在進(jìn)行軸重計(jì)算的過(guò)程中大致分為兩步：車(chē)輛在橋面上橫向位置的確定和換算在理想加載位置下該車(chē)輛在參考U肋上所引起的應(yīng)變響應(yīng)。在求解車(chē)輛的橫向位置時(shí)，需要事先獲得參考U肋在橫向上的應(yīng)力影響線。因此本節(jié)將按照以下順序展開(kāi)：求解參考U肋在橫橋向上應(yīng)力(縱向應(yīng)力)影響線、計(jì)算橫向位置和求解軸重。

3.1 U肋橫向影響線的計(jì)算

根據(jù)第2節(jié)橫向分布算法的介紹，在對(duì)橋面車(chē)輛進(jìn)行橫向位置探測(cè)時(shí)需要事先求得U肋橫向上的應(yīng)力影響線。根據(jù)第1節(jié)的試驗(yàn)安排，擬采用本文的靜力加載試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證有限元模型。利用有限元模擬車(chē)輛橫向加載的位置，即可實(shí)現(xiàn)理想車(chē)輛在理想位置的加載，從而求得U肋的橫向分布影響線。

在采用有限元軟件模擬車(chē)輛加載位置時(shí)，利用ANSYS建立該試驗(yàn)橋梁的鋼主梁的節(jié)段模型，如圖11所示。根據(jù)張龍威[16]等的研究成果，正交異性鋼橋面板在靜力加載情況下，其實(shí)際受力影響范圍在縱向上不會(huì)大于兩隔板之間的間距。因此，在對(duì)橋梁的靜力試驗(yàn)進(jìn)行模擬時(shí)，該有限元模型大小在縱向上擬采用4個(gè)隔板間距長(zhǎng)度，兩相鄰隔板之間的間距為2.5m。出于對(duì)模型的邊界約束的考慮，本文中對(duì)模型梁段兩端各預(yù)留0.2m，模型中該箱梁節(jié)段的實(shí)際長(zhǎng)度是10.4 m (0.2 m+2.5 m×4+0.2 m=10.4 m)。

圖11 梁節(jié)段模型Figure 11 FE model of steel box girder

對(duì)該主梁節(jié)段進(jìn)行有限元模擬時(shí)，主要采用實(shí)體、單元和殼單元,見(jiàn)圖1和表1。模型中的鋼梁部分均采用shell63殼單元模擬，橋面鋪裝的瀝青材料則是利用solid45實(shí)體單元進(jìn)行擬合。因?yàn)闉r青鋪裝層分為兩次攤鋪，假定材料均為連續(xù)的各向同性的彈性材料，則瀝青層之間利用節(jié)點(diǎn)耦合模擬。對(duì)于鋼橋面板和橋面鋪裝層之間的連接，在此界面上，兩層節(jié)點(diǎn)在連接處考慮其層間的滑移，故只對(duì)豎向的自由度進(jìn)行耦合。此外，在對(duì)橋梁節(jié)段進(jìn)行模擬時(shí)，不考慮焊縫。

表1 橋梁的結(jié)構(gòu)幾何和材料參數(shù)Table 1 Structural geometry and material parameters of bridges結(jié)構(gòu)參數(shù)/mm材料參數(shù)面板厚橫隔板厚腹板厚底板厚U肋厚鋼板彈模/GPa瀝青彈模/MPa鋼材泊松比瀝青泊松比1612242882101 0000.30.2

試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮诰唧w的加載會(huì)在第2～第3道隔板的范圍內(nèi)進(jìn)行，測(cè)點(diǎn)的位置距離實(shí)際模擬的邊界較遠(yuǎn)。依據(jù)Saint Venan原理，有限元模型的邊界條件對(duì)于測(cè)點(diǎn)處的結(jié)果影響較小，因此在實(shí)際模擬過(guò)程中對(duì)該節(jié)段模型的邊界進(jìn)行固結(jié)處理。

