剛性基層對正交異性鋼－混凝土組合橋面板受力性能影響

傅梅珍， 劉永健， 朱偉慶， 王成坤， 琚明杰

（1.長安大學 公路學院，陜西 西安 710064；2.東莞市公路橋梁開發(fā)建設(shè)總公司，廣東 東莞 523010）

0 引 言

近年來，正交異性鋼橋面板在大跨徑橋梁中的使用逐漸增多。通過對正交異性鋼橋面板使用過程持續(xù)監(jiān)測發(fā)現(xiàn)其在使用過程中存在2個主要問題：

（1）正交異性鋼橋面板局部剛度小，與瀝青混凝土鋪裝的黏結(jié)能力差，鋼橋面鋪裝極易破損，維修費用昂貴［1］。

（2）正交異性鋼橋面板易疲勞開裂，危及全橋的安全性。

在正交異性鋼橋面板表面鋪設(shè)剛性基層，然后在剛性基層上加鋪瀝青混凝土鋪裝（磨耗層），即正交異性鋼－混凝土組合橋面板是一種能夠從根本上改善正交異性鋼橋面板使用過程中存在問題的橋面板結(jié)構(gòu)，其中剛性基層可采用輕質(zhì)混凝土、鋼纖維混凝土、活性粉末混凝土（RPC）以及超韌性混凝土（STC）等。

文獻［2－3］采用輕質(zhì)混凝土剛性基層，進行了鋼橋復合鋪裝結(jié)構(gòu)的大比例模型試驗，并實測了該結(jié)構(gòu)在不同荷位下的力學響應(yīng)；文獻［4］研究了一種鋼橋面復合鋪裝結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)采用了同時具有鋼混抗剪連接和鋼橋面板加勁作用的PBL，分析了該組合鋪裝結(jié)構(gòu)靜力性能并進行參數(shù)分析；文獻［5］采用活性粉末混凝土（RPC）作為剛性基層，提出一種正交異性鋼板－薄層RPC組合橋面板體系，并進行試驗測試，研究結(jié)果表明，鋼頂板及縱肋中應(yīng)力明顯降低且最大降幅超過70%；文獻［6］進行大跨徑和中等跨徑鋼橋正交異性組合橋面板體系力學行為分析與優(yōu)化設(shè)計；文獻［7］提出將高性能混凝土STC作為剛性基層這種鋼橋面鋪裝新體系，并對其進行力學計算與實橋試驗對比分析，結(jié)果表明該橋面體系能夠降低鋼橋面應(yīng)力和位移，改善橋面板疲勞性能；文獻［8］以廣東虎門大橋為背景，利用熱點應(yīng)力法，分析了超高性能混凝土的輕型組合橋面板的疲勞性能。

本文依托廣東某混合梁斜拉橋，采用大型有限元通用軟件ANSYS，重點研究了正交異性鋼－混凝土組合橋面板在車輪荷載作用下關(guān)注點應(yīng)力及對應(yīng)的應(yīng)力集中系數(shù)，并比較分析了剛性基層厚度和彈性模量對關(guān)注點應(yīng)力及應(yīng)力集中系數(shù)的影響。

1 正交異性鋼橋面板受力影響分析

1.1 依托工程

本文依托工程為廣東某主跨138m的獨塔無背索曲塔曲梁鋼混混合梁斜拉橋，其跨徑組合為51.5m＋138m＋55m，橋梁有限元模型如圖1所示，主跨包括93m的鋼箱梁段。主梁采用整幅式，標準寬度33m，荷載等級為公路Ⅰ級，鋼箱梁標準長度9m，采用U型加勁肋，加勁肋間距60cm，中間設(shè)橫隔板，橫隔板標準間距3m，鋼箱梁采用正交異性鋼－薄層超韌性混凝土（STC）組合橋面結(jié)構(gòu)，鋼箱梁橫斷面及組合橋面板局部橫截面分別如圖2、圖3所示。圖2中尺寸單位為cm。

