李 聰, 聶 鑫

(1.湖南省交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)院有限公司，湖南 長(zhǎng)沙 410200；2.清華大學(xué) 土木工程系，北京 100086)

1 鋼-混凝土組合梁橋體系的特點(diǎn)

1.1 定義及發(fā)展

傳統(tǒng)橋梁結(jié)構(gòu)體系采用的都是預(yù)應(yīng)力混凝土材料或是鋼材，混凝土材料具有良好的抗壓性能，但抗拉強(qiáng)度低；鋼材抗拉抗壓性能優(yōu)秀，但存在著易失穩(wěn)、耐火耐候性能差等缺點(diǎn)。傳統(tǒng)橋梁結(jié)構(gòu)的許多缺點(diǎn)(如圖1所示)基本是由于2種材料的缺陷導(dǎo)致，如預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁負(fù)彎矩的縮錨問題、梁體側(cè)彎問題和各類形式的梁體開裂問題[1-3]、鋼梁橋的腐蝕和疲勞開裂問題等[4-5]。近年來雖然研究開發(fā)出眾多性能出色的新型材料，但由于價(jià)格高昂，還需要很長(zhǎng)一段時(shí)間的培育和發(fā)展，才能在工程中大量推廣。因此短期內(nèi)鋼材和混凝土將仍舊是使用最多的建筑材料。而通過合理的構(gòu)造和計(jì)算將鋼筋混凝土、鋼材這2種材料組合一起發(fā)揮作用的鋼-混凝土組合橋梁，不僅能集成鋼筋混凝土和鋼材的優(yōu)勢(shì)，還能取長(zhǎng)補(bǔ)短，避免單一材料的問題，在橋梁工程中仍能有著廣泛的應(yīng)用前景。

(a) 混凝土橋開裂

如圖2所示，鋼-混凝土組合梁橋是指將鋼梁與混凝土橋面板通過抗剪連接件連接成整體、鋼梁和混凝土共同承擔(dān)荷載的橋梁結(jié)構(gòu)形式[6]。自20世紀(jì)50年代以來，鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)橋梁得到了迅速發(fā)展，近些年來，由于其顯著經(jīng)濟(jì)和社會(huì)效益，中小跨徑的市政橋梁也開始大量采用組合梁橋[7]。

圖2 鋼-混凝土組合梁示意圖[6]

相對(duì)于預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋，組合結(jié)構(gòu)橋梁結(jié)構(gòu)高度大大降低，減輕了結(jié)構(gòu)自重，降低了造價(jià)，改善了結(jié)構(gòu)外形。自重的降低能有效改善下?lián)?、開裂等問題，結(jié)構(gòu)高度的降低有利于滿足市政橋梁對(duì)于凈空和高程的要求；另外組合梁橋可采用疊合板技術(shù)，這樣鋼梁和預(yù)制板可直接工廠化生產(chǎn)，現(xiàn)場(chǎng)安裝，工期短、施工環(huán)境好、質(zhì)量高[8]。相對(duì)于鋼橋，組合橋的鋼梁截面較小，可以節(jié)省用鋼量，且抗剪連接件將混凝土和鋼梁聯(lián)合起來受力，發(fā)揮各自材料的優(yōu)勢(shì)，使得組合橋剛度更高、整體性更好，具有技術(shù)經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢(shì)。

1.2 新型多主梁疊合板鋼混組合梁橋體系的優(yōu)勢(shì)

如圖3所示，新型多主梁疊合板鋼混組合梁橋是指有多道主梁的、采用了疊合板技術(shù)的工字形鋼截面組合梁橋。其上部結(jié)構(gòu)的主要構(gòu)成包括：工字型鋼主梁、混凝土橋面板、抗剪連接件、橫向聯(lián)系梁。

