魏思斯， 耿 波， 尚軍年， 鄭 植,3

(1.招商局重慶交通科研設計院有限公司， 重慶 400067； 2.橋梁工程結(jié)構(gòu)動力學國家重點實驗室， 重慶 400067；3.重慶大學 土木工程學院， 重慶 400045)

近年來，隨著我國高速鐵路、城市軌道交通的快速發(fā)展，為了高效利用過江通道，修建了許多公鐵、公軌兩用橋梁[1-2]。在經(jīng)典連續(xù)鋼桁梁的基礎上，組合剛性懸索加勁弦形成的懸索加勁鋼桁梁橋，儼然已成為一種適用于公鐵、公軌兩用橋梁的新式結(jié)構(gòu)。懸索加勁鋼桁梁橋造型美觀，但結(jié)構(gòu)構(gòu)造復雜，受力行為不明確，其剛性懸索與上弦桿的連接處涉及眾多桿件，受力及構(gòu)造特點比起常規(guī)的整體節(jié)點更為復雜，本文對這一類連接簡稱為特殊節(jié)點[3]。

目前，該類型橋梁中，國內(nèi)建成了東莞市東江雙層公路特大橋[4]、石濟客專濟南黃河公鐵兩用大橋[5-6]、錢塘江公軌兩用大橋[7]。2009年建成的東莞市東江大橋在設計時針對特殊節(jié)點開展了試驗研究。彭振華[4]和譚明鶴等[8-9]開展了縮尺比例為1∶2的模型試驗，在加勁弦、左側(cè)斜腹桿和右側(cè)豎腹桿端部設置鉸約束，在上弦桿兩端、左側(cè)豎腹桿和右側(cè)斜腹桿端部分別采用千斤頂同步施加軸向荷載，試驗加載至設計荷載的70%，試驗結(jié)果驗證了東江大橋特殊節(jié)點的安全性。

主跨208 m的東江大橋和主跨180 m的石濟客專濟南黃河公鐵兩用大橋[10]，主梁均采用3片主桁承載，其中東江大橋采用板桁分離橋面系，主桁受力較為明確，且加勁弦與上弦桿通過在一個主節(jié)點共用變高度的豎版即合并為一根桿件，特殊節(jié)點的規(guī)模較??；主跨270 m的曾家?guī)r嘉陵江大橋是城市公軌兩用橋梁中的首座懸索加勁鋼桁梁橋，主桁僅采用空間2片桁架結(jié)構(gòu)[3]，上橋面采用縱橫梁體系的正交異性板整體橋面，橋面板、橫梁與主桁共同承載將引起次內(nèi)力[4]，受力較為復雜，且加勁弦與上弦桿經(jīng)過一個節(jié)間的距離才逐漸合并為一根桿件，過渡范圍較大。

綜上分析，由于曾家?guī)r大橋特殊節(jié)點涉及的加勁弦、上弦桿、腹桿等眾多桿件，涵蓋上弦桿中2個節(jié)點，規(guī)模較大，且采用正交異性板整體橋面，特殊節(jié)點受力因橋面系的影響，其受力及構(gòu)造特點比起常規(guī)的整體節(jié)點更為復雜，其模型試驗邊界荷載的模擬也無法直接借鑒東江大橋節(jié)點試驗的經(jīng)驗。因此，需通過模型試驗對曾家?guī)r嘉陵江大橋特殊節(jié)點的靜力性能進行研究，而試驗設計的合理性是保障模型試驗順利進行的關(guān)鍵。由于受試驗條件的限制，難以實現(xiàn)空間三維加載，如何將多桿件節(jié)點三維受力狀態(tài)轉(zhuǎn)化為平面內(nèi)受力，合理處理模型幾何邊界條件，保證荷載的順利施加與傳遞，準確模擬特殊節(jié)點關(guān)鍵部位的應力狀態(tài)是本試驗設計的難點。為此，本文對多桿件節(jié)點模型邊界的模擬與實現(xiàn)、荷載施加方式的確定、反力臺座及縮尺試驗件的設計展開研究，以期為后續(xù)類似多桿件節(jié)點的試驗研究與設計提供參考。