圖1 橋梁有限元模型

圖2 鋼箱梁橫斷面圖

圖3 組合橋面板局部橫截面圖

正交異性鋼橋面板容易出現(xiàn)疲勞裂縫的地方主要包括縱肋與橋面板的連接、縱肋與橫隔板的連接以及橫隔板過焊孔等［9］，對應(yīng)位置處的應(yīng)力分別記為應(yīng)力關(guān)注點① ～③。各應(yīng)力關(guān)注點位置如圖4所示。

圖4 應(yīng)力關(guān)注點位置示意圖

1.2 受力分析

參照文獻［10］選取加載輪壓荷載，采用單輪胎輪重70kN計算，同時考慮橋面鋪裝層的荷載分布作用。

選取標準鋼箱梁節(jié)段，橫橋向選取5個U肋，寬度3m，縱橋向為4個橫隔板（3跨），長度9m。邊界條件采用橋面板縱向兩端一端約束豎向和縱向位移，另一縱端僅約束豎向位移，橫隔板底部固結(jié)，有限元模型如圖5所示，有限元模型參數(shù)見表1所列。裸正交異性鋼橋面板模型記為模型一，STC剛性基層的組合橋面板模型記為模型二。

圖5 橋面板有限元模型

表1 有限元模型建模參數(shù)

在有限元分析中，對正交異性鋼橋面板作如下假定：

（1）各部分為均勻、連續(xù)、各向同性的純彈性材料。

（2）正交異性鋼橋面板與剛性基層共節(jié)點，不考慮兩者接觸。

分析考慮2種加載模式，關(guān)注點①采用橫隔板間中部加載，關(guān)注點②③采用橫隔板處加載。

（1）關(guān)注點①。分析采用橫隔板間中部施加輪壓荷載，荷載作用下橋面板位移較小，模型一最大豎向位移為0.61mm，模型二最大豎向位移為0.32mm，如圖6所示，模型二較模型一位移降低47.5%，模型二橋面板剛度明顯提高。

圖6 橫隔板間加載時橋面板位移云圖

橋面板應(yīng)力極值出現(xiàn)在縱肋底部，如圖7所示。模型一應(yīng)力極值為32.76MPa，關(guān)注點①應(yīng)力極值為20.18MPa；模型二應(yīng)力極值較模型一小，為21.08MPa，關(guān)注點①處應(yīng)力極值為7.58MPa，對應(yīng)的剛性基層最大拉應(yīng)力為2.97MPa，出現(xiàn)在剛性基層頂部。模型二關(guān)注點①處應(yīng)力約為模型一對應(yīng)位置應(yīng)力的1／3～1／4，降幅約為70%。

圖7 橋面板應(yīng)力云圖

（2）關(guān)注點②③。分析采用橫隔板處施加輪壓荷載，荷載作用下模型一最大豎向位移為0.094mm，模型二最大豎向位移為0.04mm，如圖8所示。模型二較模型一位移降低約57%，模型二橋面板剛度明顯提高。

圖8 橫隔板處加載時橋面板位移云圖

橋面板應(yīng)力極值出現(xiàn)在橫隔板過焊孔處，即應(yīng)力關(guān)注點③處，如圖9所示。模型一應(yīng)力極值為34.73MPa，應(yīng)力關(guān)注點②處應(yīng)力為17.80MPa，關(guān)注點③處應(yīng)力極值為34.73MPa，如圖10a所示；模型二應(yīng)力極值較模型一小，為27.48MPa，應(yīng)力關(guān)注點②處應(yīng)力較小，為3.17MPa，關(guān)注點③應(yīng)力為27.48MPa，如圖10b所示，對應(yīng)的STC層極值拉應(yīng)力為1.30MPa，出現(xiàn)在剛性基層頂部。模型二關(guān)注點②處應(yīng)力約為模型一對應(yīng)位置應(yīng)力的1／6～1／5，降幅約82%；模型二關(guān)注點③處應(yīng)力較模型一降幅約為21%，降幅較其他2個關(guān)注點小。

