CD型裝配式公路鋼橋通載性能研究

馮紹攀， 姚文奇, 辛雷， 畢登山

(1.中冶建筑研究總院有限公司, 北京市 100088； 2.中交第一公路勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司)

CD型裝配式公路鋼橋(下文簡(jiǎn)稱CD型鋼橋)作為一種適用于災(zāi)后大跨徑橋梁的快速搶通戰(zhàn)備鋼橋，還可用于危橋改造、施工棧橋、施工條件不足的橋梁建設(shè)。其是在德國(guó)Krupp鋼橋的基礎(chǔ)上，結(jié)合中國(guó)現(xiàn)有鋼材和加工制造技術(shù)而設(shè)計(jì)的應(yīng)急搶修橋梁。由于工程需要，架設(shè)前為檢驗(yàn)CD鋼橋的通載性能是否滿足要求，對(duì)該橋進(jìn)行通載性能測(cè)試，試驗(yàn)在工廠進(jìn)行，該文結(jié)合有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比，以驗(yàn)證CD型鋼橋的實(shí)用性。

1 CD型裝配式公路鋼橋特點(diǎn)及構(gòu)造

CD型鋼橋設(shè)計(jì)有Q345和Q390兩種鋼材類型，可適應(yīng)公路-Ⅰ級(jí)、公路-Ⅱ級(jí)、汽車-20級(jí)、HS-15、HS-20、HS-25、城-A、HA共8個(gè)通行荷載等級(jí)，其他荷載等級(jí)根據(jù)相應(yīng)荷載標(biāo)準(zhǔn)另行驗(yàn)算是否可以通過，車道類型設(shè)計(jì)有單車道和雙車道兩種類型。

CD型鋼橋的基本單元為等腰三角形和直角三角形(圖1)，基本單元腹桿為H200 mm×150 mm×6 mm×8 mm，弦桿為200 mm×200 mm×6 mm×8 mm。可通過拼裝不同的節(jié)段、不同層數(shù)、增設(shè)加強(qiáng)弦桿來組合不同跨徑橋梁。當(dāng)采用Q345時(shí)，對(duì)公路-Ⅱ級(jí)荷載作用的臨時(shí)性橋梁，單車道跨徑為25.6～86.4 m，雙車道跨徑為25.6～67.2 m；若采用Q390鋼，上述相同拼裝截面形式橋梁最大跨徑可增加一節(jié)，因而CD型鋼橋最大跨徑為89.6 m。

圖1 桁架基本單元(單位：mm)

CD鋼橋針對(duì)60～90 m跨徑橋梁快速應(yīng)急搶修有較大的優(yōu)勢(shì)，目前中國(guó)已有的321型和200型鋼橋主要用于60 m以下橋梁的應(yīng)急搶修。CD鋼橋單個(gè)三角形拼裝單元最大質(zhì)量為400 kg，安裝、起吊方便，拼裝速度快。

2 CD型裝配式公路鋼橋通載試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)橋概況

試驗(yàn)橋?yàn)橛械谌覘U(圖2)的雙排單層(C3DS)型單車道橋梁，橋面凈寬4.2 m，單層桁高2.3 m，鋼材采用Q390鋼，該類橋在公路-Ⅱ級(jí)荷載下，最大跨徑為54.4 m，試驗(yàn)橋跨徑為54.4 m，每節(jié)段長(zhǎng)3.2 m，共17節(jié)。

圖2 試驗(yàn)橋全景

2.2 試驗(yàn)內(nèi)容

試驗(yàn)內(nèi)容包括靜載試驗(yàn)和動(dòng)載試驗(yàn)，靜載試驗(yàn)測(cè)試汽車荷載作用下橋梁整體非彈性變形、靜載撓度、控制桿件軸向應(yīng)力；動(dòng)載試驗(yàn)測(cè)試跨中弦桿軸向應(yīng)力及撓度。

應(yīng)變測(cè)試桿件為受力最不利的跨中上下弦桿、端部斜腹桿正應(yīng)變，應(yīng)變片均貼在基本單元面內(nèi)的桿件上；撓度測(cè)點(diǎn)布置在下弦底部跨中，應(yīng)變測(cè)定布置如圖3、4所示。

圖3 腹桿應(yīng)力測(cè)點(diǎn)(單位：mm)

圖4 跨中弦桿應(yīng)力測(cè)點(diǎn)(單位：mm)

2.3 加載方案

靜載加載：現(xiàn)場(chǎng)采用兩輛20 t標(biāo)準(zhǔn)車和一輛30 t重車加載，加載方式為一次性加載，車載縱向布置如圖5所示，橫向車輪距橋面板邊緣200 mm偏載布置。

圖5 試驗(yàn)荷載布置圖(單位：cm)