1 工程概況

重慶曾家?guī)r嘉陵江大橋為懸索加勁連續(xù)鋼桁梁橋，跨徑布置為(135+270+135)m[11]，橋型布置見圖1。主桁采用橫向中心距為26.7 m的空間2片桁架結(jié)構(gòu)，鋼桁梁中心桁高12.483 m[3，11-13]。上層橋面為采用縱橫梁布置的梁格體系的正交異性橋面板，板厚16 mm[11]。

單位：cm圖1 曾家?guī)r嘉陵江大橋總體布置Fig.1 General layout of Zengjiayan Jialing River Bridge

根據(jù)全橋分析結(jié)果[14]可知，渝中區(qū)側(cè)邊跨特殊節(jié)點內(nèi)力最大，故選該部位為本文研究對象。在該側(cè)邊跨內(nèi)，S37S38加勁弦與A37A38上弦桿交匯于A38節(jié)點，并合成一根變高度的A38A39上弦桿[3]。加勁弦與上弦桿的連接始于A38節(jié)點，并經(jīng)過整個節(jié)間，結(jié)束于A39節(jié)點，見圖2。

圖2 特殊節(jié)點構(gòu)造Fig.2 Configuration of special joint

2 試驗模型幾何與荷載邊界的確定

由于受到試驗條件的限制，難以實現(xiàn)空間三維加載，本試驗僅選取特殊節(jié)點在主桁平面內(nèi)的桿件，并簡化為平面內(nèi)加載。先根據(jù)全橋多尺度有限元模型[15]分析結(jié)果對特殊節(jié)點邊界荷載進行分析，并結(jié)合節(jié)段模型試算結(jié)果，確定試驗模型的幾何與荷載邊界，使得節(jié)段模型能較為準確地模擬特殊節(jié)點關(guān)鍵部位的應力分布規(guī)律。由此確定的邊界模擬形式為：S38S37加勁弦桿端固結(jié)，A39B39豎腹桿端部設置固定鉸支座，并在其余桿端均施加軸向荷載，見圖3。為了使特殊節(jié)點節(jié)段模型在面內(nèi)受力平衡，并盡量準確模擬S37S38的加勁弦和A38節(jié)點板的應力分布情況，將橋面板承擔的水平向力附加在上弦桿上，而上層橋面系橫梁承擔的豎向力則附加在豎腹桿上。該邊界模擬形式對應節(jié)段模型的應力分布見圖4。

圖3 縮尺模型加載示意Fig.3 Loading diagram of scaled model

單位：MPa圖4 特殊節(jié)點節(jié)段模型Von-Mises應力分布Fig.4 Von-Mises stress distribution of Special-joint segmental model

將圖4中特殊節(jié)點節(jié)段模型各主要受力構(gòu)件的應力分布情況與全橋模型分析結(jié)果進行對比：1) 特殊節(jié)點加勁弦的Von-Mises應力分布規(guī)律與全橋多尺度模型分析結(jié)果接近，相同部位存在應力集中，最大Von Mises應力為359.4 MPa，總體應力水平在196.1 MPa以內(nèi)，特殊節(jié)點的Von-Mises應力水平接近實際情況；2) 采用該邊界形式進行模擬時，特殊節(jié)點節(jié)段模型中上弦桿和A39B39豎腹桿的應力水平高于全橋多尺度模型的計算結(jié)果，這是由于由橋面系傳遞的部分荷載分別附加在了上弦桿和A39B39豎腹桿中；3) 節(jié)段模型能較為準確地模擬特殊節(jié)點關(guān)鍵部位的應力分布規(guī)律，因此，該邊界形式可作為特殊節(jié)點縮尺模型設計的依據(jù)。

3 反力臺座設計

3.1 特殊節(jié)點加載方案

綜合考慮現(xiàn)有加載能力及試驗場地、測試內(nèi)容、鋼材種類、模型加工等因素，對試驗縮尺模型的縮尺方案進行比選，最終確定試驗模型的縮尺比例為1∶2.5。據(jù)相似理論，按照1∶2.5縮尺后得出的各桿端在1.0倍設計荷載工況和超載工況[16](1.4倍設計工況，對應圖3中括號內(nèi)數(shù)值)下需施加的荷載值見圖3。