圖3 多主梁疊合板鋼混組合梁橋截面構(gòu)造

多主梁體系具有結(jié)構(gòu)高度低、穩(wěn)定性好、施工方便等優(yōu)點(diǎn)。相對(duì)于目前常用的雙主梁或少主梁組合梁橋，多主梁的形式減少了主梁間的間距，提高了橋梁的整體穩(wěn)定性；多主梁聯(lián)合受力，減輕了單根主梁的負(fù)荷，可以降低主梁的結(jié)構(gòu)高度，一方面更容易滿足橋梁的高度要求，另一方面降低了構(gòu)件的尺寸，方便安裝和運(yùn)輸。相對(duì)于組合箱梁橋，鋼混組合梁橋的形式一方面可以節(jié)省鋼材用量，降低成本，另一方面，主梁高度的降低使得箱梁橋內(nèi)部的檢查和養(yǎng)護(hù)變得十分困難，組合板梁橋的構(gòu)件直接暴露于外界，方便觀察和維修。聶建國(guó)[9-10]等人提出的疊合板是指預(yù)制板與現(xiàn)澆混凝土板結(jié)合在一起共同工作的一種板結(jié)構(gòu)，可以在節(jié)省模板和支架、加快施工速度的同時(shí)，具有和現(xiàn)澆板相當(dāng)?shù)恼w性能與良好的抗震性能。而將多主梁組合板梁橋與疊合板結(jié)合形成的新型多主梁疊合板鋼混組合梁橋體系，不僅具有多主梁板梁橋體系構(gòu)件尺寸小、施工便利、節(jié)省材料用量等的優(yōu)勢(shì)，還能充分發(fā)揮疊合板的作用，完全省去了現(xiàn)澆混凝土板的模板和支架。因此在市政橋梁中，多主梁疊合板鋼混組合梁橋結(jié)構(gòu)體系具有較強(qiáng)的競(jìng)爭(zhēng)優(yōu)勢(shì)。

1.3 研究?jī)?nèi)容及創(chuàng)新點(diǎn)

目前，針對(duì)多主梁疊合板鋼混組合梁橋這一新型組合橋梁體系的研究還較少，尤其缺少該體系成橋試驗(yàn)的相關(guān)研究。本文旨在研究多主梁疊合板鋼混組合梁橋體系的工程應(yīng)用、建模方法和成橋試驗(yàn)內(nèi)容，驗(yàn)證其在橋梁工程建設(shè)中的適用性和優(yōu)勢(shì)，為工程推廣提供參考。

2 工程概況

某市政道路快速化改造工程全長(zhǎng)約 16.5 km，規(guī)劃路幅寬度 60 m，采用城市主干道標(biāo)準(zhǔn)，設(shè)計(jì)速度為主線60 km/h，輔道40 km/h。該項(xiàng)目道路全線共增設(shè)主線上跨高架橋5座、主線下穿城市隧道2座，跨線橋均為雙向六車道，采用多主梁疊合板鋼混組合梁橋體系。橋梁荷載采用城-A級(jí)，設(shè)計(jì)使用年限100 a，抗震設(shè)防烈度為7度。

該工程主線跨線橋梁標(biāo)準(zhǔn)寬度為24 m，其橫斷面布置形式為：0.5 m(防撞護(hù)欄)+11.25 m(機(jī)動(dòng)車道)+0.5 m(中央隔離護(hù)欄)+11.25 m(機(jī)動(dòng)車道)+0.5 m(防撞護(hù)欄)=24 m。本文針對(duì)其中一段(3×29.6) m跨徑組合的組合板梁橋進(jìn)行研究，其下部結(jié)構(gòu)采用柱式花瓶墩，橋臺(tái)采用柱式臺(tái)，墩臺(tái)采用鉆孔灌注樁基礎(chǔ)，墩頂橫梁形式如圖4所示，橫梁采用矩形鋼管截面，橫梁長(zhǎng)22.6 m，截面尺寸為2 100 mm×1 700 mm，頂板和底板厚度均為44 mm，腹板厚度為36 mm。此外，墩頂橫梁兩側(cè)均伸出工字型截面的牛腿，與鋼主梁采用高強(qiáng)螺栓拼接。

(a) 立面布置圖

該段組合梁橋梁橫向布置8片工字鋼主梁，工字鋼主梁間距 3 m，外側(cè)橋面板挑臂 1.5 m。鋼混組合梁全高 150 cm，高跨比為 1/19.7。鋼梁結(jié)構(gòu)尺寸如表1所示，橋型布置如圖5所示。

表1 連續(xù)梁設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Parameters of the continuous beammm類別上翼緣下翼緣腹板寬度厚度寬度厚度高度厚度鋼梁高度橋面板高度組合梁高度邊跨跨中60018800321 150161 2003001 500支點(diǎn)60040800401 120161 2003001 500中跨跨中60018800221 160161 2003001 500

(a) 橋梁平面圖

在通車前，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工進(jìn)度和項(xiàng)目統(tǒng)籌安排，進(jìn)行了(3×29.6)m組合板梁橋段的荷載試驗(yàn)檢測(cè)，該橋現(xiàn)狀照片和橋型布置如圖6所示。

