鋼超薄UHPC組合橋面板界面抗剪性能研究

邵旭東+方恒+李文光

摘 要：針對(duì)正交異性鋼板超薄超高性能混凝土（Ultra High Performance Concrete， UHPC）（厚度為35 mmUHPC板+20 mm磨耗層）組合橋面板中，UHPC層過(guò)薄而無(wú)法采用常規(guī)抗剪連接件形式的問(wèn)題，提出一種新型鋼筋網(wǎng)局部焊接抗剪連接件.通過(guò)推出試驗(yàn)測(cè)得了焊接抗剪件的荷載滑移關(guān)系曲線和抗剪承載力，以某長(zhǎng)江大橋?yàn)楸尘埃瑢?duì)焊接抗剪件的布置方式進(jìn)行了研究.試驗(yàn)結(jié)果表明：焊接抗剪件的推出試驗(yàn)破壞過(guò)程屬于脆性破壞，破壞前界面相對(duì)滑移較小，焊縫長(zhǎng)度為50 mm的焊接抗剪件極限抗剪承載力為119 kN.與栓釘相比，相同荷載比值下采用焊接抗剪件的界面相對(duì)滑移小，焊接抗剪件的抗剪剛度大于栓釘.計(jì)算結(jié)果表明：鋼超薄UHPC組合橋面板在布置抗剪件時(shí)，需關(guān)注UHPC層底部受力.加大抗剪連接件布置密度可減小UHPC層底部橫、縱橋向拉應(yīng)力，降幅可達(dá)36.3%.

關(guān)鍵詞：橋梁工程；抗剪連接件；推出試驗(yàn)；正交異性鋼橋面板；荷載滑移曲線；超高性能混凝土

中圖分類(lèi)號(hào)：U443.3 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

文章編號(hào)：1674-2974（2016）05-0044-08

Abstract： For the composite bridge deck system composed of orthotropic steel deck and ultra-high-performance concrete （UHPC） layer with 35 mm UHPC plate and 20 mm wearing layer， the UHPC layer is too thin to use conventional shear connectors. Therefore， an innovative shear connectors using the welded rebar mesh was proposed. Load-slip curve and ultimate bearing capacity were evaluated by push-out test. In the background of a Yangtze River Bridge， the optimal lay out of shear connectors was investigated by segmental model of a bridge deck. The test results showed that the brittle failure of the shear connectors occurred， and the ultimate bearing capacity of the shear connector with the 50 mm welded rebar mesh was 119kN. The slippage of the shear connector with the welded rebar mesh was less than that of the stud under the same load ratio. Furthermore， the stress at the bottom of UHPC layer should be considered in the arrangement of the shear connectors. Increased layout density of the shear connectors reduced the transversal and longitudinal tensile stress at the bottom of UHPC layer up to 36.3 %.

Key words：bridge enginnering； shear connectors； push-out test； orthotropic steel deck； load-slip curve； UHPC

正交異性鋼橋面由于具有良好的受力性能、較輕的自重，而在國(guó)內(nèi)外廣泛應(yīng)用，但其在輪載的反復(fù)作用下易產(chǎn)生兩類(lèi)病害，即鋼結(jié)構(gòu)的疲勞開(kāi)裂和鋪裝層開(kāi)裂、脫空[[1-5[]，若將超高性能混凝土（Ultra High Performance Concrete，UHPC）與正交異性鋼板組合形成組合橋面板，則有望解決這兩類(lèi)病害[[6-7].由于目前大跨徑鋼橋橋面鋪裝層厚度普遍在35～80 mm之間[[8]，因此組合橋面板中UHPC層厚度亦處于此范圍中.本文針對(duì)UHPC層厚度僅為35 mm的鋼超薄UHPC組合橋面板，做抗剪連接件的研究.

在常規(guī)的鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)中，常用的抗剪連接件為栓釘、PBL剪力連接件等[[9-11[].對(duì)于鋼超薄UHPC組合橋面板，其UHPC層的厚度僅為35 mm，而現(xiàn)行規(guī)范規(guī)定栓釘最小長(zhǎng)度為40 mm[[12[]，同時(shí)因其他常用的抗剪連接件形式會(huì)對(duì)鋼纖維分布造成影響亦無(wú)法采用.得益于鋼纖維的摻入，鋼筋與UHPC的粘結(jié)力較普通混凝土有很大的提高[[13[]，鋼筋難以從混凝土中脫出，故鋼筋可作為傳遞剪力的媒介.基于以上思路，本文提出將縱向鋼筋局部焊接在正交異性鋼橋面板上，以期發(fā)揮抗剪連接件的作用.