當加載至100%設計荷載時，需施加的最大荷載為282.7 t；1.4倍超載時，需施加的最大荷載為395.8 t，可采用400 t千斤頂進行加載。A38節(jié)點豎腹桿1.4倍超載時需施加的最大荷載為45.6 t，采用300 t千斤頂進行加載。試驗加載設備利用高穩(wěn)定性液壓加載控制器和5個高精度液壓千斤頂進行，荷載大小采用振弦式錨索測力計測量，使用之前須標定。

3.2 反力臺座設計

施加的最大荷載達到395.8 t，且為了模擬固結(jié)的邊界條件，需將加勁弦的一段預埋在鋼筋混凝土的反力墻中，該固結(jié)部位受到軸向拉力11 701.0 kN、剪力221.4 kN及彎矩575.2 kN·m的作用，加載噸位和加勁弦端部反力較大，并需在5處同時加載，為保證試驗的實施，設計了強大的混凝土反力墻及底座。試驗臺座的基本構(gòu)造及節(jié)點加載方案見圖5。

單位：mm圖5 特殊節(jié)點加載方案平面Fig.5 Plan view of loading of special joint

由圖5可知，試驗臺座由1 m厚的底座和3道高1.5 m的反力墻組成。試件平躺安裝在試驗臺座上，加勁弦嵌入反力墻1中固結(jié)，A39節(jié)點豎腹桿端部設置鉸支座，主耳板嵌入反力墻3中固定，其余桿件端部均采用千斤頂施加軸向荷載。為了在A38節(jié)點豎腹桿和右側(cè)斜腹桿以及A39節(jié)點側(cè)上弦桿桿端施加軸向拉力，將預應力鋼束一端錨固在縮尺模型桿件內(nèi)，穿過反力墻中的預留孔在另一端通過千斤頂張拉。千斤頂與反力墻接觸處均設置預埋鋼板，以擴大反力墻受力面積，防止混凝土局部被壓潰。

錨固加勁弦的反力墻1厚2.6 m，反力墻2厚1.2 m，L形反力墻3在固定鉸支座處厚1.2 m、在對上弦桿施加軸向拉力處厚1.4 m。底座和反力墻均采用C50混凝土，反力墻的縱向受力鋼筋和箍筋均采用HRB400，縱向受力鋼筋采用單肢Φ28，間距120 mm，抗剪鋼筋采用Φ16的鉤筋。通過計算分析，反力墻正截面抗彎和斜截面抗剪均滿足要求，且有較高的安全儲備。

考慮到通過千斤頂來施加荷載，反力墻加載處設置了方格網(wǎng)作為間接鋼筋來抵抗局部受壓，根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》(JTG 3362—2018)[17]5.7.2條，經(jīng)驗算其局部受壓區(qū)的截面尺寸滿足要求。

4 特殊節(jié)點縮尺模型設計

本試驗特殊節(jié)點涉及加勁弦、上弦桿、斜腹桿、豎腹桿共計7根桿件，需在S38S37加勁弦桿端固結(jié)，在A39B39豎腹桿桿端設置鉸接，并在其余5根桿件端部施加軸向壓力或者拉力，如何實現(xiàn)邊界的模擬，并保障荷載的順利施加與傳遞是本試驗試驗模型設計的難點，也是確保試驗成功實施的關(guān)鍵。本節(jié)對多桿件節(jié)點試驗模型的細部構(gòu)造進行設計。

4.1 縮尺模型各組件及連接設計

在試驗段模型的幾何尺寸嚴格按照1∶2.5的比例縮尺，A38節(jié)點板按照比例縮小后厚度為22.5 mm，無該板厚規(guī)格的鋼板，故將其板厚微調(diào)到了24 mm。同時綜合考慮反力臺座的設計及加載設備所需的空間，對部分桿件的長度進行了調(diào)整。特殊節(jié)點1∶2.5縮尺模型整體構(gòu)造和各桿件的截面見圖5。

加勁弦的翼板、頂板、底板、橫隔板板厚均為20 mm。上弦桿頂板板厚8 mm，底板和豎板板厚16 mm，頂板加勁弦肋厚6 mm。斜腹桿和豎腹桿翼板板厚分別為20 mm和16 mm。A38、A39節(jié)點板板厚分別為24 mm和20 mm。

試驗件全長13.587 m，寬5.055 m。加勁弦嵌固在反力墻內(nèi)，并在嵌入范圍內(nèi)的外表面均勻布置剪力釘，以保證其與反力墻的有效固結(jié)。固定鉸支座耳板嵌固于反力墻內(nèi)，與A39B39豎腹桿桿端布置的2塊耳板經(jīng)由銷軸連接以實現(xiàn)鉸接。

