韋宗志，王希瑞，唐洪泉

(廣西交科集團有限公司，廣西 南寧 530007)

0 引言

隨著我國國民經濟的快速發(fā)展，對交通運輸基礎設施的需求日益增加。橋梁作為交通網絡的重要連接樞紐，需要承擔日益增加的交通量及荷載[1]。簡支轉連續(xù)小箱梁結構由于其具有良好的受力特點、較快的施工速度、成熟的施工技術等優(yōu)勢，被廣泛應用于橋梁的建設中。在施工過程中，由于受到各種因素的影響，可能會出現與設計不一致的缺陷[2]。單梁靜載試驗作為評價施工質量的有效手段，根據《公路橋梁荷載試驗規(guī)程》(JTG/T J21-01-2015)判斷其是否滿足設計要求[3]。

目前，對簡支梁橋的單梁進行了大量的靜載試驗研究[4-6]。簡支轉連續(xù)小箱梁在體系轉換前后具有不同的受力特點，對這種類型的橋梁進行單梁靜載試驗時，需要將體系轉換后的受力狀態(tài)等效成相應的荷載施加到單梁上。然而，針對簡支轉連續(xù)小箱梁單梁靜載試驗的試驗方法研究相對較少。

本文依托柳州經合山至南寧高速公路的長聯(lián)特大橋，提出簡支轉連續(xù)小箱梁單梁靜載試驗的試驗方法，基于應力等效原則綜合考慮了不同階段的荷載效應。

1 工程概況

長聯(lián)特大橋位于柳州經合山至南寧高速公路。該橋梁采用左右分幅結構，上部結構均采用先簡支后連續(xù)預應力混凝土小箱梁，橋墩采用矩形蓋梁柱式墩或矩形實體墩，橋臺采用樁柱式橋臺，基礎采用鉆孔灌注樁基礎。該橋左線全長1 125.00 m，橋跨組合為8×(3×40)m+(4×40)m；右線全長1 205.00 m，橋跨組合為6×(3×40)m+3×(4×40)m。該橋的設計荷載等級為公路-Ⅰ級，設計時速為100 km/h。左線橋面總寬度為13.00～15.40 m，右線橋面總寬度為13.00 m。本文依托的工程選取第26跨外邊梁為試驗梁，如圖1、圖2所示。

圖1 標準橫斷面圖(cm)

(a)梁端截面構造圖

(b)跨中截面構造圖

2 基于有限元和等效應力原則的試驗方法研究

2.1 有限元模型的建立

簡支轉連續(xù)小箱梁在施工過程中，首先將預制好的裸梁安裝在臨時支座上，此時橋梁處于簡支的受力狀態(tài)；然后現澆兩片梁之間的現澆帶，拆除臨時支座，完成體系轉換，橋梁的受力特點發(fā)生改變。由于單梁靜載試驗往往是在小箱梁預制后還未安裝就位前進行的，試驗時需按照橋梁體系轉換后的實際運營狀態(tài)進行加載。

為了準確地確定試驗控制荷載以及合理的加載方案，根據簡支轉連續(xù)小箱梁的主要受力階段建立三種類型的Midas Civil有限元模型，分別是小箱梁裸梁模型M-1、包含一半濕接縫和橫隔板現澆帶的小箱梁單梁模型M-2以及整聯(lián)的單梁模型M-3，如圖3所示。其中，小箱梁裸梁模型M-1與擬加載的試驗梁完全一致。

圖3 單梁有限元模型圖

2.2 基于等效應力原則的試驗荷載確定

預制試驗梁在架設就位后，需要承受不同施工階段的荷載。本文分別建立有限元模型M-1、M-2及M-3，用于計算不同階段的荷載產生的荷載效應。并根據等效應力原則，確定在M-1裸梁模型上控制荷載。等效應力原則就是通過在M-1模型上調整施加的荷載，使箱梁底緣應力保持不變，此時得到的荷載效應即作為測試截面的控制荷載效應。

M-1模型為裸梁模型，用于計算濕接縫現澆部分和橫隔板現澆部分對跨中截面產生的彎矩效應。橫隔板現澆自重G1根據實際位置以集中荷載的形式施加到模型上，產生的跨中最大彎矩為M1=76.23kN·m。翼緣板濕接縫現澆部分自重G2以均布荷載作用在主梁，產生的跨中最大彎矩為M2=368.55kN·m。

M-2模型在M-1模型基礎上，建立了濕接縫現澆部分和橫隔板現澆部分，主要用于分析梁端現澆部分G3產生的荷載效應。將梁端現澆部分以均布荷載施加在M-2模型上，得到跨中彎矩效應M3′=-20.72kN·m，箱梁底緣應力σ3=-0.03MPa。由于實際加載的試驗梁是M-1模型，根據等效應力原則，在M-1模型上施加-0.11kN·m的均布荷載，使箱梁底緣應力達到σ3=-0.03MPa，此時跨中彎矩為M3=-20.6kN·m。