圖9 橫隔板處加載時橋面板應(yīng)力云圖

由上述分析可知，采用橫隔板間中部加載和橫隔板處加載，模型二的最大撓度較模型一最大撓度分別下降47.5%和57%，模型二橋面板剛度明顯提高，即鋪設(shè)剛性基層后的組合橋面板剛度明顯提高。模型二各應(yīng)力關(guān)注點處應(yīng)力均較模型一對應(yīng)位置處應(yīng)力降低且關(guān)注點③降幅較其他2個關(guān)注點小。

2 關(guān)注點應(yīng)力集中系數(shù)影響分析

2.1 子模型法

子模型法就是將子模型從整個較粗糙的整體模型中分割出來，把整體模型在切割邊界的計算位移值作為子模型的邊界條件，因此子模型法又稱切割邊界位移法或特定邊界位移法。采用子模型技術(shù)進行分析能求得模型關(guān)注部位精確解且能提高計算效率。

基于以上思路以及ANSYS軟件，子模型法建模計算流程如圖11所示。

圖11 子模型計算流程

2.2 應(yīng)力集中系數(shù)

應(yīng)力集中系數(shù)η為熱點應(yīng)力與名義應(yīng)力的比值。名義應(yīng)力指遠離焊縫區(qū)域的應(yīng)力，根據(jù)國際焊接學會規(guī)范IIW［11］的推薦，可取距離焊趾1.5t（t為板厚）處的應(yīng)力σ1.5t作為名義應(yīng)力。熱點應(yīng)力指最可能發(fā)生疲勞裂紋的起始點處的應(yīng)力，可通過外推法計算，如圖12所示［12－13］。

圖12 外推計算示意圖

IIW推薦的外推法分為兩點線性外推和三點2次外推，本文采用兩點線性外推。該法提取距離熱點0.4t和1.0t處結(jié)構(gòu)應(yīng)力值，進行2點線性外推，計算公式為：

其中，σhs為熱點應(yīng)力；σ0.4t為距焊趾0.4t處的應(yīng)力；σ1.0t為距焊趾1.0t處的應(yīng)力。

應(yīng)力集中系數(shù)η計算公式為：

2.3 剛性基層對關(guān)注點應(yīng)力集中系數(shù)影響分析

采用子模型法建立子模型，模型邊界采取內(nèi)力和位移內(nèi)插從原始模型中提取，關(guān)注點①②③計算模型及邊界條件分別如圖13～圖15所示。

圖13 關(guān)注點①模型及邊界

圖14 關(guān)注點②模型及邊界

圖15 關(guān)注點③模型及邊界

采用兩點線性外推法計算關(guān)注點處焊縫熱點應(yīng)力。關(guān)注點①模型一：提取頂板上距離熱點（焊趾）0.4t和 1.0t處應(yīng)力，即σ0.4t＝17.07MPa，σ1.0t＝13.49MPa，帶入（1）式得熱點應(yīng)力σhs＝19.47MPa。名義應(yīng)力為σ1.5t＝11.52MPa，則應(yīng)力集中系數(shù)η＝σhs／σ1.5t＝1.69。同理提取其他關(guān)注點外推點處應(yīng)力、名義應(yīng)力、熱點應(yīng)力并計算應(yīng)力集中系數(shù)，見表2所列。

由表2可知，設(shè)置剛性基層能降低各關(guān)注點處結(jié)構(gòu)應(yīng)力，且關(guān)注點①②處應(yīng)力集中系數(shù)也降低，但是關(guān)注點③處應(yīng)力集中系數(shù)提高。

表2 各關(guān)注點處應(yīng)力及應(yīng)力集中系數(shù)