試驗中拉力施加方式的設計，對試驗的順利開展十分重要。通過查閱文獻及借鑒有關(guān)工程經(jīng)驗[18]，采用在構(gòu)件端部穿入鋼束，并通過千斤頂張拉可靠錨固的鋼束，來實現(xiàn)荷載的施加。即將預應力鋼束錨固在A39A40上弦桿、A38B39斜腹桿以及A38B38豎腹桿內(nèi)，鋼束穿過反力墻的預留孔在另一側(cè)由穿心式千斤頂牽引施加拉力[1]。為了便于預應力鋼束及固定端錨具的安裝，上弦桿A38A40開有橢圓形手孔，并加焊寬70 mm厚30 mm的補強板。A38A37上弦桿、A38B37斜腹桿桿端則由千斤頂直接施加壓力。

考慮試驗件制作加工、運輸及安裝的的可行性，A38節(jié)點與加勁弦、上弦桿以及A39節(jié)點與上弦桿由栓接改為焊接，采用融透的對接焊縫，腹桿與A38、A39節(jié)點的連接仍為高強螺栓連接。試驗件坡口尺寸和焊腳高度與實橋相似。

本靜力試驗件A38、A39節(jié)點與腹桿之間的連接采用M24高強螺栓，根據(jù)《鐵路橋梁鋼結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》(TB 10002.2—2017)[19]按照連接桿件的強度進行螺栓數(shù)量的設計計算，即螺栓連接的強度不應低于被連接桿件的強度。

4.2 縮尺模型桿端局部加強部位設計

1) 構(gòu)造設計

為了保證荷載安全可靠地傳遞，各桿端施加荷載部位需進行局部加強。其中，A39A40上弦桿、A38B39斜腹桿以及A38B38豎腹桿桿端施加軸向拉力處，由于需要預留預應力鋼束通過的空間，采用井字形加勁；其余桿件端部施加軸向壓力，則采用十字加勁。桿端局部加強部位的翼板、端板及加勁板板厚增大為30 mm[3]。局部加強部位構(gòu)造見圖6、圖7。

(a) 平面

(b) A-A斷面單位：mm圖6 井字形加強構(gòu)造Fig.6 Configuration of well-shape reinforcement

(a) 平面

(b) A-A斷面單位：mm圖7 十字形加強構(gòu)造Fig.7 Configuration of cross-shape reinforcement

各桿件按1∶2.5縮尺后，桿件內(nèi)邊緣尺寸低于500 mm，操作空間較小，在桿件內(nèi)部施焊難以操作。為了便于操作，桿件局部加強區(qū)域內(nèi)，桿件翼板在加勁板的位置開槽，加勁板先焊接成為整體(十字形或者井字形)，然后插入桿件翼緣槽口，并在翼緣外側(cè)進行焊接。

2) 設計驗證

局部加強部位的安全性和可靠性通過局部有限元分析得到驗證。A39A40上弦桿在超載工況需要施加的軸向拉力最大，為395.8 t，且該處翼板開有手孔，截面被削弱，故取該部位進行井字形加強部位的局部分析，取端板到端部手孔以下1倍邊長范圍內(nèi)的桿件為研究對象，利用Midas FEA建立三維板殼單元模型，壓力荷載通過面壓力進行模擬，桿件底部固結(jié)，見圖8。加勁板伸出桿件翼板是為了方便施焊，不影響力的傳遞，因此本模型中僅建出桿件內(nèi)部的加勁板。

(a) 桿件翼板

(b) 加勁板、端板、承壓板圖8 井字形加強部位局部有限元模型Fig.8 Local finite element model of the well-shape reinforcement