(a) 橋面照

3 成橋靜載試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)工況、測(cè)試方法及測(cè)點(diǎn)布置

該橋具體靜載試驗(yàn)項(xiàng)目如下：① 工況1：4#-5#跨距 4#墩11.8 m處截面最大正彎矩效應(yīng)(中載)，控制截面見圖7的A-A截面；② 工況2：4#-5#跨距 4#墩11.8 m處截面最大正彎矩效應(yīng)(偏載)，控制截面見圖7的A-A截面；③ 工況3：5#-6#跨跨中截面最大正彎矩效應(yīng)(中載)，控制截面見圖7的C-C截面；④ 工況4：5#～6#跨跨中截面最大正彎矩效應(yīng)(偏載)，控制截面見圖7的C-C截面；⑤工況5：5#墩支點(diǎn)處截面最大負(fù)彎矩效應(yīng)(偏載)，控制截面見圖7的B-B截面?？刂平孛鎰澐謭D如圖7所示。

圖7 試驗(yàn)跨控制截面示意圖(單位：cm)

對(duì)如圖7所示邊跨、中跨和支點(diǎn)控制截面進(jìn)行撓度和應(yīng)變測(cè)試。采用高精度水準(zhǔn)儀或百分表測(cè)試撓度?？紤]現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況，4#-5#跨采用百分表進(jìn)行測(cè)試(在4#、5#墩處布置支點(diǎn)沉降測(cè)點(diǎn)，位置與1#、8#測(cè)點(diǎn)相同)；5#-6#跨下有車輛通行，采用高精度水準(zhǔn)儀進(jìn)行測(cè)試(在5#、6#墩處布置支點(diǎn)沉降測(cè)點(diǎn)，位置與1#、4#測(cè)點(diǎn)相同)，測(cè)點(diǎn)布置見圖8。

圖8 撓度測(cè)點(diǎn)布置示意圖(單位：cm)

應(yīng)變測(cè)試采用外貼式應(yīng)變計(jì)(選取 1#、4#梁沿梁高布置 H1、H2 應(yīng)變片)，用綜合測(cè)試儀對(duì)每個(gè)測(cè)點(diǎn)進(jìn)行測(cè)試，控制截面處應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置如圖9所示。

圖9 控制截面處應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置示意圖(單位：cm)

3.2 試驗(yàn)荷載及加卸載程序

采用6輛毛重350 kN的汽車荷載進(jìn)行試驗(yàn)加載(如圖10所示)，前軸重70 kN，輪距2.00 m，中后軸各重140 kN，輪距1.80 m，L1=3.80 m，L2=1.40 m。

圖10 靜載試驗(yàn)加載車

為了獲取結(jié)構(gòu)試驗(yàn)荷載與變位的相關(guān)曲線,以及防止結(jié)構(gòu)意外損傷，對(duì)控制截面試驗(yàn)荷載按加載工況分3級(jí)加載和1次卸載。每級(jí)加載(卸載)穩(wěn)定后，觀測(cè)每級(jí)加載(卸載)下各控制參數(shù)的數(shù)據(jù)，并對(duì)比結(jié)構(gòu)的實(shí)測(cè)值(應(yīng)變和變形)與理論計(jì)算值。為了保證試驗(yàn)質(zhì)量，荷載試驗(yàn)選擇在氣溫變化較小的時(shí)間段內(nèi)進(jìn)行。

3.3 有限元模擬

根據(jù)現(xiàn)行《公路橋梁荷載試驗(yàn)規(guī)程》[11]的要求，在所測(cè)試截面的內(nèi)力影響線上，按最不利位置，根據(jù)實(shí)際加載車輛軸重、軸距等參數(shù)進(jìn)行布載，計(jì)算出控制截面在試驗(yàn)荷載作用下的最大內(nèi)力值，它與按設(shè)計(jì)規(guī)范要求布置荷載作用下的控制截面的理論內(nèi)力值的比值，即是靜載試驗(yàn)荷載效率，荷載效率取0.85～1.05。

采用midas Civil軟件建立單梁模型,結(jié)合橫向分布系數(shù)計(jì)算出規(guī)范要求理論最大內(nèi)力值?？紤]負(fù)彎矩區(qū)混凝土可能開裂退出工作，根據(jù)《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》[12]要求，中支點(diǎn)兩側(cè)0.15L混凝土退出工作，僅考慮有效截面內(nèi)鋼筋作用，建立不開裂和開裂單梁模型(見圖11)。

