彭 澤，唐懷平

(西南交通大學 力學與工程學院，四川 成都 610031)

0 引 言

既有鐵路橋梁，特別是國家重點廠礦企業(yè)的專用鐵路線路橋梁，經過數(shù)十年運營后，其結構不可避免出現(xiàn)各種病害和損傷，需定期依據《鐵路橋梁檢定規(guī)范》[1](鐵運函 [2004] 120號)對其進行全面檢測、試驗和驗算，確定橋梁實際技術狀況、承載能力和服役運行性能，必要時需及時對橋梁進行維修加固，確保橋梁結構和專用貨車的運行安全。

近年來，有關鐵路橋梁的檢測、試驗、數(shù)值計算與防撞研究日益增多。鄭平偉等[2]對某雙線下承式連續(xù)鋼桁梁大橋進行荷載試驗，與規(guī)范值比較評價了橋梁現(xiàn)狀；王巍等[3]基于既有普速鐵路橋梁檢定工作實踐，對出現(xiàn)缺陷、損傷或加固改造后的橋梁提出了檢定建議。崔堃鵬、陳林、鐘偉等[4-6]進行了不同縮比模型試驗，對車橋碰撞的脈沖響應波、極限位移、極限承載力、碰撞力峰值和應變等展開了研究；龍佩恒[7]等采用ABAQUS車輛撞擊橋墩進行了模擬，研究了撞擊點、柱腳和墩頂?shù)让舾袇^(qū)域力學性能變化，并對橋墩的加固方案進行了設計；夏浩、李強等[8-9]對車輛撞擊橋墩的動力響應進行研究，并分別設計了一種新型橋墩防撞裝置。

文中針對國內某廠礦區(qū)內既有專用貨運鐵路線的橋梁，由于專用貨運線路運行的特種車輛載重特別大(單節(jié)112 t)，且為高溫液態(tài)廢渣，渣罐車罐體橫向晃動較大，因此對橋梁的承載力和運行性能進行準確評定成為十分迫切和重要的工作。首先基于橋梁結構現(xiàn)場調查、荷載試驗等方面內容綜合評定橋梁實際技術狀況和在設計荷載作用下的承載能力；其次考慮廠礦對廢渣罐車擴容增重的需要(由軸重28t增至軸重38t)，通過驗算分析橋梁改造的可行性；最后考慮到該橋跨越公路交通網絡，對橋墩受車輛撞擊時的動力響應進行數(shù)值分析，必要時對橋墩采取必要的防撞防護措施。

1 橋梁模型

橋梁修建于1993年，上部結構由6 m×24.7 m簡直雙線簡支T梁組成，單線每跨橫橋向由2片T梁組成，橋梁下部結構采用雙線T形橋臺，矩形橋墩。下行線為載重貨車運輸線路，主要運行廢渣罐車，每列貨車10節(jié)，每節(jié)總重1 120 kN(共4軸)，上行線為空載貨車運輸線。橋梁橫斷面如圖1所示，立面如圖2所示，設計活載如圖3(T表示單位噸)。

圖1 橋梁橫斷面圖(單位：cm)

圖2 橋梁立面圖(單位：cm)

圖3 設計活載示意圖(單位：cm)

2 橋梁荷載試驗

橋梁線形較平順，主梁混凝土強度推定值>60 MPa，主墩混凝土強度推定值>40 MPa，T梁結構表面沒有可見裂縫，T梁腹板對應封錨鋼板處存在銹脹開裂，梁體局部存在鈣化現(xiàn)象，橫隔板局部露筋銹蝕，支座鋼板均輕微銹蝕。根據《鐵路橋隧建筑物修理規(guī)則》[10](TG/GW103-2010)評定結果為：支座劣化等級為C級，T梁劣化等級為B級，橫隔板劣化等級為B級其余構件狀態(tài)均為良好。

橋梁荷載試驗作為評定既有橋梁承載能力最為直接的方法，被廣泛應用于新建、改建、擴建橋梁的承載能力評定。靜載試驗通過測試控制截面的應力效應和撓度變化，考核橋梁結構的強度和剛度，評定其實際承載力能否滿足設計要求；動載試驗通過測試橋梁結構的動力特性參數(shù)，評定橋梁動力特性是否滿足安全運營的要求。

