■林 吉

（福州市交通建设集团有限公司，福州 350028）

1 概述

双层钢桁梁桥以钢桁梁为主桁结构承受荷载，是双层桥中常见的桥梁形式，由于其具有承载力高、自重轻、抗震性能好、易于施工等特点而广泛应用于桥梁工程。 梁桥结构形式简单， 受力明确，且连续梁桥是超静定结构，在竖向荷载作用下，支点处会产生负弯矩，使其跨中正弯矩显著减小，从而提高跨越能力，非常适用于大跨度桥梁[1-3]。然而当桥梁跨径过大时，结构受力比较复杂，通常为了使结构受力合理同时节省钢材， 可以将桁架结构设计成变高度形式[4]。变高度的双层钢桁梁桥造型新颖、结构复杂，在实际工程中鲜有已建成的案例。 目前，对该类结构的研究较少，相关理论成果不多， 因此需要通过模型试验对其受力性能展开研究。 本文以福州在建的道庆洲大桥为工程背景，通过开展模型试验研究其主墩处变高度双层钢桁梁结构的受力性能。 福州道庆洲大桥为公轨两用桥，大桥上层是6 车道的城市主干道兼一级公路，下层是地铁双线车道。为满足结构受力要求，主桥采用 （120+276+120） m 对称布置的大跨度双层钢桁连续梁桥，其主桁结构采用变高度设计，边跨及主跨跨中附近为平弦，桁高9.5 m，主墩附近桁高由9.5 m 逐渐增至23.0 m。为验证其设计合理性，同时探究该新型结构的受力性能，截取大桥主墩1 号墩附近6 个节间段为试验模型，制作缩尺模型并开展相关的试验，试验模型节段如图1 所示。

图1 试验模型节段选取示意图

2 试验概况

2.1 模型设计

为了使试验模型能够较为真实地反映实桥结构的受力特点，模型缩尺比例不宜太小，同时考虑到构件制作及实验室加载条件，模型缩尺比例又不宜太大。 因此将缩尺比例定为1∶5，为大比例缩尺。根据相似理论，构件几何相似常数以长度相似常数SL和弹性模量相似常数SE为基准进行推导，而荷载和材料的相似常数都是SL和SE的函数， 可通过量纲分析法获得[5]。 其中SL=1/5，SE=1，相似常数如表1所示。

表1 试验模型相似关系表

模型的缩尺设计应满足几何相似性原则，但由于原结构中存在许多小尺寸及非标准尺寸的构件，如果严格按照几何相似缩尺则会导致模型失真，也不利于模型制作。 因此对模型的一些构件做适当的优化调整，并以刚度相似为控制原则，其相似偏差控制在容许范围内[6-7]。 缩尺后的模型主桁各杆件仍按照顺桥向中心线对称布置，主桁中心间距为3.0 m，外边缘间距为3.2 m，单个节间长度为2.4 m，节间总长为14.4 m，桁高最高为5.32 m，模型纵向总长为15.357 m。 缩尺后的模型如图2 所示。

图2 缩尺后模型示意图

模型采用与实桥相同的材料制作。 钢桁架结构采用Q345B 钢材，主要由H 型钢、方钢管、钢板、螺栓和其他构件组成，各构件加工完成后分别取样进行材性测试， 测试合格后运往实验室进行拼装，主桁各杆件之间采用焊接方式进行连接，由专业人员现场操作。 桥面板为预制钢筋混凝土板，混凝土采用C40，钢筋采用HPB335，预制板在预制厂内进行制作，养护至符合设计要求后进行拼装。 各混凝土板之间通过板内预留钢筋焊接再用提高一级的现浇混凝土铺实，混凝土板与钢桁架结构通过主桁及横梁上的剪力连接件相接，从而增强其整体性。

道庆洲大桥在设计时考虑到桥梁抗震的需要，其主墩处采用双曲面球型减隔震支座。 试验所用主墩支座同样按相似比对实桥支座进行缩尺，支座所用材料以及与主桁结构的连接也与实桥相同。 同时出于对后期安装及加载安全的考虑，设计制作4 个边界支座与主桁两端下弦结点相连。 整个模型通过支座呈放在钢筋混凝土承台上形成稳定体系。 为了模型试验安全进行，在模型安装及试验加载过程中，两端边界支座接近于固结。 按照圣维南原理和静力等效原则，在截断处施加的边界条件只能对截断处附近的区域产生明显的影响，而对远离截断处区域的受力性能不会产生影响。 因此，在模型两端施加边界不会对试验关键区域产生较大影响，能够在一定程度上反应实桥的受力状况。 模型现场照片如图3 所示。