千斤頂施加的壓力通過應力鋼束及固定端錨具傳遞到承壓板，再傳到井字形加勁板，然后通過焊縫傳給桿件翼板，計算結(jié)果見圖9。從圖9可以看出，加勁板與桿件翼板焊縫在承壓板位置處Von-Mises應力最大，為143.4 MPa。桿件翼板開孔處在短軸頂點附近存在應力集中，最大Von-Mises應力達到了334.7 MPa，但應力集中范圍較小，且最大Von-Mises應力小于鋼材的屈服應力，認為翼板受力是安全的，能夠有效傳遞荷載。加勁板在與承壓板接觸位置Von-Mises應力最大，為276.2 MPa，盡管大于鋼板的容許應力(247 MPa)，但仍小于屈服強度，仍然是安全的。該位置不是重點關(guān)注范圍，僅需要保證荷載的安全傳遞，因此認為井字形加強部位的設計是合理的。

(a) 桿件翼板

(b) 加勁板單位：MPa圖9 井字形加強部位Von-Mises應力分布Fig.9 Von-Mises stress distribution of the well-shape reinforcement

A38A37上弦桿在超載工況需要施加的軸向壓力最大，為346.0 t，故取該部位進行局部分析，取端部3倍邊長范圍內(nèi)的桿件為研究對象，利用Midas FEA建立三維板殼單元模型，壓力荷載通過面壓力進行模擬，桿件底部固結(jié)。十字形加強部位有限元模型見圖10，本模型也僅建出桿件內(nèi)部的加勁板。

(a) 桿件翼板

(b) 加勁板、端板圖10 十字形加強部位局部有限元模型Fig.10 Local finite element model of the cross-shape reinforcement

千斤頂施加的壓力通過端板傳到十字形加勁板，再通過焊縫傳給桿件翼板，計算結(jié)果見圖11。從圖11可以看出，加勁板與桿件翼板焊縫在承壓板位置處Von-Mises應力最大，為122.4 MPa；承壓板最大Von-Mises應力為184.7 MPa；加勁板在與端板接觸位置Von-Mises應力最大，為185.4 MPa，低于鋼板的容許應力247 MPa，表明十字形加強部位的設計是合理的。

(a) 桿件翼板

(b) 加勁板單位：MPa圖11 十字形加強部位Von-Mises應力云圖Fig.11 Von-Mises stress distribution of the cross-shape reinforcement

4.3 縮尺模型加勁弦嵌固端設計

1) 構(gòu)造設計

為了在S38S37加勁弦桿端施加固定約束，加勁弦在試驗區(qū)域范圍外延伸2.4 m嵌入反力墻1內(nèi)，并在加勁弦四面翼板外側(cè)布置剪力釘，以保證加勁弦與反力墻的有效連接。為了使混凝土能夠進入加勁弦內(nèi)部并盡量密實，在加勁弦灌漿側(cè)頂板開孔，且頂板在端部縮短200 mm，見圖12。

單位：mm圖12 加勁弦固結(jié)端構(gòu)造Fig.12 Configuration of the embedded end of stiffening chord

2) 設計驗證

根據(jù)計算求得的嵌固端的反力，并考慮1.4倍超載可知，S38S37加勁弦桿端受到軸向拉力11 701.0 kN、剪力221.4 kN及彎矩575.2 kN·m的作用。為了保證加勁弦嵌固端與反力墻1有效連接，根據(jù)《公路鋼混組合橋梁設計與施工規(guī)范》(JTG/T D64-01—2015)[20]對剪力釘連接件的承載能力極限狀態(tài)和正常使用極限狀態(tài)進行設計計算。

本靜載試驗選用d=22 mm的圓柱頭焊釘為剪力連接件，材料為ML15。在錨入反力墻的加勁弦4個外表面上共布置260個剪力釘，單個剪力釘受到的剪力為45.0 kN，單個剪力的抗剪承載力為85.14 kN，安全系數(shù)為1.90，強度滿足規(guī)范要求。剪力釘結(jié)合面的最大滑移為0.148 mm，小于規(guī)范中的限值0.2 mm，表明結(jié)合面滑移也滿足規(guī)范要求。

4.4 縮尺模型鉸支座設計

1) 構(gòu)造設計

根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設計標準》(GB 50017—2017)[21]11.6節(jié)的規(guī)定擬定了鉸支座的結(jié)構(gòu)尺寸，鉸支座耳板、銷軸構(gòu)造分別見圖13和圖14。主耳板板厚60 mm，次耳板板厚40 mm，銷軸直徑150 mm。鉸支座耳板采用Q420qE鋼材，銷軸采用40 Cr。