M-3模型是在M-2模型基礎上建立的連續(xù)梁單梁模型，混凝土現澆層、瀝青橋面鋪裝和防撞墻以均布荷載G4施加在單梁模型上，得到跨中最大彎矩為M4′=1 290.70kN·m，箱梁底緣應力為σ4=1.94MPa。根據梁底應力相等的原則，在M-1模型施加均布荷載，得到跨中彎矩M4=1 266.30kN·m。同時，在M-3模型上計算車輛荷載G5產生的彎矩效應。依據橋梁橫斷面布置、主梁截面尺寸以及車道數量，采用剛接板梁法計算試驗梁的荷載橫向分布系數，得到車輛荷載產生的跨中彎矩為M5′=2 943.01kN·m，箱梁底緣應力為σ5=4.43MPa。同樣，根據梁底應力相等的原則，得到M-1模型中跨中彎矩為M5=2 886.03kN·m。

綜合考慮每個階段產生的荷載效應作為試驗荷載的理論依據，通過將M-1、M-2及M-3模型分析得到的二期恒載和移動荷載產生的跨中彎矩效應進行組合，得到本文單梁靜載試驗跨中截面控制彎矩為4 576.51kN·m。

3 單梁靜載試驗

3.1 加載方案

《公路橋梁荷載試驗規(guī)程》(JTG/TJ21-01-2015)對荷載試驗的荷載效率ηq規(guī)定如式(1)所示。

(1)

式中：Ss——試驗荷載在控制截面產生的最大彎矩效應值；

S——控制荷載在控制截面產生的最大彎矩效應值；

μ——規(guī)范取用的沖擊系數。

對于交竣工荷載試驗，規(guī)范規(guī)定荷載效率ηq取值范圍是0.85～1.05。

試驗加載采用長度為12m的鋼筋堆載，布置在跨中12m長度范圍內，加載鋼筋每捆重量為2 850kg。加載布置如圖4所示。

圖4 加載示意圖(cm)

經過計算，共需要加載20捆鋼筋，試驗荷載產生的彎矩為4 599.50kN·m，此時的加載效率ηq為1.005，滿足規(guī)范的要求。為了保證加載過程中橋梁結構的安全，采用分級加載的方式進行加載。本次加載共分為7個工況，具體情況如表1所示。

表1 分級加載試驗統(tǒng)計表

3.2 測點布置

本次單梁靜載試驗選取跨中截面(L/2)、四分點截面(L/4、3L/4)及支點截面進行測試。跨中截面布置應變和位移測點；四分點截面布置位移測點；支點截面布置位移測點進行支座壓縮測試。具體的測點布置如圖5所示。圖中 “▃”表示應變測點，“▲”表示位移(撓度)測點。

(a)L/2截面應變和撓度測點布置

(b)L/4、3L/4、支點截面撓度測點布置

3.3 應變測試結果

當試驗荷載全部施加在單梁上時，單梁L/2截面應變實測值和計算值如表2所示。

表2 滿載條件下跨中截面應變試驗值與理論值對比表

從表2中可以看出，單梁跨中截面各測點的應變試驗值均小于理論計算值，校驗系數變化范圍是0.52～0.73，表明試驗梁的強度滿足設計要求。各測點的相對殘余應變值在2%～10%之間，不超過規(guī)范要求的20%，說明單梁結構處于彈性工作狀態(tài)。箱梁左右兩側均布置了應變測點，沿梁高度變化的應變分布分別如圖6和圖7所示。

圖6 箱梁左側沿梁高應變分布擬合圖

圖7 箱梁右側沿梁高應變分布擬合圖

由圖6和圖7可以看出，沿箱梁高度范圍內，左、右兩側應變均呈線性變化趨勢，說明截面受力特點符合平截面假定。將趨勢線進行線性擬合，左、右兩側中性軸高度分別為1.356 3m和1.332 6m，而理論計算值為1.335 8m。實測值與理論值基本吻合，也可以說明單梁處于彈性工作狀態(tài)。

3.4 撓度測試結果

當試驗荷載全部施加在單梁上時，單梁各截面的撓度實測值和計算值如表3所示。由表3可以看出，撓度的校驗系數范圍在0.55～0.69之間，滿足規(guī)范中<1的要求，試驗梁結構的剛度符合設計要求。各測點的相對殘余撓度值在3%～10%之間，不超過規(guī)范要求的20%，也可以說明單梁結構處于彈性工作狀態(tài)。從圖8中可以看出，沿梁長度方向，實測撓度變化曲線無異常值，與理論計算撓度曲線變化規(guī)律一致。

表3 滿載條件下跨中截面撓度試驗值與理論值對比表

圖8 試驗梁撓度實測值和計算值曲線圖

4 結語

本文依托柳州經合山至南寧高速公路的長聯(lián)特大橋，提出簡支轉連續(xù)小箱梁單梁靜載試驗的試驗方法，得到的主要結論如下：

(1)針對簡支轉連續(xù)小箱梁單梁靜載試驗控制荷載的確定方法展開了理論研究，利用MidasCivil軟件建立模型，考慮了不同受力階段的荷載效應，進而基于等效應力原則確定試驗的控制荷載。

(2)跨中應變校驗系數變化范圍是0.52～0.73，滿足規(guī)范中<1的要求；相對殘余應變值在2%～10%之間，不超過規(guī)范規(guī)定的20%，且實測中性軸與理論中性軸基本吻合，說明試驗單梁的強度滿足設計要求，加載過程中處于彈性工作階段。

(3)單梁L/4截面、L/2截面、3L/4截面各測點的撓度校驗系數范圍是0.55～0.69，測點的相對殘余撓度值在3%～10%之間，說明試驗單梁的剛度符合設計要求。