在建立有限元節(jié)段模型后，按照第1節(jié)靜力試驗(yàn)方案對(duì)模型進(jìn)行加載。表2為實(shí)際加載工況下的測(cè)點(diǎn)應(yīng)變大小與有限元模擬的結(jié)果對(duì)比。由表2可知，有限元模擬的各個(gè)工況下參考點(diǎn)處的應(yīng)變大小與實(shí)際加載工況下的數(shù)值大小接近，誤差均在可接受范圍內(nèi)，說(shuō)明該有限元模型能夠有效地模擬該鋼梁節(jié)段靜力加載情況下U肋的實(shí)際應(yīng)變大小。這也為通過(guò)有限元模型模擬靜力加載試驗(yàn)求解U肋的橫向分布影響線提供了可靠的依據(jù)。

表2 U肋底測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)值與計(jì)算值對(duì)比Table 2 Comparison between real test and FEμε測(cè)點(diǎn)正U肋騎U肋U肋間實(shí)測(cè)計(jì)算實(shí)測(cè)計(jì)算實(shí)測(cè)計(jì)算A5687061655357B5115-1111009761-68

根據(jù)上述有限元加載結(jié)果和實(shí)際加載結(jié)果的對(duì)比，證明有限元模型能夠有效反映U肋測(cè)點(diǎn)的實(shí)際應(yīng)變大小。在計(jì)算U肋的橫向影響線時(shí)，同樣采用有限元的加載方式，這樣可以有效控制加載點(diǎn)的位置以便真實(shí)反映U肋縱向應(yīng)力影響線在橫向上的影響線。當(dāng)選擇截面上不同位置的標(biāo)定U肋時(shí)，其橫向的影響線之間也會(huì)有差異，因?yàn)闃?biāo)定截面上的腹板會(huì)對(duì)U8和U20進(jìn)行局部加勁，導(dǎo)致其U肋上的應(yīng)變會(huì)減小，不能夠反映一般U肋作為承力構(gòu)件時(shí)的實(shí)際橫向影響線。給模型加載求解U肋在橫向上的應(yīng)力影響線時(shí)發(fā)現(xiàn)，能夠?qū)肋造成明顯影響的加載位置基本會(huì)在兩個(gè)相鄰U肋間距的范圍內(nèi)，所以在實(shí)橋試驗(yàn)中U9～U19的任何一條U肋的實(shí)際應(yīng)變響應(yīng)均能夠作為橫向分布算法求解軸重的依據(jù)。在計(jì)算U肋的橫向影響線時(shí)，本文以U14作為參考?；趯?shí)際的模型的網(wǎng)格化劃分，在求解U肋的橫向影響線時(shí)，在標(biāo)定截面的橫向按順序上選取了73個(gè)加載點(diǎn)設(shè)置荷載步，并計(jì)算每個(gè)荷載步下的參考U肋下緣處的應(yīng)力。U14的橫向上的應(yīng)力影響線如圖12所示，在靜力加載條件下，U肋在橫向上的影響會(huì)在兩個(gè)U肋間距范圍內(nèi)。當(dāng)在距離標(biāo)定U14肋中心1000mm以后加載時(shí)，對(duì)U14的影響幾乎可以忽略不計(jì)。此外，當(dāng)加載的中心在U肋(-150，+150)范圍內(nèi)時(shí)，U14對(duì)加載位置不敏感，影響線的下降幅度較?。坏钱?dāng)加載在U14以外時(shí)，橫向影響線的數(shù)值迅速下降，當(dāng)加載位置到相鄰U肋中心時(shí)對(duì)U14的影響只有0.3左右。

圖12 U肋橫向上的應(yīng)力影響線(單位： mm)Figure 12 IL of U-ribs laterally(Unit: mm)

3.2 橫向位置求解

圖13 工況二條件下第一趟跑車(chē)部分U肋試驗(yàn)數(shù)據(jù)Figure 13 response on the U-ribs based on load case 2