為了探究鋼筋網(wǎng)局部焊接抗剪件（以下簡(jiǎn)稱(chēng)“焊接抗剪件”）的受力性能與設(shè)計(jì)布置方式，本文開(kāi)展了推出試驗(yàn)，測(cè)得了焊接抗剪件荷載滑移曲線和極限承載力，并將其與栓釘抗剪件進(jìn)行對(duì)比.然后在此基礎(chǔ)上以某長(zhǎng)江大橋?yàn)楣こ瘫尘?，通過(guò)有限元模型計(jì)算分析，研究了鋼超薄UHPC組合橋面板中焊接抗剪連接件的布置方式.

1 焊接抗剪件推出試驗(yàn)與有限元分析

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

試件尺寸設(shè)計(jì)參考Eurocode 4規(guī)范[[14[]中標(biāo)準(zhǔn)推出試件尺寸，整體尺寸如圖1（a）所示.中間部分為焊接工字鋼，鋼板厚度均為14 mm，鋼材等級(jí)為Q345級(jí).兩側(cè)為密配筋UHPC板，鋼筋采用HRB400級(jí)帶肋鋼筋，橫向鋼筋直徑10 mm，豎向鋼筋直徑12 mm，橫豎間距均為50 mm.UHPC基體組成成分包括水泥、硅灰、石英砂、高效減水劑和水，鋼纖維體積分?jǐn)?shù)為3.5%.模型每側(cè)設(shè)置4條焊接抗剪件，焊縫采用手工電弧焊，雙面焊接熔透角焊縫，焊接長(zhǎng)度為50 mm，坡口角度約為45°，厚度約為6 mm，布置間距橫向?yàn)?50 mm，縱向?yàn)?00 mm，焊條型號(hào)根據(jù)規(guī)范依鋼材等級(jí)選用E5015以保證焊縫強(qiáng)度不低于母材.焊接完成后，待焊縫冷卻至室溫進(jìn)行外觀檢查，確認(rèn)其幾何尺寸及防止裂紋等缺陷.焊接抗剪件的具體構(gòu)造如圖1（b）所示，試件共澆筑一組，編號(hào)分別為RSC-1，RSC-2和RSC-3.

為了與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，采用ANSYS建立推出試件有限元模型，考慮到對(duì)稱(chēng)性且減小計(jì)算規(guī)模，有限元模型僅取為實(shí)際模型的1/4.計(jì)算中考慮材料非線性，各材料本構(gòu)關(guān)系如圖2所示.其中，鋼材、鋼筋與焊縫的本構(gòu)關(guān)系采用二折線形式的雙線性模型，材料參數(shù)依規(guī)范取值；UHPC的本構(gòu)關(guān)系亦采用雙線性折線，彈性模量為40.7 GPa，軸心抗壓強(qiáng)度為90.3 MPa，泊松比為0.2.

模型各組成部分均使用20節(jié)點(diǎn)高階實(shí)體單元SOLID95單元模擬，建立分離式鋼筋及焊接抗剪件實(shí)體，試件有限元模型如圖3（a）所示.焊接抗剪件的幾何形狀由實(shí)際情況出發(fā)，簡(jiǎn)化為縱、橫向鋼筋外包部分，長(zhǎng)度與實(shí)際尺寸一致為50 mm，焊接抗剪件模擬方案見(jiàn)圖3（b）.計(jì)算分析中不考慮UHPC板與鋼筋之間的粘結(jié)滑移，在UHPC板與鋼板之間使用面面接觸單元CONTA174和TARGE170模擬兩者的接觸非線性，根據(jù)規(guī)范[[15[]假定工字鋼表面為未經(jīng)處理的干凈軋制表面，取摩擦系數(shù)為0.35.邊界條件與試驗(yàn)保持一致，即約束試件底部節(jié)點(diǎn)所有自由度，并在對(duì)稱(chēng)面施加對(duì)稱(chēng)約束.

1.2 加載方案

試驗(yàn)裝置如圖4（a）所示，加載儀器采用200 t電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)，界面相對(duì)滑移使用千分表采集，千分表布置在試件頂部與底部如圖4（b）所示，同時(shí)在UHPC板外側(cè)對(duì)應(yīng)焊接抗剪件位置處以及工字鋼隔板處布置電阻應(yīng)變片，應(yīng)變采集儀器為T(mén)DS-602靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試儀.試件底部與加載裝置間鋪墊細(xì)石英沙以找平，試件頂部設(shè)置壓力傳感器以校核壓力機(jī)讀數(shù)，同時(shí)還設(shè)置了球鉸并嚴(yán)格對(duì)中試件以免產(chǎn)生偏心壓力.

1.3 結(jié)果與討論

表1為試驗(yàn)結(jié)果匯總表，圖5為兩種破壞模式實(shí)物照片.

