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云溪大桥（2号桥）施工图设计,大桥,号桥,施工图,设计
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用平板轨道用平板轨道货车货车车皮替换的车皮替换的桥面桥面板的板的性能测试性能测试Lungten JamtshoManicka Dhanasekar摘要澳大利亚昆士兰州一条低交通流量、高轴重道路上，研究人员测试了一座用废弃的平板轨道货车车皮做成的桥面板的桥梁。一些关键成果呈现在本论文中。根据澳大利亚桥规，测试中使用了重量等于桥规的可维护性设计荷载 28.88的一辆满载卡车；通过高速摄像机准确地捕捉到其车轮位置，应变仪同步测得的实时挠度和应变。应变还远未屈服，描述了在钢筋混凝土路面和平板轨道货车车皮做成的桥面板的复合作用的存在。运用测试数据开发和校准了三维梁模型，从而确立了平板轨道货车车皮做成的桥面板的结构强度是否满足要求以及钢筋混凝土桥面板承受高轴重荷载的积极贡献。ASCE 主题词：车流量，公路桥梁，桥面，可维修性，测试，澳大利亚关键词：低交通流量的桥梁，轴重，桥面，性能测试，复合作用，使用极限状态介绍因为最新版本的澳洲桥梁加载规范 AS5100 澳大利亚标准协会（ SAA ）2004增加了轴重要求，所以许多老化的公路桥梁急需改善。由于交通量决定需改善的桥梁预算拨款，许多位于低交通量道路网络的桥梁仍限制轴重或速度， 这种状态很差。这对许多农村地区不利。近年来， 使用平板轨道货车车皮做成的桥面板更换桥面是一种新兴的可行的方法， （doornink；Wipf 等人 2003）对昆士兰建筑变形缝正在进行类似的研究。在澳大利亚布里斯班昆士兰科技大学，FRW-RCS 复合桥面板的正常使用极限状态是至关重要的,因为 FRW 作为铁路货运货车已经服务的历史负荷周期是 RCS铸造新零件依据。因为该桥位于低交通量道路网络中，故不考虑疲劳。测试这座桥的性能。性能的荷载测试一般使用预定的荷载，远低于极限荷载的层次上进行的，因此是低风险的，一般使用满载骨料砂的较小卡车。这些测试是一种无损检测，提供观察到施加荷载的桥梁反应乔杰斯等人 2000；2010） ， 一边数据也可用于校准的分析/数值模型设计荷载行为评估（李察等人 2010）这些测试是在老化的桥梁上进行的，在服务执行期内（该和诺瓦克 1998） ；试验也在新建桥梁上进行过， 用新的建筑材料或设计进行 （斯特林和由1993和1997； boully珊波尔斯蒂勒等 2006） 。一个创新的夹层板系统桥面调查是由哈里斯等人实施的。许多荷载试验文献报道不捕获准确的负荷位置，使传感器的反应很难解释。doornink 等人（2003）使用了一种汽车遥控器，工作时，没有外部电磁干扰。 由于车轮周长（约 1 米）是用来定位轮的。在目前的研究车轮位置进行准确的捕捉到了用高速摄像机的图像分析软件的辅助，和负载的位置，从而容易同步使用的时间尺度上的传感器反应。特别是，由装车运行在不同的操作速度引起的 FRW实际变形和应变进行了测量和用于校准的三维（3D）梁格模型。该模型被用来评估是否能充分抵抗荷载设计 FRW。本文报道了测试梁格分析以及一些关键的结果。对试验桥梁的描述桥面由 RCS 路面的 FRW 主梁之间的剪力钉连接，如图 1 所示。废弃的轨道货车车皮FRW 包括 10.458m 跨度变截面箱梁，这是主要的承载构件。跨中和支点的FRW 截面图 2（A 和 B） 。可以看出，FRW 不参考其主箱梁对称；然而，通过连接两个变形缝装置（图 1）得到一个对称桥面。纵向主箱梁为 660mm 高，逐渐减少到 341400mm （屈服强度为 250 MPa） 。 每一次 z-beams FRW 包含两个， 2.54米外，在每一个的纵向边缘。在横向方向的 FRW 由六个倒 T 型截面横梁焊接中央箱梁组成。倒 T 形截面使用八通道，在跨中进行加筋。