3 參數(shù)分析

3.1 剛性基層厚度影響分析

3.1.1 對關(guān)注點應(yīng)力的影響分析

以關(guān)注點①為例分析剛性基層厚度對組合橋面板關(guān)注點應(yīng)力的影響，輪壓荷載施加位置為橫隔板間中部。剛性基層材料選取STC（彈性模量40GPa，抗拉強度25MPa），輪壓荷載下組合橋面板應(yīng)力極值、應(yīng)力關(guān)注點①③處應(yīng)力和剛性基層應(yīng)力如圖16所示。

組合橋面板各應(yīng)力均隨剛性基層厚度的增加而減小，且當剛性基層厚度較?。ǎ?65mm）時，應(yīng)力極值出現(xiàn)在縱肋底板部位，當剛性基層厚度達到165mm時，應(yīng)力極值向橫隔板過焊孔轉(zhuǎn)移，即向應(yīng)力關(guān)注點③轉(zhuǎn)移。

圖16 組合橋面板各應(yīng)力隨剛性基層厚度的變化

3.1.2 對關(guān)注點應(yīng)力集中系數(shù)的影響分析

分別選取剛性基層厚度為40、50、60、70、80mm 5組參數(shù)進行剛性基層厚度對關(guān)注點應(yīng)力集中系數(shù)影響分析，計算結(jié)果見表3所列。關(guān)注點應(yīng)力集中系數(shù)隨剛性基層厚度增加而增大。

剛性基層厚度對關(guān)注點應(yīng)力及應(yīng)力集中均有顯著的影響，剛性基層厚度越大，關(guān)注點應(yīng)力值降低，但是應(yīng)力集中越明顯，即應(yīng)力集中系數(shù)越大。

表3 不同厚度下關(guān)注點①應(yīng)力集中系數(shù)計算結(jié)果

剛性基層厚度增加能夠提高組合橋面板剛度，降低組合橋面板應(yīng)力，但是會增加應(yīng)力關(guān)注點應(yīng)力集中程度，降低橋面板疲勞性能，實際工程要兼顧組合橋面板靜力及疲勞性能綜合選取。

3.2 剛性基層彈性模量影響分析

采用3.1節(jié)相同的方法，假設(shè)剛性基層厚度為100mm，分別選取剛性基層彈性模量為30.0、32.5、34.5、36.0、40.0GPa 5組參數(shù)進行剛性基層彈性模量對關(guān)注點應(yīng)力及應(yīng)力集中系數(shù)影響分析。

3.2.1 對關(guān)注點應(yīng)力的影響分析

剛性基層彈性模量對關(guān)注點應(yīng)力影響分析計算結(jié)果見表4所列。

表4 剛性基層彈性模量對關(guān)注點應(yīng)力的影響 MPa

由表4可知，剛性基層彈性模量增加能降低組合橋面板極值應(yīng)力及關(guān)注點應(yīng)力，但是剛性基層自身應(yīng)力會增加。

3.2.2 對關(guān)注點應(yīng)力集中系數(shù)的影響分析

剛性基層彈性模量對關(guān)注點①應(yīng)力集中系數(shù)影響分析的計算結(jié)果見表5所列。

由表5可知，剛性基層彈性模量增加，應(yīng)力集中系數(shù)降低。因此，降低關(guān)注點應(yīng)力集中現(xiàn)象，采用彈模較高的高韌性剛性基層能改善橋面板疲勞性能。

剛性基層彈性模量增加能夠同時降低組合橋面板關(guān)注點應(yīng)力及應(yīng)力集中系數(shù)，但是會提高剛性基層自身應(yīng)力，實際工程中建議采用高彈模且抗拉強度高的高韌性混凝土剛性基層。