表3 工況1跑車(chē)試驗(yàn)橫向位置識(shí)別Table 3 Lateral locations of the vehicles based on load case 1趟數(shù)前軸后軸1后軸2F1X+F2X橫向偏移F1X+F2X橫向偏移F1X+F2X橫向偏移R2-F1R2-F1R2-R110.590114..270.733202.020.741204.0789.8087.752.0520.00022.000.540100.110.542101.1379.1378.111.0230.200171.270.971286.160.910275.33104.06114.8910.8340.201171.311.027314.081.015305.66134.35142.708.4250.953278.030.585161.030.584164.85113.18117.003.8260.659178.010.52996.690.52295.3282.6981.321.3770.980290.310.649177.450.658178.36111.95112.800.9180.894254.890.601164.860.622165.3289.5790.030.4690.957279.920.593163.640.602164.36115.56116.280.72100.646176.620.767214.020.758212.4535.8337.401.57

表4 工況2跑車(chē)試驗(yàn)橫向位置識(shí)別結(jié)果Table 4 Lateral locations of the vehicles based on load case 2趟數(shù)前軸后軸1后軸2F1X+F2X橫向偏移F1X+F2X橫向偏移F1X+F2X橫向偏移R2-F1R2-F1R2-R110.736203.190.51592.320.50990.30112.89110.872.0220.575158.310.24817.320.25518.87139.44140.991.5530.938258.510.611167.350.618169.1489.3791.161.7940.21012.110.423128.050.436131.43119.32115.943.3850.53298.060.862242.160.857541.89143.83144.100.2760.10057.080.780216.850.793220.96163.88159.774.1170.29650.180.614168.120.601164.86114.68117.943.2680.00025.000.390118.000.381114.7989.7993.003.2190.00022.000.400118.300.380114.7292.7296.303.58

3.3 車(chē)輛軸重求解

依據(jù)第2節(jié)的軸重計(jì)算算法介紹，橫向分布軸重計(jì)算法在計(jì)算車(chē)輛軸重時(shí)通過(guò)對(duì)假定理想加載位置下的U肋應(yīng)變和單位荷載條件的U肋應(yīng)變求比值。假定理想加載位置下的U肋應(yīng)變計(jì)算依據(jù)車(chē)輛跑車(chē)試驗(yàn)的U肋數(shù)據(jù)和車(chē)輛在橋面上的橫向位置關(guān)系即可確定，單位荷載作用下的U肋應(yīng)變計(jì)算求解借助于有限元ANSYS來(lái)求解。單位輪載在理想記載位置加載時(shí)的計(jì)算結(jié)果如圖14所示，該圖顯示梁節(jié)段模型的應(yīng)力結(jié)果。

圖14 單位輪載在理想記載位置加載時(shí)的計(jì)算結(jié)果Figure 14 FE modeling result under unit single axle load

標(biāo)定跑車(chē)試驗(yàn)時(shí)動(dòng)力加載試驗(yàn)，標(biāo)定車(chē)輛在經(jīng)過(guò)橋梁標(biāo)定斷面時(shí)在U肋的應(yīng)變對(duì)應(yīng)的是動(dòng)態(tài)應(yīng)變。根據(jù)算法，實(shí)際的軸重計(jì)算是采用兩個(gè)應(yīng)變的比值：即車(chē)輛在假定理想加載位置處的應(yīng)變比值和上述單位荷載在理想加載位置處對(duì)應(yīng)U肋上產(chǎn)生的應(yīng)變比值。對(duì)于前者的取值，由上節(jié)所述，采用每個(gè)車(chē)軸引起的波峰位置周?chē)?5個(gè)應(yīng)變值去平均值求得；后者的計(jì)算結(jié)果可以通過(guò)上述有限元模擬得到。由于有限元模擬的應(yīng)變結(jié)果是靜力加載試驗(yàn)下的應(yīng)變值，而試驗(yàn)中的U肋應(yīng)變時(shí)包含了車(chē)輛行駛對(duì)橋梁的沖擊效應(yīng)。本節(jié)對(duì)該主橋的車(chē)輛沖擊系數(shù)不展開(kāi)詳細(xì)的討論，而是直接采用張龍威的計(jì)算結(jié)果數(shù)值[17]。根據(jù)張的研究成果：橋梁在不同車(chē)速作用下的車(chē)輛對(duì)主橋結(jié)果的沖擊效應(yīng)存在差別。張研究了3個(gè)不同速度，即20、40和70 kM/h條件下車(chē)輛對(duì)主橋結(jié)構(gòu)的沖擊系數(shù)，計(jì)算結(jié)果分別是：1.062、1.103和1.137。根據(jù)試驗(yàn)中實(shí)際計(jì)算所得的車(chē)輛速度，本節(jié)在計(jì)算軸重時(shí)的車(chē)輛沖擊系數(shù)采用1.069[18]。

