【《工字钢组合梁整体桥设计参数统计与分析方法概述》8400字】

工字钢组合梁整体桥设计参数统计与分析方法概述目录TOC\o"1-3"\h\u10378工字钢组合梁整体桥设计参数统计与分析方法概述 183341.1工字钢组合梁整体桥设计参数统计分析 1292091.1.1桥跨布置 1117511.1.2截面形式 245121.1.3横向联系 7265591.1.4桥台构造 8198261.1.5墩梁连接构造 11246611.2工字钢组合梁整体桥有限元建模分析方法 12100252.1.1结构-土相互作用 13127772.1.2有限元模型建立 1368821.3有限元建模方法正确性验证 1839641.3.1实桥荷载试验 184001.3.2有限元结果与荷载试验结果对比 20246721.4小结 23统计了跨径为30m、35m、40m、45m、55m双主梁或多主梁钢板组合梁桥上部结构设计参数和国外部分整体式桥台的尺寸设计参数与施工方法，通过取消桥台处的支座和伸缩缝，得到工字钢组合梁整体桥标准化构造，为工字钢组合梁整体桥标准化设计提供依据。以某采用混凝土桩基的工字钢组合梁整体桥实桥为工程背景，建立考虑结构-土相互作用的有限元模型，通过与实桥荷载试验结果对比，确定适用于此类桥型整体桥的建模方法，以用于后续章节中桥梁标准化设计分析。1.1工字钢组合梁整体桥设计参数统计分析1.1.1桥跨布置搜集到的现有钢混组合梁桥标准图跨径等差为5~10m、跨径范围在30~55m范围，主要布置情况如表2-1所示。其中，跨径为30m、35m、45m的连续工字钢组合梁桥，按4跨等跨径布置；跨径为40m的连续工字钢组合梁桥，按3跨等跨径布置；跨径为55m的工字钢组合梁桥按简支形式布置。采用等跨径的工字钢组合梁桥便于预制和施工，应用范围广泛，因此本文标准化设计仅考虑等跨径的结构布置形式。表2-1钢混组合梁桥标准图参数统计表跨径（m）主梁数量单幅桥面宽度（m）跨数宽跨比30412.7540.4335212.5040.3635316.5040.4740413.0030.3345212.7540.2845316.5040.3755313.7510.251.1.2截面形式不同跨径桥梁典型横断面图如图2-1所示。可以看出，工字钢组合梁桥的桥面宽度对桥跨截面布置影响较大，宽度设计与行车和行人的需求相关，也与主梁数量、主梁布置间距、跨径等因素有关。根据设置主梁的数量，双主梁组合梁桥的桥面宽度一般在13m以下，多主梁组合梁桥的桥面宽度一般在13m以上。桥宽和主梁数量决定了主梁间距，若主梁间距过大则需要加大桥面板厚度、横梁和钢主梁尺寸才能满足受力要求，施工难度也相应提高。如表2-1所示，跨径为30~55m的工字钢组合梁桥单幅桥面宽度不一，范围在12.50m（跨径35m双主梁）~16.50m（跨径35m三主梁、跨径45m三主梁）之间，宽跨比在0.25~0.47之间。总体而言，跨径越大，主梁越多，所布置的桥面宽度也越大。(a)30m组合梁桥四主梁跨中标准横断面(b)35m组合梁桥双主梁跨中标准横断面(c)35m组合梁桥三主梁跨中标准横断面(d)40m组合梁桥四主梁跨中标准横断面(e)45m组合梁桥双主梁跨中标准横断面(f)45m组合梁桥三主梁跨中标准横断面(g)55m组合梁桥三主梁跨中标准横断面图2-1钢混组合梁截面形式（单位：mm）

30~55m工字钢组合梁桥的桥面板和钢主梁材料信息如表2-2所示，工字钢主梁采用Q345D、Q345DT和Q345qD三种钢材，桥面板采用现浇C50钢纤维混凝土和预制C50普通混凝土。对各桥截面中的主要桥面板尺寸、钢主梁尺寸进行对比，出于经济与受力的考虑，钢主梁的翼缘板厚度、腹板厚度、腹板高度以及桥面板厚度为沿纵桥向的变截面设计，而钢主梁上、下翼缘板宽度为等厚度设计。如图2-2所示，在单跨范围内变截面设计多为对称分布，钢主梁上翼缘板厚度在20mm~54mm之间，钢主梁下翼缘板厚度在20mm~64mm之间，钢主梁腹板厚度在12mm~28mm之间，钢主梁上翼缘宽度在500mm~800mm之间，钢主梁下翼缘宽度在600mm~1200mm之间。由于部分跨径桥面板变厚度处设置了倒角，因此将桥面板分为翼缘板、工字钢顶部、工字钢间三个部分进行对比，如图2-3所示。可以看出，翼缘板处桥面板厚度在180mm~280mm之间，工字钢顶部处桥面板厚度在260mm~400mm之间，工字钢间桥面板厚度在250mm~360mm之间。