(a) 不開裂單梁模型

根據(jù)前人研究的經(jīng)驗(yàn)[13-15]，采用剛接板法計(jì)算橫向分布系數(shù)。剛接板法是指將相鄰主梁之間看做剛性連接，可以傳遞剪力和彎矩，將集中荷載近似看做按正弦函數(shù)連續(xù)分布的荷載，由變形協(xié)調(diào)關(guān)系建立力法方程，求解內(nèi)力的橫向分布系數(shù)計(jì)算方法。計(jì)算結(jié)果如下：① 邊梁：汽車荷載橫向分布系數(shù) 0.831，護(hù)欄荷載 10 kN/m；② 中梁：汽車荷載橫向分布系數(shù) 0.613，護(hù)欄荷載 4 kN/m。

由于邊梁與中梁的構(gòu)造參數(shù)相同，僅考慮受力更不利的邊梁。進(jìn)而采用midas Civil軟件建立橋梁的梁殼模型(見圖12),計(jì)算根據(jù)實(shí)際加載車輛布載時(shí)的最大內(nèi)力值?；炷涟宀捎冒鍐卧?，鋼梁采用一般梁?jiǎn)卧?，在正彎矩區(qū)段混凝土板與鋼梁采用節(jié)點(diǎn)剛性連接，在負(fù)彎矩區(qū)段混凝土板與鋼梁采用彈簧模擬抗拔不抗剪連接件，釋放縱向約束。

圖12 橋梁結(jié)構(gòu)有限元模型

內(nèi)力計(jì)算考慮一期恒載(橋面板重量+鋼梁重量)、二期恒載(鋪裝+欄桿)、汽車活載、收縮徐變、溫度作用。根據(jù)施工階段不同的荷載由不同的截面承擔(dān)。

計(jì)算得到試驗(yàn)跨控制截面的荷載效率系數(shù)均控制在0.85～1.04之間，滿足《公路橋梁荷載試驗(yàn)規(guī)程》[11]中的規(guī)定。

3.4 測(cè)試結(jié)果和數(shù)據(jù)分析

試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析時(shí)，應(yīng)根據(jù)溫度變化、支點(diǎn)沉降和儀表標(biāo)定結(jié)果的影響對(duì)測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行修正。當(dāng)這類因素對(duì)測(cè)值的影響小于1%時(shí)，可不用修正。得到內(nèi)力測(cè)試結(jié)果與有限元模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，按式(1)計(jì)算校驗(yàn)系數(shù)：

(1)

式中：Se為試驗(yàn)荷載作用下的彈性變位(或應(yīng)變)值；Ss為試驗(yàn)荷載作用下的理論計(jì)算變位(或變位)值。Se與Ss的比較，可用實(shí)測(cè)的橫截面平均值與計(jì)算值比較，也可考慮荷載橫向不均勻分布而選用實(shí)測(cè)最大值與考慮橫向增大系數(shù)的計(jì)算值進(jìn)行比較。結(jié)果如表2所示。

表2 靜載試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果Table 2 Results of the static load test工況撓度測(cè)試結(jié)果應(yīng)變測(cè)試結(jié)果撓度最大值/mm校驗(yàn)系數(shù)撓度相對(duì)殘余/%應(yīng)變最大值/μ校驗(yàn)系數(shù)應(yīng)變相對(duì)殘余/%工況112.450.79～0.870.18～0.741820.77～0.851.12～6.25工況220.120.79～0.870.41～3.902580.76～0.850.68～11.11工況311.910.78～0.890.76～1.861820.77～0.840.0～5.26工況418.770.82～0.890.75～3.412430.75～0.870.0～16.67工況5———1010.75～0.850.0～16.67

結(jié)果表明，在靜載試驗(yàn)各工況下控制截面各撓度控制點(diǎn)和應(yīng)變測(cè)試點(diǎn)校驗(yàn)系數(shù)均小于1，且處于常值范圍內(nèi)，相對(duì)殘余變位和相對(duì)殘余應(yīng)變均小于20%。表明所測(cè)試驗(yàn)跨結(jié)構(gòu)剛度和強(qiáng)度狀況滿足設(shè)計(jì)使用要求。

校驗(yàn)系數(shù)在0.75～0.89之間，接近1，表明實(shí)測(cè)結(jié)果與有限元結(jié)果相近。以工況1為例，圖13和圖14分別是最大級(jí)加載下實(shí)測(cè)撓度和有限元模擬結(jié)果的對(duì)比，以及實(shí)測(cè)應(yīng)變與有限元結(jié)果的對(duì)比，可以看出實(shí)測(cè)內(nèi)力值和分布與有限元模擬結(jié)果相近，且不超過有限元模擬結(jié)果。