荷載車實(shí)際重量如表1所示。

動(dòng)載測(cè)試：采用表1中的單輛重車以速度10 km/h

表1 荷載車實(shí)測(cè)軸重 kg

進(jìn)行無障礙跑車試驗(yàn)，從橋頭跑至橋尾，測(cè)定在跑車荷載作用下，橋梁敏感桿件的應(yīng)變動(dòng)力響應(yīng)。

2.4 試驗(yàn)結(jié)果

(1) 靜載試驗(yàn)結(jié)果

為減小拼裝間隙對(duì)測(cè)試結(jié)果的不確定性影響，獲得更可靠的數(shù)據(jù)，靜載試驗(yàn)預(yù)先進(jìn)行了兩次預(yù)加載，第1次西側(cè)偏載加載，第2次東側(cè)偏載加載，第3次正式加載(偏東側(cè))。

應(yīng)力測(cè)試結(jié)果：車輛偏載作用下，應(yīng)力測(cè)試結(jié)果如表2所示。應(yīng)力σ由實(shí)測(cè)應(yīng)變按式(1)求得：

σ=E·ε

(1)

表2 靜態(tài)應(yīng)力測(cè)試結(jié)果

式中：ε為實(shí)測(cè)應(yīng)變(με)；E為材料彈性模量(MPa)，取2.06×105MPa。

撓度測(cè)試結(jié)果見表3。空載時(shí)，跨中撓度為150 mm，車輛靜載作用下，最大撓度為145 mm。

表3 撓度測(cè)試結(jié)果

(2) 跑車試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果

跑車試驗(yàn)可測(cè)得各測(cè)點(diǎn)應(yīng)力時(shí)程曲線，進(jìn)一步得到各測(cè)點(diǎn)應(yīng)力最大值，為保證試驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性，試驗(yàn)進(jìn)行了兩次跑車試驗(yàn)，兩次測(cè)試結(jié)果換算為應(yīng)力如表4所示，取其平均值作為測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)應(yīng)力值。

表4 動(dòng)態(tài)應(yīng)力測(cè)試結(jié)果

跑車時(shí)，跨中最大撓度測(cè)試結(jié)果如表5所示。

表5 動(dòng)載撓度測(cè)試結(jié)果 mm

3 有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)對(duì)比

3.1 模型介紹

采用有限元軟件Ansys對(duì)試驗(yàn)過程進(jìn)行仿真分析，弦桿、橫梁、腹桿采用Beam188單元模擬，抗風(fēng)拉桿采用Link8單元模擬，全橋共1 552個(gè)單元。不考慮結(jié)構(gòu)單元間的裝配間隙，節(jié)點(diǎn)間連接假定為剛性連接。將弦桿與加強(qiáng)弦桿單元節(jié)點(diǎn)自由度全部耦合。因橋面板僅作為傳力構(gòu)件，因此模型中不建橋面板單元，將其自重等效折算為橫梁的自重，模型中材料參數(shù)如表6所示。

表6 材料參數(shù)

將車輪荷載等效為集中荷載進(jìn)行施加，為方便施加車輪荷載，在縱向車轍位置建立虛梁，虛梁與橫梁間采用彈簧單元(Combin14單元)連接，彈簧單元只傳遞豎向力，不傳遞水平力，整體模型如圖6所示。

圖6 模型圖

荷載工況包括：① 只有自重作用；② 只有靜車載作用；③ 只有移動(dòng)車載作用。

3.2 結(jié)果對(duì)比

將試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與有限元模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，因?qū)嶋H結(jié)構(gòu)采用螺栓連接，存在不均勻拼裝間隙，從而引起桿件受力不均勻，測(cè)試結(jié)果不確定性大，而有限元模擬則忽略了拼裝間隙。在第2次、第3次加載時(shí)，連接間隙得到很大程度的壓實(shí)，因此，靜載測(cè)試結(jié)果取第2、3次的平均值與理論值對(duì)比。

3.2.1 自重作用下對(duì)比

(1) 模擬結(jié)果

模型中不考慮裝配間隙、加工誤差，由自重引起的跨中最大位移為79 mm。自重引起的上弦桿最大壓應(yīng)力為-62.9 MPa，下弦桿最大拉應(yīng)力為62.3 MPa。

(2) 模擬與實(shí)測(cè)對(duì)比

結(jié)構(gòu)自重引起的撓度實(shí)測(cè)值(150 mm)與計(jì)算值(79 mm)相差較大。實(shí)測(cè)撓度較大主要是由于實(shí)際結(jié)構(gòu)桿件裝配間隙而引起了額外的撓度。

3.2.2 靜載作用下對(duì)比

(1) 模擬結(jié)果

將實(shí)測(cè)加載車輪軸重(表1)施加于模型中相應(yīng)位置。靜車載引起的結(jié)構(gòu)最大位移為96 mm，位于偏載側(cè)的跨中。靜車載引起的上弦桿最大壓應(yīng)力為-86.1 MPa，下弦桿最大拉應(yīng)力為81.4 MPa。

由于各桿件除了受軸力外，還受彎矩作用，因此桿件應(yīng)力沿截面高度變化，最大拉壓應(yīng)力發(fā)生在上下邊緣。經(jīng)計(jì)算，試驗(yàn)中各測(cè)桿粘貼應(yīng)變片位置處的平均應(yīng)力模擬值如表7所示。