表2-2钢混组合梁材料和施工方法统计跨径/m钢主梁数量钢主梁材料桥面板混凝土材料施工方法304Q345DC50钢纤维混凝土现浇352Q345DC50普通混凝土预制353Q345DC50普通混凝土预制404Q345DTC50钢纤维混凝土现浇452Q345DC50普通混凝土预制453Q345DC50普通混凝土预制553Q345qDC50普通混凝土预制(a)钢梁上翼缘厚度(b)钢梁下翼缘厚度(c)钢梁腹板厚度(d)钢主梁腹板高度(e)钢主梁上翼缘宽度(f)钢主梁下翼缘宽度图2-2不同跨径钢主梁组成部件尺寸对比(a)翼缘板处桥面板厚度(b)工字钢顶部处桥面板厚度(c)工字钢梁间桥面板厚度图2-3不同跨径桥面板尺寸对比1.1.3横向联系工字钢组合梁桥横向联结系主要起到防止结构侧倾失稳、分配荷载、抵抗水平荷载的作用，主要有实腹式梁（横梁）和空腹式桁架（横联）两类形式。其中，若横梁与桥面板存在连接并为桥面板提供支承，称为“大横梁”，仅联系主梁的称为“小横梁”。所选不同跨径组合梁桥的横向联系布置方法并不相同，如表2-3所示，横向联系选用钢材主要为Q235、Q345D、Q345qD，跨中横向联系布置间距范围在4.0m~8.3m之间，支点横向联系布置间距范围在4.0m~7.0m之间。30m跨径的组合梁桥支点横向联系采用了小横梁，跨中横向联系采用横联，其余跨径组合梁桥支点横向联系采用了大横梁，跨中横向联系采用了小横梁。对于跨中横向联系，上翼缘板厚度在16mm~30mm之间，上翼缘板宽度在350mm~700mm之间，腹板高度在700mm~1800mm之间，腹板厚度在12mm~20mm之间，下翼缘板厚度在16mm~24mm之间，上翼缘板宽度在350mm~700mm之间；对于支点横向联系，上翼缘板厚度在16mm~30mm之间，上翼缘板宽度在250mm~800mm之间，腹板高度在746mm~1800mm之间，腹板厚度在12mm~20mm之间，下翼缘板厚度在16mm~24mm之间，上翼缘板宽度在380mm~700mm之间。表2-3横向联系布置方法统计跨径（m）主梁数量跨中横向联系形式跨中横向联系间距（m）跨中横向联系材料支点横向联系形式支点横向联系间距（m）支点横向联系材料304横联5.0Q235小横梁5.0Q345D352小横梁7.0Q345D大横梁7.0Q345D353小横梁7.0Q345D大横梁7.0Q345D404小横梁5.0Q345D大横梁5.0Q345D452小横梁8.3Q345D大横梁6.0Q345D453小横梁8.3Q345D大横梁6.0Q345D553小横梁4.0Q345qD大横梁4.0Q345qD1.1.4桥台构造目前，整体桥得到了广泛的应用，不同国家对整体式桥台型式与节点连接构造的设计方法各有异同，尚未形成统一的设计标准。钢混组合梁整体桥是多次超静定结构，上、下部结构共同参与结构受力和变形，且结构-土相互作用对受力和变形都有影响。作为节点，整体式桥台主要传递弯矩和剪力，主梁和桩基均为轴力、剪力和弯矩共同作用的复合受力构件，桩基受上部结构传来的弯矩较大，为大偏心受压构件，可能发生受拉而对结构不利。一般认为[56]，整体式桥台最理想的端部条件是短桩型或桩帽支承型，它提供最大的灵活性，因此循环温度作用下对桥梁变形的阻力最小。美国在桥台节点的设计上按桩形式可分为混凝土桩和钢桩[56]，如图2-4所示。整体式桥台与桩顶的连接通常用刚接或铰接，并且考虑吸收变形的能力通常只设置单排桩。图2-4（a）是半整体桥台与混凝土桩铰接的示意图，铰接连接使得桥台向桩传递轴力和剪力，但不传递弯矩。弗吉尼亚州交通部根据图2-4（b）左侧所示接缝处的剪力键开发了类似的铰接连接。试验表明，这种形式不起铰接的作用，进而修改成图2-4（b）右侧形式，采用钢棒形成一种半刚性连接。由于自身柔性更大，在美国更为常见的是用钢桩与刚性桥台刚接的连接方式。早期美国设计者常将钢主梁与钢桩焊接连接，再通过混凝土将上下结构现浇在一起，如图2-4（c）所示，然而这种方式需要将埋入式桩设定到一个精确的位置上，在现场施工中较难控制，所以使用率并不高。现在常用的另一种方法是在桩帽上布置可以调平的临时支承，使钢梁可以布置在计划的位置再将上下结构固定，如图2-4（d）所示。还可在桩顶布置弯曲的端板并用螺栓将其与桩帽固定，这种装置可以较好地模拟铰接效果，如图2-4（e）所示。