考虑错孔挠度影响的装配贝雷梁桥荷载试验线形评价研究

吴坤平

(湖南省交通规划勘察设计院,湖南 长沙 410008)

考虑错孔挠度影响的装配贝雷梁桥荷载试验线形评价研究

吴坤平

(湖南省交通规划勘察设计院,湖南 长沙 410008)

首先推导了装配式贝雷梁结构任意位置错孔挠度的计算方法；然后结合贝雷梁铰接部位的工作特性，提出了考虑错孔挠度影响的荷载试验挠度校验系数和残余挠度评定方法。通过实桥试验结果验证了评定方法合理性及可行性，为受错孔挠度影响较显著的该类型桥梁挠度校验系数及残余挠度评价提供了方法。可供贝雷梁结构的变形计算分析提供参考。

桥梁工程；装配式贝雷梁；错孔挠度；荷载试验； 评定

0 引言

装配式贝雷梁桥由于构件标准、装配方便，作为临时跨越结构在工程中得到越来越多的运用。在一些较低等级公路上甚至采用该类型结构作为永久桥梁使用。装配式贝雷梁桥的连接构件众多，且通过销子连接，桥梁运营荷载反复冲击易造成部分连接构件失效，或施工质量原因造成连接缺陷，这些因素对桥梁运营安全存在较大影响。因此，对该类型桥梁进行安全性评估具有重要意义。

荷载试验作为桥梁质量及安全性能最直接的试验方法[1]，对装配式贝雷梁桥这种连接构件众多且复杂的结构的安全评价尤为重要，其能较直观地判断结构总体工作状态。徐关尧等[2]提出了目测打分法、分析检算法、荷载试验法相结合的综合评价方法，荷载试验为安全评估的重要组成部分。梁远森[3]、黄文[4]等学者通过荷载试验对装配式贝雷梁桥进行评估。但各学者对装配式贝雷梁桥进行试验评估时均未注意贝雷梁销孔与销子间隙引起的错孔挠度对试验评定的影响。在装配式贝雷梁桥荷载试验时，试验加载前后挠度中包含了错孔挠度的变化量。不对该部分进行分析和修正，很可能对试验评定的准确性及正确性产生影响。

1 销孔间隙工作性能及错孔挠度计 算方法

1.1 销孔间隙工作状态分析

贝雷片间的拼装采用销接，为方便安装，销子与销孔间一般存在设计间隙Δ，在结构受载后，贝雷片间会由于销孔间隙而产生相对位移，而引起结构产生错孔挠度。理想状态下，销子与销孔完全光滑接触，在外荷载作用下则相对位移发生到最大状态，本文称之为空隙完全闭合。如图1所示，空隙完全闭合时贝雷片间在销孔位置的水平位移等于销孔设计间隙Δ。国产贝雷片设计间隙为0.5 mm。

图1 空隙完全闭合时位移关系图

实际工程中，销孔与销子间的接触面由于加工质量，以及表面锈蚀、涂抹油脂失效等原因影响，往往存在一定摩阻力。同时涂抹的油脂凝固以及附着的杂质均会对销孔与销子的工作性能产生影响。由于上述原因，贝雷梁桥由于自身重量相对较小，在自重状态下销孔间隙往往不能完全闭合；同时销孔间隙的闭合程度一定程度上与所受荷载大小相关，即销孔间隙在完全闭合前，所受的外荷载越大，销孔越靠近闭合状态。在外荷载撤除后，由于销孔内摩阻力的变化以及空隙内填塞物影响将会引起部分空隙的反向张开。在对该类通过铰接连接的结构进行试验分析时，若上述因素对挠度变化影响较大时，很可能对试验结果评价产生影响。

1.2 销孔间隙引起的错孔挠度计算

在理想铰接状态下，根据图1所表示关系，在贝雷片空隙完全闭合时位置产生的水平位移值为Δ。在图2中，设贝雷片上下弦杆之间高度为H，单片贝雷片沿长度方向长度为L。由图可知，在孔隙错位的影响下两相邻贝雷梁在出现相对转动；在最大错位发生时，销孔位置位移变化Δ远远小于贝雷梁高度H，因此可以得到:

θ=Δ/(0.5H)=2Δ/H

(1)

图2 间隙影响下转角与错孔位移关系

如图3所示，设装配式贝雷梁桥桥跨跨中分界线同一侧的3片贝雷梁编号分别为n,n+1,n+2，由错孔引起的各片梁端处水平夹角分别为θn、θn+1、θn+2。

图3 错孔挠度影响下贝雷片转角关系

设 θn+2=θ0，根据各贝雷片之间错孔引起的相对转角为θ可知：

θn=θn+1+θ=θn+2+2θ=θ0+2θ

(2)

对于由N片贝雷片组成的简支桥跨，根据N为偶数和奇数，分析如下：

(3)

根据公式(2)可推导:

将式(3)带入上式,可得到:

(4)

第k片贝雷梁水平角为：

(5)

因此同样可以得到：

同理，当N为奇数片时，第k片贝雷梁水平角与偶数片的计算公式(5)相同。

如图4所示，桥跨跨中分界线一侧任意点P，其错孔引起的挠度：

图4 错孔挠度影响下贝雷片转角与挠度的关系

fp=f1+f2+…+fk+fx

(6)

其中k为P点距离支点的整数片贝雷梁数目；x为P点为靠支点一侧距离最第k片贝雷梁的水平距离。

由于贝雷片转角小变形值，可近似得到：

f1=θ1d,f2=θ2d,…,fk=θkd，fx=θk+1x。

将上述计算公式带入式(6)，可以得到：

fp=θ1d+θ2d+…+θkd+θk+1x

将公式(5)带入上式得到:

上式整理得到：

(7)

将式(1)、式(5)带入式(7)中可得到：

(8)

通过上式可求得简支桥跨上任意点P处由于错孔产生的挠度。当P点位于跨中，按上式可得到：

通过上述分析，可得到在理想铰接状态下桥跨任意位置最大错孔挠度的计算方法。

1.3 连续桥跨错孔挠度的计算

由于连续桥跨在支点附近存在负弯矩区，负弯矩区空隙闭合情况与正弯矩区正好相反。连续桥跨错孔挠度计算先根据对应工况下荷载弯矩图确定反弯点，以反弯点为分界条件采用叠加原理进行计算[5]。在各正弯距或负弯矩区段内，根据各分段内贝雷梁片数可按一般简支梁错孔挠度的计算方法进行计算并叠加。如图5所示，以连续梁桥的中间跨为例，根据正、负弯矩区将连续梁分成3段，各段贝雷梁数目分别为N1、N2、N3共3段，各段内按照简支梁错孔挠度计算方法计算各点错孔挠度，然后对正弯矩区段内挠度按线性叠加就能得到任意点错孔挠度。对于负弯矩区段计算时，由于铰接间隙闭合方向与正弯矩区相反，错孔挠度计算应以2N1、2N3数量的贝雷梁进行计算，且支点位置对应等代简支桥跨的跨中位置。

图5 连续梁错孔挠度计算分析图

由于贝雷梁桥自重相对较轻，车辆荷载作用下的荷载效率比结构自重产生的效应大较多。在连续梁状态下，各跨在自重作用下的反弯点和加载后的反弯点会出现明显不同；按照上述连续梁错孔挠度计算方法可知，在反弯点变化后自重状态下产生的计算错孔挠度与试验荷载下的错孔挠度存在差别。

2 桥面线形评定方法

按照规范规定挠度测点的校验系数按下式计算[6]：

其中，Sθ、SS分别为试验荷载下主要测点的实测弹性挠度值和理论计算挠度值。

对于装配式贝雷梁桥，由于受铰接头间隙的影响，在自重状态下空隙未闭合。在相对自重较大的试验荷载下铰接间隙进一步闭合甚至完全闭合；荷载卸除后，由于销孔间摩擦力、夹杂油污杂质等原因，恢复自重状态时其铰缝间隙将一定程度恢复。理论上通过多次较大荷载的预压可很大程度上消除此类非弹性变形，但一般荷载试验条件下，很难做到多次预压；同时过大重量的预压在试验时也是不安全的做法。此外，通过1.3节的分析，当试验结构为连续梁时，试验前后很可能由于反弯点位置的变化造成试验前后计算的最大错孔挠度值不同。

鉴于上述原因，采用规范公式进行评价分析时，忽略错孔间隙变化对结构挠度的影响，很可能造成评价结果失真甚至出现错误结论。

为考虑错孔挠度对线形评价的影响，需要对试验前自重状态下错孔挠度和试验荷载作用后错孔挠度的错孔进行计算分析。理论挠度的修正值Δf计算方法如下：

Δf=fcp-fcz

(9)

式中：fcp为试验荷载加载后计算错孔挠度；fcz为自重状态下计算错孔挠度。

即：

因此，可以将挠度的校验系数计算修改为：

(10)

上式中，f1p为试验荷载下理论弹性挠度;fsp为试验荷载下实测总挠度。

在自重状态下，通过实测线形与理论线形的比较，可对结构明显的异常状况做出怀疑。如图6中实测线形2所示，实测线形分布规律与理论分布规律存在明显差异，甚至局部挠度大于理论最大挠度，可判断相关区域结构连接出现异常。

图6 自重状态线形分析图

装配式贝雷梁桥若按正常计算方法进行残余挠度分析，通常发现相对残余挠度大于10%以上，甚至经常相对残余挠度大于20%及以上。主要由于所分析的残余挠度包含了因试验荷载加载影响而引起的错孔挠度变化。该残余评价往往不能反映出结构弹性体本身的工作状态，甚至在错孔挠度影响