虽然这些尺寸是比爱荷华轨道货车小得多，它已通过在实验室中全面的静态荷载测试。废弃的昆士兰FRW 具备足够的能力承受设计荷载（Dhanasekar 和 bayissa 2011） 。变形缝装置的冲击锤测试也以退化刚度进行检查，以确认主梁的可靠性。也通过超声波无损测试进行确定，由于腐蚀损失的材料厚度也得到确认。图 1FRW 桥面：在跨中截面图 2横截面的变形缝装置： （a）中部； （b）端部桥面系统的 FRW 是由一系列的折板焊接在主箱梁的，边 z 形翼缘板，和倒T 形梁在纵向和横向方向平均间距为 160 毫米。 这些折叠板不能承受住强加的车轮荷载。因为一个单一的 FRW 的宽度（2.54 米）达不到单车道的 4.2 米宽度，如标准 AS5100 规定（SAA2004） ，两个变形缝装置分别如图 1 所示连接在一起。在现场组装离散的倒 T 形梁。运到现场之前，对变形缝装置进行喷砂和油漆。抗剪螺栓（150 毫米长，16 毫米直径的柄，300 MPa 级钢）焊接在主箱梁的上凸缘。钢筋混凝土路面RCS 的路面设计为简支单向板架在两个主箱梁上。在中心浇筑 FRW 格栅，其厚度由中心的 250 毫米（32 MPa 级） ， 逐渐减少到两端 200mm 厚， 高 450mm，宽 500mm。支持系统支持系统由搭在两桩（直径 900 毫米，6.5 米长）钢筋混凝土桥台组成的。直径 40mm 的剪切销两端安装在两个主箱梁桥上（图 3） 。此引脚限制 FRW 纵向和横向运动并防止桥梁拱起。为了防止由洪水浮力引起的可能的拱起，连接支架连接两个变形缝装置在螺栓上的桥台。图 3 主箱梁连接的详细信息图 4 测量轮载性能测试设置使用普通的装满碎石的三轴串联卡车进行荷载性能测试。 荷载总量仅为使用AS5100 设计荷载（SAA2004）28.88%。加载通过使用一个地磅确定总的装载重量为 0.23 T。 在现场对每个车轮都进行了仔细的测量，每次测试使用精度为 0.5 千牛的便携式秤。现场测得的车轮的总荷载与测量电桥测量得到的有很好的相关性。 测量车轮荷载分布和车轮的布局如图4 所示。可以看出，驾驶员侧的加载要重一些。相对于驾驶员侧，乘客侧的加载少 4.37% ，从而带来意想不到的轻微的不对称性。测试车在标记清晰的车道内行驶（图 5） 。采用两种加载位置：即，中心加载和偏离纵向中心线 700 毫米的偏心加载，如图 5 所示。这是按照 mehrkarASL和 Brookes 的建议（1997） 。为了评估 FRW 在公路桥梁结构的强度是否足够，精确的车轮位置是至关重要的。因此，用高速相机捕获车轮位置。为了清晰和鲜明的识别卡车车轮沿着在后续阶段所记录的视频用于运动分析的桥， 几个目标点通过管道和测量轴的中心之间的距离粘贴在串联卡车车体上。对于最大挠度和弯曲应变的测定，卡车的中间轴被准确地定位在桥梁的跨度的中心。为了获得最大的剪切力，卡车车轮被定位在距离 RCS 的边缘 0.2 米的后轴。图5在标记线测试的卡车图6高速相机捕捉车轮位置传感器桥面的位移和应变采用 LVDT 传感器和应变计测量。四个 LVDT 传感器安装在桥中跨框架的一个独立的支架上，四个 LVDT 用于检测靠近支撑的挠度。 每一个支架都有足够的横向和对角线支撑，以确保刚度防止意外。桥附近的支撑支架设计的就像一个具有足够的刚性三脚架系统，放置在刚性混凝土平台上。线形和花环形应变仪被放置在弯矩（ BM）和剪切力（ SF ）的关键部分，应变计被安装在底部和主箱形梁的顶部凸缘和其他 FRW 构件（图 8）的腹板和凸缘上。 该测量仪采用特殊的粘合胶 Sikaflex， 以免在运输和浇筑现场意外损坏。高速摄像机和数据采集系统一个高速摄像机和相关的计算机系统用于视频记录沿着桥的跨度行进的卡车并准确地捕捉桥上的车轮位置，使用 ProAnalyst 商业软件包后续分析。相机被设置在垂直于桥梁（图 6）的纵向轴线 20 米河的上游侧。数据采集（DAQ）系统把相机，时间和其他传感器联系在一起，两者的数据采集和摄像头同时被进入桥前的卡车触发。