(a) 次耳板

(b) 主耳板單位：mm圖13 鉸支座耳板構(gòu)造Fig.13 Configuration of the hinged support

(a) 銷軸立面

(b) A-A斷面單位：mm圖14 銷軸構(gòu)造Fig.14 Configuration of the axis pin

2) 設計驗證

根據(jù)計算求得的鉸支座的反力，1.4倍超載加載時，B39A39豎腹桿鉸支座的軸向反力為1 617.7 kN(受拉)，剪力為139.1 kN。作用在鉸支座上的合力為1 623.7 kN。

鉸支座耳板的安全性和可靠性通過局部有限元分析進行了驗證，有限元模型見圖15。反力墻3、臺座及主耳板均采用三維實體單元進行模擬，預埋耳板一部分嵌入反力墻3中，將作用在鉸支座的荷載以集中力的形式進行施加，主耳板最大Von-Mises應力為151.8 MPa，小于Q420qE鋼材的容許應力241 MPa，表明主耳板強度滿足要求。

(a) 有限元分析模型

(b) Von-Mises應力云圖單位：MPa圖15 主耳板有限元分析驗證Fig.15 Verification of the main ear plate by finite element analysis

為了保證鉸支座主耳板與反力墻3有效連接，根據(jù)《公路鋼混組合橋梁設計與施工規(guī)范》(JTG/T D64-01—2015)[20]對耳板剪力釘連接件的承載能力極限狀態(tài)和正常使用極限狀態(tài)進行設計計算。在嵌入反力墻的主耳板頂?shù)酌嫔瞎膊贾?0個剪力釘，選用d=22 mm的圓柱頭焊釘為剪力連接件，材料為ML15。單個剪力釘受到的剪力為27.1 kN，單個剪力的抗剪承載力為85.14 kN，安全系數(shù)為3.15，強度滿足規(guī)范要求。剪力釘結(jié)合面的最大滑移為0.091 mm，小于規(guī)范中的限值0.2 mm，表明結(jié)合面滑移也滿足規(guī)范要求。

5 結(jié)論

本文基于特殊節(jié)點的邊界荷載分析，確定了試驗模型的邊界模擬形式，并制定了試驗加載方案，在此基礎上設計了多桿件特殊節(jié)點縮尺試驗模型及反力臺座，得到以下結(jié)論：

1) 加勁弦S38S37桿端固結(jié)，豎腹桿A39B39端部設置鉸支座，并在其余桿端采用施加軸向荷載的方式來模擬特殊節(jié)點的邊界荷載，將空間受力簡化為面內(nèi)受力，節(jié)段模型能較為準確地模擬特殊節(jié)點關(guān)鍵部位(加勁弦、加勁弦與上弦桿交界處以及A38節(jié)點板)的應力分布規(guī)律。

2) 根據(jù)縮尺試驗件施加的荷載及反力，設計了由1 m厚的底座和3道高1.5 m的反力墻組成的反力臺座，試件平躺安裝在試驗臺座上，加勁弦嵌入反力墻1中固結(jié)，A39節(jié)點豎腹桿端部設置鉸支座，主耳板嵌入反力墻3中固定，其余桿件端部均采用千斤頂施加軸向荷載，由此實現(xiàn)多桿件特殊點幾何與荷載邊界的模擬。

3) 根據(jù)縮尺比例確定試驗模型各組件的尺寸，根據(jù)相關(guān)規(guī)范對桿件間的連接、加勁弦嵌固端及鉸支座進行設計計算，并通過局部有限元分析驗證了桿端十字形及井字形加強部位、鉸支座的安全性，最終確定了特殊節(jié)點縮尺模型的結(jié)構(gòu)構(gòu)造。

4) 本模型試驗目前已完成，最大加載至設計荷載的1.4倍，測試模型各桿件端部位移以及關(guān)鍵部位的應力分布，結(jié)果顯示，縮尺模型在受荷載過程中處于彈性工作階段，試件受力均衡，各剖面測點處實測應力分布規(guī)律與理論計算結(jié)果基本吻合，在1.4倍設計荷載(超載工況)作用下，所有測點應力仍然小于鋼材的容許應力，結(jié)構(gòu)的靜力安全儲備足夠。試驗臺座及縮尺模型各連接部位、局部加強部位、加勁弦嵌固端以及鉸支座均正常工作，能夠安全可靠地傳遞試驗荷載，試驗設計安全可靠。