(a)半整体式桥台与混凝土桩铰接(b)铰接细节及改进(c)钢桩与主梁焊接连接(d)钢桩帽设置临时支承连接(e)钢桩顶铰接连接图2-4文献[56]中美国组合梁整体式桥台节点构造设计图统计到下部结构采用桩基的整体式桥台尺寸汇总于表2-4。可以看出，桥台高度在1.40~3.22m之间，桥台厚度在0.76~1.20m之间，桥台高厚比在2.0~4.2之间。钢混组合梁整体桥在桥台位置常采用固接，将钢主梁端部设置剪力连接件固定在桥台上，相较同跨径下一般组合梁桥具有更好的整体性，去除了伸缩缝和支座，降低主梁跨中弯矩，可以适当缩小桥台，同时降低截面刚度，具有明显的结构尺寸优化空间。结构尺寸的减小也有利于节约工程材料，从而取得更好的经济效益，适于推广。在我国，由于经济性和工程习惯的原因，常规桥梁多采用现浇混凝土桩。工字钢组合梁整体桥考虑采用混凝土桩基的情况下，钢主梁与桥台连接的常用方法为在钢主梁端部布置栓钉或开孔连接件，并布置适量横向钢筋，通过现浇混凝土形成整体式桥台。课题组陈洲宇[57]对比分析了不同桩基类型的钢混组合梁整体式桥台节点刚度分配及简化计算方法，并通过足尺桥台节点模型试验，发现混凝土桩基可满足中小跨径钢混组合梁纵向变形需要。陈亮等[58]总结国内外常见的钢梁与整体式桥台的连接方法，见图2-5，布置剪力钉或端板等连接件和横向钢筋可以合理地分配受力，使用如图2-6所示推荐的连接方法可以大幅提高连接的刚度与强度。表2-4桥台尺寸布置桥台高度（m）桥台宽度（m）桥台高厚比1.40~3.220.76~1.202.0~4.2(a)类型Ⅰ(b)类型Ⅱ(c)类型Ⅲ(d)类型Ⅳ(e)类型Ⅴ(f)类型Ⅵ(g)类型Ⅶ(h)类型Ⅷ(i)类型Ⅸ(j)类型Ⅹ(k)类型Ⅺ(l)类型Ⅻ图2-5钢梁与整体式桥台连接方式对比[58]图2-6文献[58]推荐的主梁与桥台连接方式1.1.5墩梁连接构造多跨整体桥需要考虑墩梁连接处的构造。整体桥的变形和受力主要集中在桥台处，但墩梁节点构造形式对整体受力分配有一定影响，设计时需要根据实际工程条件和构造需要考虑桥墩处节点设计。目前，对于墩梁节点构造形式并没有统一定论。根据主梁与桥墩的连接方式，可保留墩上支座，采用半刚性连接或者和整体式桥台一样采用墩梁固结的形式。如图2-7所示，与连续梁桥类似，连续梁式整体桥也在桥墩处设置固定型支座或滑动型支座，对于主梁在桥墩处的接缝，通常做横向浇筑混凝土处理，但不与盖梁连接，但由于上下结构具有相对独立性，需要保持一定刚度保证自身的稳定性。美国部分地区对于2~4跨连续桥规定中间桥墩要使用固定支座；如果桥梁纵坡不超过1%，中间两桥墩也可以使用弹性橡胶支座。如图2-8所示，半刚性连接式多跨整体桥主梁在桥墩处同样用混凝土浇筑形成结构连续，达到去除伸缩缝的效果，节点处设计带有一定厚度橡胶套外包的钢棒将混凝土现浇段与盖梁连接，主梁与盖梁之间设置垫层而不直接连接，上部结构受力变形时，在桥墩处经过橡胶缓冲，利用钢棒的屈曲变形能力一定程度释放内力[59]。课题组刘钰薇[60]对半刚性节点开展了足尺模型拟静力试验，建立了考虑不同钢棒直径、不同橡胶套厚度的双参数节点剪切刚度和抗弯刚度计算公式。图2-7墩梁设支座的多跨整体桥[32]图2-8墩梁半刚接的多跨整体桥墩梁节点构造[59]如图2-9所示，刚构式整体桥将主梁与桥墩直接固结，不设支座，与整体式桥台一样，需要桥墩吸收纵桥向的变形。墩梁节点固结的整体桥，下部结构一定程度参与了受力和纵向变形，使桥梁内力有所增加，需要节点有足够强度承受负弯矩防止开裂。常见的中小跨径多跨整体桥设计中，桥墩一般设计成具有一定柔性的单排桩基础，以降低桥墩刚度，适应纵桥向的变形。图2-9墩梁固结的多跨整体桥[60]1.2工字钢组合梁整体桥有限元建模分析方法2.1.1结构-土相互作用桥梁结构由于温度的升降会产生沿纵桥向的伸缩，传统有缝桥桥台设置支座，通过伸缩缝吸收桥梁纵向变形，计算分析时可以上、下部结构分开计算。由于采用整体式桥台取消了伸缩缝，整体桥将随着温度变化产生纵桥向往复位移，计算分析时与台后土、桩侧土发生相互作用对桥梁受力产生很大影响。对于结构-土相互作用，现有计算方法大体分三类：（1）极限地基反力法；（2）弹性地基反力法（我国对应为“m法”）；（3）非线性地基反力法（如p~y曲线法）。根据《公路无伸缩缝桥梁技术规程》（T/CECSG：D60-01-2020）[61]（下文简称《无缝桥规》）规定：当桩顶总变形量较大时，p~y曲线法计算结果较好；桩顶总变形量不大，“m法”仍有一定的适用性。