2.1 靜載試驗內容與測點布置

靜載試驗將主要針對起控制作用的主梁跨中截面進行加載考核，同時對加載后結構的變形情況進行測量。靜載試驗列車編組依次為：GK1C型(軸重23t)+4×電渣車KZD(軸重25t)。GK1C型機車軸重、軸距如圖4所示。電渣車KZD貨車(重車)軸重、軸距圖5所示。

經計算，橋梁控制截面試驗彎矩為4824.7 kN·m，理論控制彎矩為5064.5 kN·m，荷載效率系數(shù)為0.95，滿足規(guī)范要求(0.8～1.0)。

圖4 GK1C型機車軸載示意圖(單位：cm)

圖5 KZD機車軸載示意圖(單位：cm)

根據現(xiàn)場調查橋梁下行線為載重貨車運輸線路，上行線為空載貨車運輸線，本橋靜載試驗選定第6跨下行線為檢定對象。靜載試驗輪位為下行線第6跨跨中最大正彎矩加載，電渣車KZD加載輪位如圖6所示，主要測試下行線第6跨跨中主梁斷面應力及跨中撓度。靜載試驗測點共計18個，其中第6跨T梁跨中布置4個撓度測點、12個應力測點；5#墩頂布置1個縱橋向位移測點及1個橫向位移測點。測點布置如圖7所示。

圖6 靜載試驗輪位布置圖(單位：cm)

圖7 主梁應力及撓度測點布置圖

2.2 靜載試驗結果與分析

試驗荷載作用下，試驗橋跨撓度實測值及與計算值的比較見表1。撓度測試結果表明下行線第6跨實測最大撓度為5.9mm，撓度結構校驗系數(shù)介于0.60～0.66之間，橋跨撓度結構校驗系數(shù)處于合理范圍，相對殘余撓度均小于20%，表明試驗跨結構的靜剛度滿足設計荷載的使用要求。

表1 撓度實測值及與計算值的比較

試驗橋跨結構控制截面的應變實測值及與計算值的比較見表2。應變測試結果表明，下行線第6跨控制截面的應變結構校驗系數(shù)介于0.57～0.85，處于合理范圍，實測殘余應變均小于20%，表明試驗跨的結構強度滿足設計荷載的使用要求。

表2 試驗截面混凝土表面應變實測值

2.3 動載試驗內容與測點布置

動載試驗內容包括自振特性試驗和動力特性試驗。同樣選擇第6跨為動載試驗對象，動載試驗測點共計10個，其中T梁跨中布置1個豎向振動測點、1個橫向振動測點；5#墩頂布置1個縱橋向振動測點及1個橫向振動測點；T梁跨中布置4個動應變測點。主要測試主梁跨中振動加速度和位移、橋墩墩頂橫向振動加速度和振幅、主梁控制截面的動應變并推算其沖擊系數(shù)。動力響應試驗包括跑車試驗和制動試驗，采用貨物列車并單線加載。貨物列車編組為：GK1C型+10×電渣車KZD(重車)，列車行駛速度為5 km/h 和10 km/h。

2.4 動載試驗結果與分析2.4.1 自振特性測試結果與分析

試驗跨實測自振頻率及阻尼比見表3。實測橋跨結構豎向一階彎曲振動頻率f1=8.75 Hz，高于理論計算頻率，表明橋梁的動力性能較好。根據頻譜分析得出結構阻尼比為ζ=0.009 3，表明橋梁屬于小阻尼結構，且阻尼比處于正常范圍。

表3 自振頻率實測值及阻尼比

2.4.2 動力響應測試結果與分析

試驗列車通過時，實測不同工況下主梁跨中橫向振幅及豎向振幅的最大值見表4。主梁跨中的橫向振幅最大值為0.341 mm，豎向振幅最大值為0.239 mm，均發(fā)生于10.0 km/h跨中位置剎車工況，均小于《鐵路橋梁檢定規(guī)范》[1]規(guī)定的通常值1.96 mm，且未發(fā)生橫向共振現(xiàn)象，滿足運營條件。實測試驗列車通過時墩頂橫向振幅最大值為0.83 mm，墩頂橫向振幅小于《鐵路橋梁檢定規(guī)范》[1]規(guī)定的通常值1.18 mm。根據主梁跨中橫向及豎向振動加速度典型時域波形，得出各工況下橫向及豎向振動加速度峰值匯總見表4。