圖13 工況1最大級(jí)加載下各測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)與計(jì)算撓度曲線對(duì)比圖(單位:mm)

圖14 工況1最大級(jí)加載下各測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)與計(jì)算應(yīng)變曲線對(duì)比圖(單位:μ)

4 成橋動(dòng)載試驗(yàn)

橋梁結(jié)構(gòu)的動(dòng)力荷載試驗(yàn)主要考察橋梁結(jié)構(gòu)的自振特性、車輛動(dòng)力荷載與橋梁結(jié)構(gòu)的聯(lián)合振動(dòng)特性。橋梁結(jié)構(gòu)在移動(dòng)荷載作用下的動(dòng)力反應(yīng)不僅反映橋梁與車輛本身的動(dòng)力特性，也與橋面的平整度、行車速度有關(guān);因此，其測(cè)試結(jié)果是判斷橋梁結(jié)構(gòu)承載特性和運(yùn)營(yíng)狀況的重要指標(biāo)。在本文中，主要對(duì)試驗(yàn)跨進(jìn)行自振特性參數(shù)測(cè)試和結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)測(cè)試2項(xiàng)測(cè)試。

4.1 結(jié)構(gòu)自振特性測(cè)試

通過脈動(dòng)試驗(yàn)測(cè)量結(jié)構(gòu)的自振特性，采用豎向拾振器采集豎向振動(dòng)速度信號(hào)，脈動(dòng)試驗(yàn)拾振器布置在試驗(yàn)跨4等分截面上，如圖15所示。

圖15 脈動(dòng)試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置

將拾振器置于測(cè)點(diǎn)上，由其拾取橋梁結(jié)構(gòu)在環(huán)境激勵(lì)作用下的振動(dòng)響應(yīng)，采樣時(shí)間30 min，采樣頻率為50 Hz。通過對(duì)拾振器拾取的響應(yīng)信號(hào)進(jìn)行自譜分析，可確定橋梁的自振頻率。

4.2 橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)測(cè)試

如圖16所示，對(duì)橋梁進(jìn)行跑車試驗(yàn)，即讓車輛以不同速度分別進(jìn)行勻速行駛，測(cè)得動(dòng)應(yīng)變(撓度)與靜應(yīng)變(撓度)的比值，即為活荷載的沖擊系數(shù)。該橋試驗(yàn)預(yù)計(jì)取行車速度為10～60 km/h。

圖16 跑車試驗(yàn)示意圖

如圖17所示，通過分析處理控制截面測(cè)點(diǎn)在跑車試驗(yàn)時(shí)記錄的動(dòng)應(yīng)變或動(dòng)撓度曲線，可以得到活載沖擊系數(shù)-動(dòng)力系數(shù)，計(jì)算公式可按式(2)、式(3)所示進(jìn)行計(jì)算。

圖17 動(dòng)力放大系數(shù)(沖擊系數(shù))計(jì)算示意圖

(2)

(3)

式中：μdyn為動(dòng)力放大系數(shù)；Sds為車輛停駛時(shí)，靜態(tài)車輛荷載作用下測(cè)點(diǎn)的最大變位或應(yīng)變值；Smax為車輛行駛時(shí)，動(dòng)態(tài)車輛荷載作用下測(cè)點(diǎn)的最大變位或應(yīng)變值(波峰值)；Smin為車輛行駛時(shí)，動(dòng)態(tài)車輛荷載作用下測(cè)點(diǎn)的最小變位或應(yīng)變值(同周期的波谷值)。

利用應(yīng)變數(shù)據(jù)計(jì)算沖擊系數(shù)，應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置在最大正彎矩截面位置，采用靜載試驗(yàn)時(shí)布置在跨中截面上的應(yīng)變測(cè)點(diǎn)。

4.3 測(cè)試結(jié)果與分析

a.自振特性參數(shù)。

采用拾振器采集環(huán)境激勵(lì)下橋梁的豎向振動(dòng)速度，通過頻譜分析得到自振頻率，并采用自互譜法進(jìn)行模態(tài)分析，得到橋梁自振頻率、振型、阻尼比，跨中測(cè)點(diǎn)速度時(shí)程曲線和功率譜分析圖如圖18所示。