考虑到本课题主要采用混凝土桩基而不采用钢桩，更适合于我国目前工程建设实际情况，混凝土桩基的桩顶变形量不会太大，且标准化设计的桥梁总长将受到限制。因此，本文仍采用“m法”以考虑桩-土相互作用。《公路桥涵地基与基础设计规范》（JTG3363-2019）[62]（下文简称《地规》）中的“m法”，根据假定，与地基性质，桩身性质，埋置程度等因素成正相关，即：Cz=mz（2-1）式中：Cz——深度z处的地基系数；m——地基土比例系数；z——地基土深度。地基土侧向弹簧刚度K侧z为：K侧z==Czazbz=mzazbz（2-2）式中：K侧z——土体的弹簧刚度；σxz——深度z处桩侧横向弹性土抗力；Xz——深度z处桩侧向水平位移；az——桩身计算宽度；bz——土层的厚度。2.1.2有限元模型建立选取某3×12m工字钢组合梁整体桥为建模对象，桥梁总长为38.2m，桥宽为11.14m，整体布置如图2-10所示。上部结构采用8片钢梁，材质为Q355NH耐候钢，下部结构采用整体式桥台，基础采用桩径1m的圆形截面钻孔灌注摩擦桩，墩梁半刚接整体式桥墩，全桥不设置支座和伸缩缝。桥面板采用C40混凝土，搭板、桥台和基础采用C30混凝土。采用MIDAS/Civil2019建立三维杆系有限元计算模型，如图2-11（a）所示，全桥共1144个节点，1566个单元。采用梁格法建立桥梁上部结构，主梁和桩基础采用梁单元模拟，整体桥台采用板单元模拟。由于本文桥梁跨径和桥台尺寸均较小，且采用混凝土桩基，允许纵向变形量较小，故选用“m法”对桥台弹簧刚度和桩基弹簧刚度进行计算。桥台节点布置纵桥向节点弹性支撑，桩身布置了纵桥向和竖向节点弹性支承从而模拟结构-土相互作用，桥台和部分桩基节点弹簧布置如图2-11（b）所示。(a)立面布置图(b)标准横断面图图2-10背景工程桥梁整体布置图（单位：cm）(a)有限元计算模型(b)边界条件设置图2-11全桥杆系有限元计算模型土弹簧的设置参考2.1.1节介绍的计算方法，分为台后土弹簧和桩侧土弹簧两种，均采用《地规》附录L的“m法”进行计算，并在不同土层依据土质选择m值，使计算结果更加准确，各土层取值依据按土层状态及液限指数IL得到。各桩基实际所处位置的地层成因、状态和液限IL取值根据地质报告得到。各土层m值取值见表2-5。表2-5各土层m值取值表地层名称及成因液性指数ILm值（kN/m4）素填土--2000淤泥质粉质黏土1.533000粘土0.1314800粉质粘土夹粉土0.517400粘土0.309500粉质粘土0.943480粘土0.626300粉质粘土夹粉土0.507500粘土0.576800单侧桥台处土弹簧刚度计算如表2-6所示，台后土类型按中砂考虑取m值为10000kN/m4，桥台处节点区域弹簧刚度K计算取值范围在171.5kN/m~18890.5kN/m之间。列出桥台处桩基的土弹簧K值见表2-7，K值的总体趋势为沿着地基深度的增加而增大，取值范围在7979kN/m~1079244kN/m。表2-6桥台处各土层m值取值表m值(kN/m4)地基土深度z(m)深度z处土层的厚度az(m)深度z处节点计算宽度bz(m)K(kN/m)100000.2520.2520.27171.5100000.5040.5041.062692.6100001.0080.6021.589587.7100001.7080.7000.566725.3100001.4080.3500.564740.8100000.2520.2521.06673.1100000.5040.5041.062692.6100001.0080.6021.066431.2100001.7080.7001.0612673.4100001.4080.3501.068933.7100000.2520.2521.581003.4100000.5040.5041.584013.5100001.0080.6021.589587.7100001.7080.7001.5818890.5100001.4080.3501.5813316.2表2-7桥台桩基刚度K值计算表m(kN/m4)地基土深度z(m)深度z处土层的厚度az(m)深度z处基桩计算宽度bz(m)K(kN/m)2000-1.2081.001.879492000-3.2080.581.866982