橫向分布計(jì)算方法的軸重識(shí)別結(jié)果匯總見(jiàn)表5。分析兩個(gè)工況下的軸重識(shí)別結(jié)果： ① 兩個(gè)后軸的軸重識(shí)別誤差均在合理范圍內(nèi)，工況1的后軸識(shí)別誤差在-3.94%～12.47%，工況2的識(shí)別誤差在-2.79%～ 10.95%，只有個(gè)別趟跑車(chē)試驗(yàn)的識(shí)別結(jié)果誤差較大，如工況1第1趟和工況2第6趟。② 前軸的軸重識(shí)別結(jié)果離散性較大，識(shí)別結(jié)果不穩(wěn)定，主要原因可能是前軸橫向位置識(shí)別結(jié)果不準(zhǔn)確；橫向位置的不準(zhǔn)確會(huì)直接導(dǎo)致其在橫向上的實(shí)際位置對(duì)參考U肋的影響計(jì)算不準(zhǔn)確，可能原因分析見(jiàn)3.2。③ 總體上，后軸的軸重識(shí)別結(jié)果總優(yōu)于前軸。④ 對(duì)比兩個(gè)工況的識(shí)別結(jié)果，其識(shí)別結(jié)果誤差很相近。

表5 軸重識(shí)別結(jié)果Table 5 Result of axle identification趟數(shù)工況1工況2A1/t誤差/%A2/t誤差/%A3/t誤差/%A1/t誤差/%A2/t誤差/%A3/t誤差/%15.61-8.7320.414.6822.7612.476.8010.5519.44-0.2819.67-2.7926.211.0319.44-0.2919.53-3.945.71-7.0919.46-0.1521.616.7536.485.4520.645.8721.837.906.180.4619.42-0.3321.576.5746.261.1819.47-0.1520.481.186.647.9620.887.1421.184.6456.9513.1521.639.5921.596.676.658.0619.932.2721.455.9766.404.1220.625.7621.435.916.01-2.2520.746.4322.4610.9576.221.2418.29-6.3819.77-2.346.251.6420.505.1820.501.2886.11-0.5119.43-0.3519.72-2.557.1115.6420.525.2920.511.3297.3118.0420.485.0121.154.516.043.6619.09-2.0521.275.06106.8710.8020.062.8919.881.75//////均值/4.58/2.66/3.16/3.68/2.61/4.41STV/7.69/4.53/2.27/7.28/3.45/3.98

4 結(jié)論

a. 結(jié)合車(chē)輛在正交異性鋼橋面上時(shí)其縱向U肋的響應(yīng)，提出了關(guān)于利用U肋橫橋上的影響線計(jì)算車(chē)輛軸重的算法，并在理論上證明其可行性。

b. 提出利用有限元模型標(biāo)定U肋橫向影響線的方法，計(jì)算結(jié)果表明有限元模擬的影響線能夠真實(shí)反映U肋的受力，且該方法能夠精確控制加載位置。

c. 基于U肋橫橋上的影響線軸重識(shí)別計(jì)算算法能夠有效地對(duì)車(chē)輛過(guò)橋時(shí)的橫向位置進(jìn)行識(shí)別，利用該方法對(duì)車(chē)輛軸重進(jìn)行識(shí)別的結(jié)果表明：該方法有效地識(shí)別橋面車(chē)輛荷載，總體上識(shí)別結(jié)果較為理想，為OSD的軸重識(shí)別提供了一種可能性。但是，前軸的結(jié)果總是劣于后軸的識(shí)別結(jié)果。