(2) 模擬與實(shí)測(cè)對(duì)比

靜載引起的桿件應(yīng)力：除個(gè)別桿件測(cè)試值與理論值有偏差外，其余桿件實(shí)測(cè)值與理論值偏差在15%以內(nèi)，符合程度較好(表7)。

表7 靜載下測(cè)桿應(yīng)力對(duì)比

車輛荷載引起的撓度實(shí)測(cè)值與計(jì)算值相差較大，其結(jié)果見表8。實(shí)測(cè)撓度較大主要是由于實(shí)際結(jié)構(gòu)桿件裝配間隙而引起了額外的撓度。

表8 靜載下?lián)隙葘?duì)比 mm

3.2.3 跑車試驗(yàn)對(duì)比

(1) 模擬結(jié)果

重車以10 km/h的速度從橋頭跑至橋尾，對(duì)該過程進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析，由跑車荷載引起的跨中撓度和測(cè)桿應(yīng)力如圖7～10所示。

圖7 跨中撓度時(shí)程曲線

圖8 測(cè)桿1、4應(yīng)力時(shí)程曲線

圖9 測(cè)桿2、3應(yīng)力時(shí)程曲線

圖10 測(cè)桿5-1、5-2應(yīng)力時(shí)程曲線

由圖7可知：跨中撓度最大值為5.2 cm。

由圖8可知：下弦桿測(cè)桿1軸向應(yīng)力最大值為39.3 MPa，下弦桿測(cè)桿4軸向應(yīng)力最大值為39.8 MPa。

由圖9可知：上弦桿測(cè)桿2軸向應(yīng)力最大值為-43.3 MPa，上弦桿測(cè)桿3軸向應(yīng)力最大值為-42.1 MPa。

由圖10可知：受壓端腹桿測(cè)桿5-1軸向應(yīng)力最大值為-23.4 MPa，受拉端腹桿測(cè)桿5-2軸向應(yīng)力最大值為23.5 MPa。

(2) 模擬與實(shí)測(cè)對(duì)比

跑車荷載作用下，撓度實(shí)測(cè)值與計(jì)算值基本一致，其結(jié)果見表9，主要原因是經(jīng)過前次加載，裝配間隙得到有效壓實(shí)，桿件受力更加均勻。

表9 跑車荷載撓度對(duì)比 mm

跑車荷載引起的桿件應(yīng)力：桿件應(yīng)力測(cè)試值與理論值整體上符合程度較好(表10)。由表10可得：偏差在15%以內(nèi)，主要原因?yàn)槟Ｐ臀纯紤]橋面不平順性的影響。對(duì)比實(shí)測(cè)值與理論值，可求得速度10 km/h時(shí)，橋梁沖擊系數(shù)為1.147。

表10 跑車荷載下測(cè)桿平均應(yīng)力對(duì)比

4 自重與跑車組合下受力分析

通過前文通載試驗(yàn)數(shù)據(jù)與有限元模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，因?qū)嶋H結(jié)構(gòu)中構(gòu)件的加工、裝配等誤差使構(gòu)件的受力性能與理論值存在一定的偏差，但差值在15%以內(nèi)，證明了材料冶煉、構(gòu)件加工、結(jié)構(gòu)拼裝質(zhì)量可滿足橋梁預(yù)定性能的要求。

因?qū)崪y(cè)應(yīng)力僅為相對(duì)應(yīng)力，即車輛荷載引起的應(yīng)力，而非桿件的絕對(duì)應(yīng)力，對(duì)橋梁的安全性評(píng)價(jià)還應(yīng)考慮車輛荷載與恒載的組合效應(yīng)。

將表2中偏載引起的應(yīng)力實(shí)測(cè)值與自重引起的應(yīng)力計(jì)算值進(jìn)行疊加，得到弦桿最大拉應(yīng)力為146.6 MPa，最大壓應(yīng)力為-162.0 MPa，腹桿最大拉應(yīng)力為61.9 MPa，最大壓應(yīng)力為-73.0 MPa，以上應(yīng)力均小于Q345鋼材的容許應(yīng)力值。

5 結(jié)論

(1) 通載試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果符合程度較好，說明實(shí)際結(jié)構(gòu)的材料冶煉、構(gòu)件加工、結(jié)構(gòu)拼裝等質(zhì)量可滿足橋梁預(yù)定性能的要求。

(2) 通載試驗(yàn)實(shí)測(cè)應(yīng)力與有限元計(jì)算值差異在15%范圍內(nèi)，橋梁沖擊系數(shù)為1.147，測(cè)試結(jié)果可用來指導(dǎo)設(shè)計(jì)分析。

(3) 靜活載與自重引起的組合應(yīng)力均小于材料的容許應(yīng)力，活載引起的撓度值小于計(jì)算跨徑的1/400，結(jié)構(gòu)安全可靠，可以投入使用。

(4) 該文未考慮裝配間隙對(duì)橋梁剛度的影響，僅對(duì)車輛荷載作用下?lián)隙冗M(jìn)行了驗(yàn)算，當(dāng)該橋設(shè)計(jì)為永久橋梁時(shí)，還應(yīng)對(duì)橋梁絕對(duì)撓度進(jìn)行研究并加以控制。