000-3.7881.171.8159554520-4.9581.001.8403384520-5.9581.001.8484744520-6.9580.791.8447224520-7.7481.001.8630384520-8.7481.001.8711744520-9.7481.001.8793104520-10.7481.001.8874464520-11.7481.001.8955824520-12.7481.001.81037184520-13.7480.201.8223714520-14.6480.701.8834234520-15.3481.001.81248714520-16.3481.001.81330074520-17.3481.001.81411434520-18.3481.001.81492794520-19.3481.001.81574154520-20.3481.001.81655514520-21.3481.001.81736874520-21.3481.001.81818234520-23.3481.001.81899594520-24.3481.001.81980954520-25.3481.001.82062314520-26.3481.001.82143674520-27.3481.001.82225034520-28.3481.001.82306394520-29.3481.001.82387754520-30.3480.841.82074064520-31.1881.001.82537469500-31.1880.401.822016610400-33.5881.001.862876710400-34.5881.001.864748710400-35.5881.001.866620710400-36.5881.001.868492710400-37.5881.001.870364710400-38.5881.001.872236710400-39.5881.201.888930510400-40.7881.001.87635518900-41.7881.101.87363888900-42.8881.001.86870667700-43.8881.001.86082887700-44.8881.001.86221487700-45.8881.001.86360087700-46.8881.001.86498687700-47.8881.001.86637287700-48.8881.001.86775887700-49.8881.001.86914487700-50.8880.501.83526547700-51.3881.001.87122389400-51.3881.001.88864059400-53.3880.801.87226609400-54.1881.001.891686111200-55.1881.001.8111259011200-56.1881.001.8113275011200-57.0880.871.8100127810000-57.9581.001.8104324410000-58.9581.001.8106124410000-59.9581.001.810792441.3有限元建模方法正确性验证1.3.1实桥荷载试验本节比较有限元模型的计算结果和实桥荷载试验结果，以验证有限元建模方法的正确性，用于后续不同跨径桥梁标准化设计分析。根据静载试验设置的两个工况，对所建立的MIDAS/Civil有限元模型进行了结果对比验证，具体试验工况如下：工况一：边跨最大正弯矩、挠度，横桥向中载；工况二：边跨最大正弯矩、挠度，横桥向偏载。加载布置位置和车辆间距设置如图2-12所示。试验共需加载车4辆，每辆加载车总重为47.1t，试验车辆参数见表2-8，每辆车具体重量参数见表2-9。(a)工况一(b)工况二图2-12实桥荷载试验加载布置图表2-8试验车辆参数表前轮距a(m)后轮距b(m)横向轮距c(m)前轴重（kN）中后轴重（kN）总重（kN）3.81.41.894376471表2-9试验车辆参数表序号重量（t）前轴重中轴+后轴重总重19.637.547.129.537.647.139.337.847.149.537.647.1根据静载试验加载工况，控制截面考虑第一跨即0#和1#跨中S1截面，应变、挠度测点位置取S1截面各钢主梁底部，控制截面及测点布置见图2-13。