在載重貨車組作用下，下行第6跨主梁跨中荷載平面橫向振動加速度介于1.062～1.386m/s2之間，滿足橋跨結構橫向剛度檢驗標準限值1.4 m/s2的要求；主梁跨中最大豎向加速度介于0.770～0.915 m/s2之間，滿足《新建時速200公里客貨共線鐵路設計暫行規(guī)定》[11]限值3.5 m/s2的要求。試驗列車作用下，實測橋梁活動支座的橫向動位移最大值為0.084 mm，滿足《鐵路橋梁檢定規(guī)范》[1]規(guī)定的2 mm限值要求。根據無障礙行車和行車制動沖擊下的測試截面的動應變時程曲線，由不同車速下主梁試驗截面動應變推算的沖擊系數(shù)見表5。跨中截面無障礙行車沖擊系數(shù)介于1.01～1.03之間，行車制動沖擊系數(shù)介于1.06～1.11之間，均在正常范圍內。

表5 跨中截面沖擊系數(shù)

3 擴容增重后橋梁承載能力檢算

擴容增重后電渣車軸重由設計軸重28 t增加到38 t，對于簡支預應力混凝土T梁，檢算控制條件在構件受拉區(qū)不允許出現(xiàn)拉應力。檢算主要內容包括：①按破壞階段檢算構件承載力，計算安全系數(shù)；②不容許出現(xiàn)拉應力構件檢算使用階段抗裂性安全性。

3.1 預應力混凝土梁抗彎強度檢算結果

主梁抗彎強度按照《鐵路橋梁檢定規(guī)范》[1]第6.3.3～6.3.7條、《鐵路橋涵混凝土結構設計規(guī)范》[12](TB 10092-2017)第7.2.2、7.2.3條、第7.2.4條、附錄C公式及原設計控制條件進行檢算。強度安全系數(shù)應滿足K≥2。

圖8 主梁正截面抗彎強度

圖9 主梁斜截面抗剪強度

軸重增加后主梁跨中抗彎強度安全系數(shù)為1.74<[K]=2，軸重增加后主梁靠近支點腹板變厚處抗剪強度安全系數(shù)為1.57<[K]=2，結果表明預應力混凝土T梁抗彎強度不滿足要求。

3.2 使用階段主梁抗裂性檢算結果

使用階段主梁正截面抗裂檢算按照《鐵路橋梁檢定規(guī)范》[1]第6.3.11條、《鐵路橋涵混凝土結構設計規(guī)范》[12]條第7.3.9-1條、第7.3.11條及原設計控制條件進行檢算。抗裂安全系數(shù)應滿足K≥1.2，不允許出現(xiàn)拉應力構件受拉區(qū)拉應力應滿足σct≤0。軸重增加后主梁正截面抗裂檢算結果如圖10。

圖10 主梁正截面抗裂檢算結果

軸重增加后主梁跨中梁底出現(xiàn)拉應力σct>0，正截面抗裂安全系數(shù)為1.1<[K]=1.2，不滿足要求。

不允許出現(xiàn)拉應力構件使用階段混凝土主拉應力應滿足σtp≤fct=3.08 MPa，主壓應力應滿足σcp≤ 0.6fc=21.9 MPa。主梁斜截面抗裂檢算結果如圖11和圖12。

圖11 主梁斜截面抗裂主拉應力檢算結果

圖12 主梁斜截面抗裂主壓應力檢算結果

軸重增加后主梁近支點處及跨中梁底處主拉應力σtp>fct=3.08 MPa，斜截面抗裂不滿足要求。

4 車輛撞擊橋墩響應分析

該橋跨線既有公路運輸線路，橋墩未設置有效防護措施。如果發(fā)生汽車撞擊橋墩，加劇橋梁橫向振動，從而導致廢渣罐車的高溫液態(tài)廢渣四溢飛濺，危及沿線環(huán)境和生命財產。基于此，文中對該橋橋墩遭受公路運行車輛意外撞擊問題進行初步探討。簡化計算分析碰撞模型中，初步設定碰撞力為1 000 kN，即撞擊力為100 t，用以模擬常規(guī)運行車輛對該橋可能發(fā)生的撞擊作用，碰撞接觸時間設定為0.04～0.40 s，用以反映不同碰撞剛度類型的接觸時間，碰撞力用半正弦波函數(shù)近似模擬。