图3 模型现场照片

2.2 试验加载方案

由于加载条件和试验场地限制，试验难以对结构施加均布荷载。 因此采用集中力的形式加载，通过200 t 的油压千斤顶（行程200 mm）对结构施加竖向集中荷载，同时通过在主桁上弦杆处配置钢筋混凝土试块进行恒载配重。 根据JTG/T J21-01-2015《公路桥梁荷载试验规程》，桥梁结构的静载试验应按结构的最不利受力原则和代表性原则确定测试截面和试验工况，对于本次试验的模型结构以主跨支点最大支反力和跨中最大正弯矩工况确定试验加载点， 因此分别选取主墩处上弦节点A3 及跨中处上弦杆节点A5 为加载点， 根据加载点设计相关工况如表2 所示（其中对称加载表示对结构2 片主桁同时进行加载，偏载加载表示对结构内测主桁进行单独加载）。

表2 试验加载工况

试验采用分级加载的方式， 每级荷载增量为50 kN， 每级荷载持荷3～5 min 待数据稳定后进行采集。 正式加载前先进行预加载，预加载同样为每级50 kN 分级加载的形式，预加载后间隔1 d 进行正式加载。 同时对反力架、分配梁等试验装置进行相关的强度、刚度及稳定性验算以确保试验加载安全。 试验加载的现场照片如图4 所示。

图4 试验现场加载照片

2.3 测点布置

本次试验的测试内容为竖向位移 （即挠度）和应力。 在模型的关键节点处设置位移测点，每个测点布置1 个位移计测量结构的竖向位移，同时在主墩及边界支座处各布置1 个位移计测量模型的竖向沉降，每个位移计均用磁性表座固定。 另外，在主桁关键杆件的杆中位置设置应变测点，上下弦杆按杆件上下缘对称粘贴双向应变片，腹杆按杆件左右缘对称粘贴双向应变片。 考虑到对试验数据的校核， 位移计及应变片均按两主桁横向对称布置，整个模型共布置20 个位移计，152 片应变片。 位移计及应变片布置如图5 所示。

图5 模型测点布置

3 试验结果及其分析

3.1 试验概述

试验分2 个阶段完成，首先进行主墩处加载工况（工况1 和工况2），而后将反力架及千斤顶移至跨中开展跨中处的加载工况（工况3 和工况4），采用JM5951 快速应力应变测试分析系统采集相关数据。 加载过程中根据试验现象及实时数据判断结构的受力状况。 加载初期，结构位移及应变数据较小，模型及加载装置无明显变化。 随着荷载增加，数据变化较为明显，但仍然处于弹性阶段，位移、应变与荷载呈较好的线性关系。 当荷载超过600 kN 后，数据出现异常波动，观察到混凝土桥面板在加载点处出现裂缝，反力架也出现略微的倾斜，此时停止加载， 后期处理中以600 kN 为试验最大加载量。 位移、应力主要测试结果如表3、4 所示（其中主墩及边界支座处位移实测值非常小，因此忽略结构支座沉降）。

表3 位移测试结果

3.2 竖向对称荷载作用下的受力状态分析

工况1 和工况3 为竖向对称加载工况，分别在主墩及跨中处施加竖向荷载，从而分析主桁结构的受力状况。 图6 为工况1、3 作用下，结构上下弦杆的挠曲线图。 由图可知主桁上下弦杆的挠度均在加载点处达到最大，而后向结构两端递减，工况3 作用下主墩处测点1 甚至出现向上的位移。 这是因为两端边界支座在加载中近似于固结，在竖向荷载作用下产生竖向位移很小， 而主墩处会产生负弯矩，因此出现向上的位移。

图6 工况1、3 作用下主桁竖向挠曲线图

同时，由图可知，工况1 作用下结构的挠度要小于工况3 作用下的挠度。 根据表3 的数据可知，在工况1 作用下，上弦杆最大挠度为1.85 mm，位于测点2（即加载点处），下弦杆最大挠度为1.45 mm，位于测点6 处；工况3 作用下，上弦杆最大挠度为2.93 mm，位于测点4（即加载点处），下弦杆最大挠度为2.70 mm，位于测点7 处。这说明结构在主墩处刚度更大，因此产生的竖向挠度更小。