有限元模型中对应的荷载工况及布载情况如图2-14所示。(a)S1截面位置(b)应变计、位移计布置图图2-13控制截面及测点布置图（单位：cm）(a)工况一(b)工况二图2-14模型工况荷载布置图1.3.2有限元结果与荷载试验结果对比（1）应变工况一、二应变的实测值、理论值与校验系数见表2-10，应变实测值与理论值对比见图2-15。可以看出，工况一的应变校验系数在0.668~1.030之间，相对残余应变在1.17~5.74%之间，工况二的应变校验系数在0.611~0.977之间，相对残余应变在0.40~11.11%之间，符合要求。工况一、二的应变值曲线与理论值曲线变化趋势相同，吻合良好，说明有限元模型可以准确模拟静载工况下的结构应变响应。表2-10三级加载应变校验系数表荷载工况截面位置位移计号理论值①(με)实测值②(με)残余应变值③(με)相对残余③/(②+③)(%)校验系数②/①工况1S11-1#27.37925.40.31.170.9281-2#57.52441.80.61.420.7271-3#99.27283.81.31.530.8441-4#121.33089.11.11.300.7281-5#121.330100.61.51.470.8221-6#99.27266.31.23.210.6681-7#57.52439.41.45.740.6851-8#27.37928.20.62.081.030工况2S11-1#106.79686.22.01.270.8071-2#125.48595.31.11.160.7591-3#128.39899.10.40.400.7721-4#109.70987.21.82.020.7951-5#67.47641.21.43.290.6111-6#35.60725.51.55.560.7161-7#21.18416.71.311.110.7531-8#17.403171.89.570.977(a)工况一S1截面应变值对比(b)工况二S1截面应变值对比图2-15工况一、二下截面S1应变理论实测对比（2）挠度工况一、二挠度的实测值、理论值与校验系数见表2-11，挠度实测值与理论值对比图见图2-16。可以看出，工况一的挠度校验系数在0.728~1.115之间，相对残余应变在7.87~16.12%之间，工况二的挠度校验系数在0.728~1.115之间，相对残余应变在7.87~16.12%之间，符合要求。基于图2-16的对比，工况一、二的整体实测挠度值曲线与理论值曲线变化趋势相同，吻合良好，有限元模型可以准确模拟静载工况下的结构挠度响应。表2-11三级加载挠度校验系数表荷载工况截面位置位移计号理论值①(mm)实测值②(mm)残余挠度值③(mm)相对残余③/(②+③)(%)校验系数②/①工况1S11-1#-1.735-1.9350.22012.831.1151-2#-1.400-1.1680.25013.030.9031-3#-3.210-2.9550.2198.000.9211-4#-3.686-2.6850.1967.870.7281-5#-3.686-2.8550.2107.940.7741-6#-3.210-2.6170.2369.910.8151-7#-1.400-1.7940.24916.120.7481-8#-1.735-1.7250.21514.240.994工况2S11-1#-4.348-3.9290.1814.830.9041-2#-4.505-3.3250.1755.560.7381-3#-4.253-3.8760.1584.250.9111-4#-3.581-1.3500.24611.690.6561-5#-1.468-1.1580.21110.840.8741-6#-1.498-1.2050.20019.900.8051-7#-0.891-0.6460.0549.120.7251-8#-0.453-0.2660.0249.920.587(a)工况一(b)工况二图2-16截面S1挠度对比（3）动力特性采用脉动法进行实桥动力特性测试。采用DH5922型传感器在桥体及周围无干扰的情况下，对桥跨结构的微小振动响应进行测量。通过数据线传送到计算机进行储存，然后采用软件对信号进行动力特性分析，根据测点数据变化幅度和相位得到结构的振型。