该数据采集系统能够记录 31 个通道，便携式发电机现场为高速摄像机和记录视频数据的关联的计算机供电。现场荷载试验负载测试用到四种速度，也就是说，一个静态测试（0 公里/小时，那里的卡车停在预定位置） ，一个低速测试（大约 5 公里/小时） ，以及两个移动荷载试验（20 和 30 公里/小时，分别） 。因为 unmetalled 引道上桥的两侧（在测试的时间）的突然倾角和偏移，30 公里/ h 是尽可能高的速度（有经验的货车司机坚决不能再快了） 。进行八种静态试验，也就是，测试最大弯矩和另一个最大剪切力-一个为各中心和各偏心负载的位置。该试验是成对进行的，以确保数据的可重复性。两个慢速测试（一个中心和偏心） 。低速测试花了很长时间，这不利影响来自把摄像机的视频下载到计算机过程，因此抓取测试中并没有重复。八个移动荷载试验。总之，共有 18 个测试，并花费 4 天以上时间在现场完成。每个测试开始之前，对 LVDT 传感器进行线性度检查，并对其校正因子分别进行了核实，他们的数据采集通道数字被正确识别。数据采集和相机在卡车进入桥前开始记录数据并且记录继续进行直到卡车充分离开的桥的距离至少等于其长度（ Carlsson 2006 ） 。这种方法有助于降低，可能已经引起的，因为桥面和道路的相邻部分的卡车运动所带来的误差的任何放大，正在记录的数据的桥梁，不允许任何其他外部干扰。图 7LVDT 的位置挠度测试结果挠度记录在频率为 128 HZ 静载测试和 1000 HZ 的所有其他测试中。挠度痕迹包含非常有限的噪声和有秩序和有简支桥面系统的预期行为是一致的。 典型的迹线（由 LVDT 8 在这种情况下） ，用于静态和动态载荷分别示于图 9（a 和 b） 。这也表明通过平均消除被预期为随机噪声即绘制平滑的曲线。 平滑的轨迹被用于得出的测定的最大值。图 10 示出在中跨测量所进行的各种试验的最大挠度。可以从图可以看出。10 是速度增加的挠度，与工程力学原理的期望是一致的。梁 1 和 2 都表现出变形与卡车速度的同时增加。在运动试验中，传感器与高速摄像机在时间上同步而且在卡车进入桥梁之前触发。录制的视频（每秒 1000帧）与 ProAnalyst 运动工具包，用于准确定位在桥上卡车车轮位置进行分析。 在视频分析中， 无论是前部和安装在车体后部车轴轮的参考点都被用于跟踪有关同步的时间沿着桥跨度的车轮的位置。基于上桥长度前轴车轮位置时，相应的时间被确定并与在挠度/应变时间系列所记录的数据的时间相匹配。例如，以确定对应于在该位置的车轮位置预计产生最大的弯矩（在 8 米前轮）的最大挠度时， 相应的时间（2.03 秒）是计算出对应于时间的挠度然后读出（1.40 毫米） 。图 8应变片的位置应变测试结果应变被收集在采样率为128赫兹的静态试验和1000赫兹的其他所有测试中。所有通道都单独检查， 核实， 并在负载测试开始之前置零。 在所有的移动测试中，当卡车行进到跨中区域时，应变缓慢达到最大值，当卡车完全离开桥梁时，应变归零。尽管大部分的最大应变在 50与 75之间，但这次所有的应变都刚刚超过 80。低应变可能归因于低卡车重量或者 FRW 桥。测得的最大的跨中弯曲应变示于图 11。速度在增大应变的效果见图 11（a）和图 11（b） 。（一）静态测试（二）移动荷载 TESt图9LVDT 的典型痕迹在正常运行速度的挠度和应变目前的测试现场条件不允许超过每小时 30 公里的速度。然而，一旦引道得到改善，将有可能行车速度达 70 公里/小时，与昆士兰州的道路速度相称。二者在偏心载荷产生最大位移测定 1.6 毫米（在梁 1 ）和最大弯曲应变值是 107（在梁 2） 。在支撑附近测定的剪切应变和最大平均剪切应变在表 1 中给出。梁 2的剪切应变数据应忽略， 因为卡车不能定位于施加在梁 2 的玫瑰花结形应变仪的最大负载处，这是因为卡车仅在所有测试中沿一个方向驱动。卡车速度似乎已经显著影响了剪切应变。即使是轻微的速度也会增大剪切应变，但是，增大速度只能带来很小的变化。