表5、6 是工况1 和工况3 作用下主桁各杆件的应力实测值，为了解各杆件的应力水平，根据原桥设计规范对全桥进行受力分析，计算在设计荷载最不利活载组合下杆件的应力值，然后根据相似理论换算后称为设计值，将各杆件应力实测值与设计值进行对比。

表5 工况1 作用下主桁各杆件应力

表6 工况3 作用下主桁各杆件应力

由表可知， 主桁上下弦杆大致表现为上缘受压，下缘受拉的受力形式，与普通桁架受力相近，但杆件上下缘受力往往不同，有时相差很大，表明杆件除受轴向力外还受到较大的弯矩效应的影响。 腹杆在竖向荷载作用下左右缘均表现为受压状态且腹杆应力水平明显高于上下弦杆，表明在竖向荷载作用下，腹杆受力较大，是结构设计中的关键杆件，其中主墩处腹杆由于受主墩处支反力影响受力更大，应做重点关注。

通过将杆件应力实测值与设计值进行对比可知，在各工况作用下，杆件应力实测值总体大于设计值，实测值一般为设计值的1～3 倍，有的达到5～7 倍，表明试验加载量已远远超过原桥设计荷载水平，而结构仍未屈服，说明结构强度大，安全储备充足。

由于在试验加载过程中，腹杆应力较大，因此对主墩处腹杆A3E2 以及跨中处腹杆A5E5 进行稳定性验算。 根据《钢结构设计原理》[9]，按轴向受压稳定对腹杆进行验算，公式为：

式中：N 为计算轴向力；Am为毛截面积（N/Am表示杆件应力）；φ1为中心受压杆件的容许应力折减系数，可根据钢种、截面形状及验算所对的轴按规范规定取值；对腹杆A5E5 取0.823；对腹杆A3E2取为0.757；[σ]为钢材轴向容许应力，对试验所用Q345B 钢，按规范取为200 MPa。 将腹杆实测应力带入可得：

3.3 竖向偏载荷载作用下的受力状态分析

工况2 和工况4 为偏载加载工况，是为了分析结构在竖向偏载荷载作用下的受力状态。 图7 为工况2、4 作用下，结构加载侧主桁上下弦杆的挠度曲线图。

图7 偏载工况作用下主桁竖向变形图

由图可知，结构竖向挠度趋势与对称荷载下的挠度趋势无异，由表3 可知，加载侧主桁的竖向挠度远大于非加载侧的挠度，却小于对称加载下的挠度，偏载加载下结构的竖向挠度一般为对称加载下结构竖向挠度的80%～90%左右。 由表4 可知，在偏载荷载作用下，主桁杆件的受力形式与对称荷载作用下主桁结构的受力形式一致，主桁上下弦杆基本表现为上缘受压下缘受拉且上下缘相差较大，而腹杆左右缘均表现为受压， 应力水平也高于上下弦杆，这表明偏载或对称加载并不影响结构的受力形式，其中工况2 作用下的主桁杆件的实测应力一般为工况1 作用下主桁杆件实测应力的80%～90%，工况4 作用下主桁杆件应力一般为工况3 作用下杆件应力的70%～80%，可见偏载工况不控制设计。

表4 应力测试结果

4 结论

针对道庆洲大桥主桥变高度钢桁梁节段开展了1∶5 的缩尺模型试验，通过试验研究其受力性能，得出以下结论：

（1）试验加载过程中，结构位移及应力较小，竖向最大位移为2.93 mm， 最大实测应力为74.28 MPa。 通过对应力实测值及设计值的对比可知，试验加载量虽已超过最大设计荷载，但结构仍然处于弹性阶段， 可见结构具有较大的承载能力，安全储备较高。

（2）在竖向荷载作用下，结构主桁腹杆主要受轴力，其左右翼缘应力相差较小，而上下弦杆除受轴向力作用外还受到较大的弯矩影响，故其上下翼缘应力相差较大。 设计时，应着重关注主桁上下弦杆的抗弯刚度和腹杆的轴向抗压强度及稳定性。 此外，主墩处腹杆由于受主墩支反力影响，在竖向荷载作用下压应力较大，设计时应重点验算。

（3）在竖向偏载作用下，结构主桁的变形及受力形式与对称加载一致，由此可见偏载或对称加载并不影响结构的受力，但偏载作用下结构的变形及应力普遍小于对称加载，可见偏载并不控制结构的设计。

（4）变高度双层钢桁梁结构杆件形式多样且受力复杂，经过合理设计，其受力性能可以得到满足，还可通过进一步的优化设计提高其整体受力性能。