较大时会对结构产生错误评定。

在理想结构及铰接状态下，荷载卸载后的线形应不大于包含了错孔挠度影响的自重状态线形。即理想状态下，残余挠度值满足以下要求：

但实际上，正常结构弹性体的结构挠度小于理论计算值，结构自身在卸载后铰接也一般未处于完全闭合状态，正常结构的残余挠度sp满足上式规定，并且部分结构状态不满足要求的也可能满足上式，因此，需对上式进行合理修正。实际上影响上述评定的两个因素均与荷载校验系数ζ相关，因此可将上式修正为：

(11)

实际运用时，可按下式进行评定：

(12)

若测点残余值满足上式，残余挠度满足评定要求，否则残余挠度评定不满足要求。

3 实例分析

实例1:某人行天桥纵桥向由8片加强型贝雷梁组成简支结构，桥长24 m,桥宽6 m,横桥向由6组贝雷梁组成。设计人群荷载为4.5 kN/m2。桥跨结构及桥面系自重约170 kN。加载采用水袋模拟加载，按设计荷载标准，试验加载重量最大为370 kN。试验前采用20%的重量进行了预压。测试点为该桥东、西侧贝雷梁四分点位置。见图7。

图7 人行天桥示意图(单位：cm)

在最大试验荷载下，各测试结果及评价见表1。

从表1中测试结果看，按规范评价时该桥残余挠度评价不满足要求，通过数据分析判断，主要由于铰接头间隙在经历了比自重大较多的试验荷载下，铰缝间隙进一步闭合引起错孔挠度的变化。按本文方法进行计算分析，对错孔挠度变化的影响进行了合理考虑，分析后残余挠度满足要求。本文计算所得得荷载校验系数也比按规范小，主要原因是本文计算方法中考虑了卸载后实测挠度中还包含了由于卸载铰缝间隙反向扩张引起的变化。

表1 24m跨人行天桥分析结果表

实例2:某(21+30+51+30+21) m 5跨车行装配式贝雷梁桥(图8)的51 m中跨采用双层加强型贝雷梁，总桥宽15 m。横桥向由4榀组成，每榀由6组贝雷梁组成。设计荷载为公路Ⅱ级。该试验用6台标准车重为250 kN的车辆加载，主要选取了上、下游各1组贝雷梁进行试验测试。测点选取在测试贝雷梁组的八分点位置。在试验荷载作用下上游侧的分析数据如表2所示。

图8 车行装配式贝雷梁桥示意图(单位：cm)

表2 连续梁桥51m中跨分析结果表

从表2中测试结果看，按规范规定评价部分主要测点校验系数超出允许值。其主要原因是该桥满载工况下连续桥跨错孔挠度比自重作用下大，此外，在试验荷载卸除后，部分铰接头间隙相对满载荷作用时张开，导致实测位移变大。而通常的规定未考虑上述影响。而通过本文方法分析，则主要测点校验系数在0.82～0.92之间，测试结果能满足要求。

4 结论

本文结合贝雷梁桥销接体系的特点，首先推导得到了理想状态下错孔挠度的计算公式；根据荷载试验评定要求及错孔挠度影响下线形变化规律，提出了线形评定方法。并结合实例进行了分析说明。通过分析得到以下结论：

1)贝雷梁桥的错孔挠度发生程度受销孔与销子间接触状态影响，在达到最大错孔挠度之前，作用荷载越大，销孔间隙越趋于闭合。桥梁实测结果表明，自重状态下贝雷梁桥产生的错孔挠度往往小于理论计算的最大错孔挠度。

2)提出了考虑错孔挠度影响的挠度校验系数及残余挠度评价方法，较好地解决了部分桥梁试验时受错孔挠度影响显著而导致按规范规定评价失真的问题。

3)装配式贝雷梁构件纵多，连接复杂，通过实测自重状态下的线形与相应理论预测线形对比，能够较方便地对桥跨结构可能出现的明显异常状况作出初步判断。

[1] 周海俊，吴永昌，谭也平，等.桥梁荷载试验研究综述[J]. 中外公路, 2008(4).

[2] 徐关尧，孙宏才，田平.“321”装配式公路钢桥安全性评价[J]. 国防交通工程与技术,2009(2).

[3] 梁远森,王守君,张静芳.“321”贝雷梁钢便桥静力性能分析[J]. 华北水利水电学院学报,2012(10) .

[4] 黄文,袁向荣.钢便桥静动载试验研究[J]. 长春工程学院学报(自然科学版)，2010(3).

[5] 黄绍金,刘陌生.装配式公路钢桥多用途使用手册[M].北京:人民交通出版社,2002.

[6] JTG/T J21-2011, 公路桥梁承载能力检验评定规程[S].

1008-844X(2017)02-0191-06

U 448.21+8

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