这或许表明，该剪切应变是对车轮的运动更加敏感，因为相对于它到达中跨，车轮在刚进入桥时，可引起更多干扰。所有这三个移动荷载测试产生一致的剪应变而静态剪切应变均显著降低。（a）梁 1（b）梁 2图 10在各种速度下的最大跨中挠度FRW 桥结构是否满足要求在结构性充足符合 AS5100 的规定（2004 SAA）的单线 FRW 桥的基础上对现场载荷试验和校准的三维网格模型进行了评估。 在现场测试中所测量的挠度和应变（偏心载荷）呈线性增加至 M1600 等效于定义为总 M1600（780 千牛顿）的负载比测试车的总负载（225.25 千牛） ，其中乘以 3.46。推算的最大挠度（在梁 1） 中， 对应于 70 公里每小时 （ 3.461.6= 5.54 毫米） ， 低于使用极限 （ 16.70毫米）为跨度 10.458 米的桥。同样，最大应变（在梁 2） ，对应于 70 公里每小时（3.46107=370）大大低于弹性极限（2,000） 。（a）梁 1（b）梁 2图 11在各种速度下的最大跨中弯曲应变图 12两个节点通过主从约束的典型连接FRW 桥的梁格模型每个 Z 梁在桥纵向简支，横向为超静定（5 点支持每个桥台） 。此外， FRW的主梁不是对称的（图 2）加之 RCS 路面也很复杂，其中偏心 M1600 荷载（通常关键）被分配到两个主梁的方式，考虑到静态冗余在横向方向。两个 FRWs之间的倒 T 型梁的离散连接也促成了偏心荷载下的不确定性。因此，三维梁模型被认为是必要的，使用市售的计算机程序，空间 GASS 2011 两节点（每六个自由度）建立梁单元。直部件在它们的几何形心被建模为梁单元; 锥形构件（例如，交叉梁）分成若干不同的深度，如图的子元素。子元素被连接到相邻的构件具有刚性连结元件，以确保位移的兼容性。焊缝尺寸是相当严格的，从而减轻在可维护性/极限载荷部件的相对转动的任何可能性。另外，超声波试验证实没有怀疑裂纹或缺陷的焊缝。建模的结构要素包括初级纵向箱形截面，倒 T 形截面梁，通道和装饰矩形空心型材的横向箱形截面（渲染 FRW 模型如图 13 所示） 。使用在 XY 平面梁单元， 连接和克制他们的 FRW 梁格节点的板架在 RCS 为蓝本。每个元素都拥有一个独特的弯曲和扭转惯性来表示，它代表了板的部分。由汉布利（1991）和鲍尔斯给出的建议（1996 P562）已纳入梁单元板架的制定中建模的 RCS 。若干假设进行了简化模型中没有任何精度损失，也就是说，规定排水外倾角被忽视和结束路肩被忽视。 梁元件被放置成使得它们与主箱梁并在一个垂直平面的交叉梁元件的线重合。主从关系进行了强制执行的 RCS 元素和FRW 元素之间。该技术模拟了钢主箱梁并通过焊接到梁的上翼缘的剪力钉提供的 RCS 路面之间的复合作用，而且也分布一些荷载连接梁（因为抗剪栓钉的存在） 。该 FRW 桥支撑在每个桥台，并根据每个五点支撑的弹性橡胶垫放置。虽然从目前压力产生的角度垫可以被省略了，但他们被纳入，以充分把握位移。在FRW 模型，灵活的克制被分配到节点支持通过弹簧单元来模拟弹性橡胶垫。两个弹性垫被下主箱形梁建模。图 13渲染梁模型梁格模型的校准使用从现场测试得来测量位移的梁格模型进行校准。在实际施工中，中心支架连接两个 FRWs 在桥跨的结尾是用螺栓固定在桥台背墙， 它提供了一些局部的角位移约束，这是需要进行校准的。为此目的，使用接近支撑的测量挠度。弹性系数（即支撑）进行了调整，直到这些在现场测得的偏差与预测的一致。沿着桥跨在偏心载荷作用下测得的主箱梁 1 的挠度被绘制在图 14。变化率最大只有 2.5，因此该模型被进一步用于预测在各种设计载荷情况下的 FRW -RCS 桥的影响。图 14梁格模型的校准正常使用极限状态对于满足正常使用极限状态， AS5100 2004 SAA ） 的第 6.11 条规定了 M1600正常使用移动负载。M1600 正常使用荷载由一个三轴挂车承担，重 60 KN 且均布荷载为 6KN / M 的车轮分布在整个标准设计宽度 3.2 米中。 荷载分布在产生最不利影响处。