依據標高資料，設置碰撞位置為距離底承臺10m高的位置，依據公路線路方向，碰撞方向設定為橫橋向。選擇3#橋墩和4#橋墩間的橋跨模型作為分析對象，采用橋梁專用有限元計算軟件MIDAS-Civil進行建模計算，碰撞力作用于3#橋墩，橋梁有限元模型及碰撞力設定模型如圖13所示。

圖13 橋梁碰撞模型

考慮橋梁的運行安全性，本節(jié)重點分析不同碰撞力持時作用下，上部承重主梁跨中位置的結構動力響應。不同碰撞持時下，主梁跨中位置橫橋向位移、速度及加速度時程響應如圖14～16所示。計算持時為20 s，為了清晰地反映結構動力響應，時程圖僅截取0～5 s時段。為清晰顯示碰撞持時與主梁跨中響應之間的關聯(lián)性，不同碰撞持時與主梁跨中響應峰值之間的關系曲線如圖17～19所示。

圖14 不同持時碰撞力作用下主梁跨中位移響應

圖15 不同持時碰撞力作用下主梁跨中速度響應

圖16 不同持時碰撞力作用下主梁跨中加速度響應

由圖14～16的動力響應時程圖及圖17～19的動力響應峰值圖可推斷，除持時為0.28 s以外，不同持時對主梁跨中位移、速度及加速度響應的影響有一定的趨勢性。碰撞持時對跨中峰值位移響應的影響較為平緩，呈現(xiàn)短持時及長持時，峰值響應相對較小，0.12～0.16 s持時對應位移響應峰值較大；碰撞持時對跨中峰值速度響應的影響整體呈現(xiàn)下降趨勢，其速度響應峰值的最大值出現(xiàn)在0.12 s，短持時及長持時，速度響應峰值相對較小；碰撞持時對跨中峰值加速度響應的影響同樣呈現(xiàn)整體下降的趨勢，一般地，碰撞持時越短，主梁跨中水平向加速度峰值響應越大。

圖17 不同持時碰撞力作用下主梁跨中速度響應峰值

圖18 不同持時碰撞力作用下主梁跨中位移響應峰值

圖19 不同持時碰撞力作用下主梁跨中加速度響應峰值

圖17～19中，持時0.28 s碰撞力作用下主梁跨中位移、速度及加速度響應峰值均相對突出。分析橋梁整體模態(tài)發(fā)現(xiàn)，整橋橫橋向側彎模態(tài)頻率為3.525 Hz，換算成固有周期為0.284 s。對于持時為0.28 s的碰撞力而言，其持時特性與結構整體側彎模態(tài)的固有周期接近，對應時程響應接近于共振狀態(tài)，因而，0.28 s持時碰撞力作用下，結構位移、速度及加速度響應值均相對較為突兀。

5 結 論

基于橋梁靜、動載試驗，評定了該貨運鐵路橋梁在既定荷載作用下的承載能力，基于橋梁有限元分析軟件MIDAS-Civil建模及計算，分析了不同碰撞力持時作用下主梁跨中位置的動力響應，得出以下結論。

(1) 貨運鐵路橋梁結構強度和剛度滿足設計活載(軸重28T渣車)的使用要求，橋梁動力性能較好，運營性能滿足現(xiàn)行規(guī)范要求。

(2) 軸重增加后(軸重38T渣車)檢算橋跨主梁在主力、主力+附加力組合作用下，破壞階段構件承載力安全系數(shù)、正截面抗裂及斜截面抗裂均不滿足要求。因此在擴容增重前需對橋梁進行改造。

(3) 車輛撞擊橋墩對橋梁橫向振動有較大影響。碰撞持時越短，主梁跨中水平向加速度峰值響應越大。橋梁橫橋向側彎模態(tài)頻率為3.525Hz，換算固有周期為0.284s。當碰撞持時為0.28s時，與結構整體側彎模態(tài)固有周期接近，對應時程響應接近于共振狀態(tài)，致使結構的位移、速度及加速度響應值均相對較為突出。

(4) 結合橋梁結構特點、現(xiàn)有病害、劣化等級評定結果，需進行全面的病害整治。