表5 不同模量下關(guān)注點①應(yīng)力集中系數(shù)計算結(jié)果

4 結(jié) 論

本文采用大型有限元通用軟件ANSYN，重點研究正交異性鋼－混凝土組合橋面板在車輪荷載作用下關(guān)注點應(yīng)力及對應(yīng)的應(yīng)力集中系數(shù)，比較分析了剛性基層厚度和彈性模量對關(guān)注點應(yīng)力及應(yīng)力集中系數(shù)的影響，得到如下結(jié)論：

（1）與裸正交異性鋼橋面板相比，鋪設(shè)剛性基層后的組合橋面板剛度明顯提高，不同加載位置下對應(yīng)最大豎向位移降低45%～60%；應(yīng)力關(guān)注點應(yīng)力極值也降低，其中關(guān)注點①處應(yīng)力約為裸正交異性鋼橋面板對應(yīng)位置應(yīng)力的1／3～1／4，降幅約為70%；關(guān)注點②處應(yīng)力約為裸正交異性鋼橋面板對應(yīng)位置應(yīng)力的1／6～1／5，降幅約82%；關(guān)注點③處應(yīng)力極值降幅約21%，降幅較其他2個關(guān)注點小。

（2）設(shè)置剛性基層能降低關(guān)注點①②處應(yīng)力集中系數(shù)，但是關(guān)注點③處應(yīng)力集中系數(shù)提高。

（3）剛性基層厚度增加，關(guān)注點應(yīng)力值降低，但是應(yīng)力集中系數(shù)增大，實際工程要兼顧組合橋面板靜力及疲勞性能綜合選取剛性基層厚度。

（4）剛性基層彈性模量增加能降低組合橋面板極值應(yīng)力及關(guān)注點應(yīng)力，降低關(guān)注點應(yīng)力集中參數(shù)，但剛性基層自身應(yīng)力增加，實際工程中建議采用高彈模且抗拉強度高的高韌性混凝土剛性基層。

［1］ 黃 衛(wèi).大跨徑橋梁鋼橋面鋪裝設(shè)計理論與方法［M］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2006：12－25.

［2］ 朱 銘.鋼－輕質(zhì)混凝土組合橋面及鋪裝結(jié)構(gòu)試驗研究［D］.西安：長安大學，2011.

［3］ 張久鵬，劉少文，劉永健.鋼橋面復合鋪裝結(jié)構(gòu)的大比例模型試驗［J］.同濟大學學報：自然科學版，2013，41（12）：1837－1842.

［4］ 姚文奇.基于PBL連接件的鋼橋面復合鋪裝結(jié)構(gòu)靜力性能分析［D］.西安：長安大學，2012.

［5］ 邵旭東，曹君輝，易篤韜，等.正交異性鋼板－薄層RPC組合橋面基本性能研究［J］.中國公路學報，2012，25（2）：40－45.

［6］ 耿東升.正交異性組合橋面體系力學行為分析與優(yōu)化設(shè)計［D］.西安：長安大學，2013.

［7］ 李 嘉，馮嘯天，邵旭東.STC鋼橋面鋪裝新體系的力學計算與實橋試驗對比分析［J］.中國公路學報，2014，27（3）：39－44.

［8］ 丁 楠，邵旭東.輕型組合橋面板的疲勞性能研究［J］.土木工程學報，2015，48（1）：74－81.

［9］ 王春生，付炳寧，張 芹，等.正交異性鋼橋面板足尺疲勞試驗［J］.中國公路學報，2013，26（2）：69－75.

［10］ JTG D60－2004，公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范［S］.

［11］ IIW－1823－07，Recommeddation for design of welded joints and components［S］.

［12］ 張啟偉，張鵬飛.正交異性鋼橋面板焊接節(jié)點應(yīng)力集中系數(shù)［J］.同 濟 大 學 學 報：自 然 科 學 版，2010，38（10）：1428－1433.

［13］ 王 超，朱宏平，鐘繼衛(wèi).基于熱點應(yīng)力法的正交異性鋼箱梁疲勞評估［J］.合肥工業(yè)大學學報：自然科學版，2014，37（4）：449－452.