(a) 典型時(shí)程曲線

用脈動(dòng)試驗(yàn)測(cè)量橋梁一階自振特性參數(shù)如下：試驗(yàn)跨為4#-7#段，理論值3.008 Hz，實(shí)測(cè)頻率3.418 Hz，振型為豎彎，阻尼比1.0%。

如圖19所示，橋梁一階豎向振動(dòng)固有頻率實(shí)測(cè)值大于理論值，實(shí)測(cè)振型與理論計(jì)算振型吻合，表明結(jié)構(gòu)剛度良好。實(shí)測(cè)頻率所對(duì)應(yīng)的阻尼比為1.0%，屬于正常范圍，表明橋梁結(jié)構(gòu)耗散外部能量輸入的能力較好。

(a)實(shí)測(cè)信號(hào)下結(jié)構(gòu)一階模態(tài)分析結(jié)果圖

b.動(dòng)力響應(yīng)測(cè)試。

偏載3#試驗(yàn)加載車實(shí)測(cè)分別以10、20、30、40、50、60 km/h的速度跑車，跨中截面動(dòng)應(yīng)變響應(yīng)測(cè)試曲線如圖20所示。

(a)跑車10 km/h 動(dòng)應(yīng)變時(shí)程曲線

跑車作用下橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力放大系數(shù)(沖擊系數(shù))結(jié)果如表3所示。

表3 橋梁在各工況下的動(dòng)力放大系數(shù)(沖擊系數(shù))Table 3 Impact coefficient of the bridge under different conditions實(shí)際速度/(km·h-1)動(dòng)力放大系數(shù)(沖擊系數(shù))動(dòng)力荷載試驗(yàn)效率100.0190.74200.0310.74300.0420.74400.0510.74500.0600.74600.0730.7430(剎車)0.0870.7410(跳車)0.1530.74

由上述圖表可知，10～60 km/h車速下結(jié)構(gòu)動(dòng)力放大系數(shù)為0.019～0.153，在60 km/h車速下結(jié)構(gòu)動(dòng)力放大系數(shù)最大為0.073。

橋梁基頻f=3.418 Hz，根據(jù)《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》[16]，沖擊系數(shù)可用式(4)計(jì)算：

μ=0.176 7 lnf-0.015 7=0.201 5

(4)

根據(jù)加拿大公路橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范，車軸數(shù)為3時(shí)，沖擊系數(shù)μ=0.25。根據(jù)美國(guó)ASSHTO規(guī)范，車道荷載不考慮沖擊系數(shù)，卡車荷載對(duì)所有構(gòu)件的疲勞和斷裂狀態(tài)沖擊系數(shù)μ=0.15；所有其它極限狀態(tài)μ=0.33。英國(guó)規(guī)范BSI2006規(guī)定沖擊系數(shù)均取0.25。德國(guó)規(guī)范DIN1072規(guī)定μ=0.4-0.008L=0.163 2。

相對(duì)于試驗(yàn)結(jié)果，各國(guó)規(guī)范的計(jì)算結(jié)果均偏大，德國(guó)規(guī)范計(jì)算結(jié)果更接近試驗(yàn)結(jié)果。主要原因是各國(guó)規(guī)范均是在大量橋梁試驗(yàn)結(jié)果的基礎(chǔ)上通過統(tǒng)計(jì)方法得到計(jì)算公式，形式較為簡(jiǎn)單，考慮較為保守。

5 結(jié)論

a.多主梁疊合板鋼混組合梁橋體系具有結(jié)構(gòu)高度低、整體剛度和穩(wěn)定性好、構(gòu)件重量輕、施工便利、節(jié)省工期、經(jīng)濟(jì)和社會(huì)效益高等優(yōu)點(diǎn)，在市政橋梁中具有較強(qiáng)的競(jìng)爭(zhēng)優(yōu)勢(shì)。

b.對(duì)依托工程進(jìn)行了靜載和動(dòng)載試驗(yàn)，結(jié)果表明試驗(yàn)跨結(jié)構(gòu)剛度和強(qiáng)度狀況滿足設(shè)計(jì)使用要求，橋梁結(jié)構(gòu)剛度和耗散外部能量輸入的能力較好。說明工程整體工作性能良好，處于彈性工作狀態(tài)，其承載能力滿足設(shè)計(jì)荷載等級(jí)的要求。

c.采用梁殼模型進(jìn)行組合橋梁的有限元建模模擬效果良好，結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，結(jié)合剛接板法計(jì)算橫向分布系數(shù)，可以較好地模擬最不利工況下結(jié)構(gòu)的內(nèi)力和變形。