对于 FRW 桥，认为只有 M1600 加载是至关重要的。用适当的因子相乘后的 M1600 正常使用荷载将达到 7.8 kN / m 的均布荷载以及各车轮 81KN顿的集中荷载。为了在主箱梁产生最不利的弯矩和剪切力，确定了 M1600 加载的临界位置。主箱梁的关键是偏载，并运用在模型上。FRW 箱梁 1 和 2 以及中间系梁的垂直位移曲线见图 15。从这些曲线可以看出，在 M1600 正常使用加载下的跨中的最大垂直位移显著低于 AS5100（即给定的最大限制是跨度在 16.76毫米的 1/600th ） ，从而满足服务性要求。极限状态通过比较在 M1600 极限状态加载（偏心加载）下模型的最大弯矩与主箱梁的抵抗弯矩，评估极限状态下的性能。同样，比较模型最大剪切力与主梁的抵抗剪力。在 M1600 极限荷载下，考虑冲击系数后的允许荷载：均布荷载为14.04KN/m，集中荷载为 145.8KN。弯曲性能在 M1600 极限状态加载下，模型的最大弯矩截面标记在图 16。极限抵抗弯矩由标准程序通过计算得来。从图 16 可以看出，主箱梁具有足够的抗弯能力，以抵抗由施加在板顶部的 M1600 极限荷载产生的弯矩。主箱梁最大弯矩只有227KN/m。在主梁的跨导致不确定性。图 15 沿主箱梁竖向位移分布（偏载）图 16弯矩分布沿 FRW 主箱梁与弯曲箱梁的能力 M1600 极限荷载的结果剪切性能关于最大剪切力， M1600 极限状态荷载施加在支撑附近。偏心施加 M1600加载产生的单梁最大剪切力，因为是同轴地施加载荷的结果，这个剪切力比之前的重要。因此仅偏心载荷被认为是与相应的 SF 分布示于表 2 中。剪切屈服和剪切屈曲检查来确定。它可以在表 2 中可以看出， FRW 的主梁具有足够的抗剪切能力抵抗高轴重（ M1600 的极限荷载） 。结论本文提出了正在使用的包含 RCS 的路面的 FRW 桥面的评估。 18 项性能测试在低交通流量，高轴重的交通路网中的新建桥梁上进行。测量了几个关键位置的挠度和应变。结果发现，这些反应随卡车速度线性增大。根据 AS5100 （ SAA2004） ，正常使用极限状态下跨中最大挠度和应变对应最大车速 70 公里/小时。下面的一般性结论来自本研究：使用移动卡车高速视频能准确预测车轮位置和同步的变形和应变时间序列车轮荷载数据应变计和 LVDT 的是足够敏感的，能预测移动的卡车速度带来的影响，即使车速很低。下面的结论是特定于 FRW 桥：在 M1600 正常使用荷载（3.49 mm）下测得的最大挠度仍远低于正常使用挠度限制（ 16.76 毫米） ;在跨中最大弯矩和靠近支撑的极限加载下的剪切力小于结构的抵抗力，从而推断 FRW 作为桥梁上部结构是满足要求的 RCS 路面通过与 FRW 复合作用，增强了 FRW 的强度，同时显著降低了主梁的弯矩。在役性能研究的结论是， 废弃的 FRWs 有能力抵御规定 AS5100的高轴负载，当疲劳问题不突出时，在低容量的道路网络中是一个可行的替代的解决方案。致谢基建部，澳大利亚联邦， ，通过竞争性研究经费资助 M Dhanasekar 项目 。作家衷心感谢在实地考察和现场试验期间昆士兰国家铁路 (Micheal Smolenski)捐赠平板轨道车和昆士兰州罗克汉普顿区域市政局(Authur Ramm and RonClarke)对他们的支持。高度赞扬 Paul Boyd and Josh McDonald 铁道工程方面的技术帮助，中央昆士兰大学，昆士兰科技大学工作人员和学生完成实地活荷载试验。参考文献1boully，G.andSemple，B.（1997）.“对桥梁承载能力评估的准则”过程，Austroads 桥梁会议， Austroads, Haymarket, Australia, 3550.2Bowles，J. E.（1996）.基础分析与设计，第五版， McGraw Hill，纽约.3Carlsso
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