由3個(gè)試件的不同破壞形態(tài)可知，試件的破壞形態(tài)與UHPC和鋼筋間的粘結(jié)效果有關(guān)，400 mm長(zhǎng)的鋼筋焊接2×50 mm=100 mm長(zhǎng)為上限，在此基礎(chǔ)上再增加焊接長(zhǎng)度，剪切破壞是鋼筋與UHPC之間的粘結(jié)破壞，焊接長(zhǎng)度的增加將不起作用.

圖6為焊接抗剪件荷載滑移曲線的實(shí)測(cè)值與計(jì)算值對(duì)比，由于加載過(guò)程中試件底座出現(xiàn)開(kāi)裂，因此試驗(yàn)值選用試件頂部4個(gè)千分表采集數(shù)據(jù)的平均值，計(jì)算值為有限元模型中相應(yīng)于千分表布置位置的鋼板和UHPC板間界面相對(duì)滑移，計(jì)算值與試驗(yàn)值總體較為吻合.以RSC-1為例說(shuō)明其試驗(yàn)過(guò)程：當(dāng)加載至400 kN時(shí)，工字鋼底部與混凝土板之間首先出現(xiàn)了肉眼可見(jiàn)的細(xì)小滑移裂縫，裂縫寬度約0.02 mm；當(dāng)荷載增加至600 kN時(shí)，試件一側(cè)底座開(kāi)裂.當(dāng)荷載加至630 kN時(shí)，試件兩側(cè)均出現(xiàn)大量斜向裂縫，從交界面處由30°～45°角斜向下發(fā)展；當(dāng)荷載加至950 kN時(shí)，一側(cè)界面裂縫貫通，試件界面相對(duì)滑移發(fā)展迅速直至該側(cè)焊縫全部剪斷而最終破壞.

圖7對(duì)比了焊接抗剪件和栓釘?shù)暮奢d滑移曲線，其縱坐標(biāo)采用P/PU即荷載與極限荷載的比值，焊接抗剪件荷載滑移曲線取自圖6中全部試驗(yàn)數(shù)據(jù)的平均值，栓釘抗剪件的荷載滑移曲線來(lái)自文獻(xiàn)[16].文獻(xiàn)[16]同時(shí)指出栓釘抗剪件因直徑、長(zhǎng)度、試件形狀和混凝土等級(jí)的不同，而導(dǎo)致其極限承載力隨之變化，但不同情況下的荷載滑移曲線形狀是相同的，因此可以使用同一個(gè)函數(shù)來(lái)描述其曲線形狀，根據(jù)文獻(xiàn)[16]簡(jiǎn)化計(jì)算公式如下：

P/PU=S/（0.5+0.97S）. （1）

式中： P和PU分別為荷載與極限荷載；S為界面相對(duì)滑移值.

由圖7可知，在承受相同荷載比值時(shí)，栓釘抗剪件的滑移量要高于焊接抗剪件.隨著荷載比值的增加，二者之間的差值甚至可以達(dá)到十倍以上，表明焊接抗剪件的抗剪剛度更高.

2 焊接抗剪件布置方式的研究

常規(guī)鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)布置抗剪連接件時(shí)，僅考慮整體界面縱向剪力作用，以單位長(zhǎng)度界面縱向抗剪承載力作為控制因素，在滿(mǎn)足界面抗剪承載力的條件下均勻布置抗剪件[[17[].由于鋼超薄UHPC組合橋面板的局部效應(yīng)明顯，當(dāng)采用焊接抗剪件時(shí)，可通過(guò)同時(shí)調(diào)整焊接抗剪件焊縫長(zhǎng)度與數(shù)量的方法以滿(mǎn)足界面縱向抗剪承載力需求，為對(duì)比不同焊接抗剪件布置方案，本節(jié)以某長(zhǎng)江大橋?yàn)楣こ瘫尘?，通過(guò)有限元計(jì)算探究不同布置方式對(duì)組合橋面板受力的影響.

2.1 某長(zhǎng)江大橋的節(jié)段有限元模型

某長(zhǎng)江大橋鋼箱梁梁高3.0 m，梁寬36.3 m，橋面板厚14 mm，底板與斜腹板厚度為10 mm，每3.22 m設(shè)一道橫隔板，非吊點(diǎn)處隔板厚8 mm，吊點(diǎn)處隔板厚10 mm.U形肋肋厚6 mm，上口寬300 mm，下口寬169 mm，高280 mm，間距600 mm.焊接抗剪件的布置考慮了兩種不同方案，其橫橋向與縱橋向間距分別為：1）300 mm和400 mm；2）150 mm和200 mm.其中方案1）的布置方式如圖8所示.

基于ANSYS建立了某長(zhǎng)江大橋加勁梁節(jié)段模型，縱橋向取兩吊點(diǎn)間距即16.1 m，其間計(jì)6榀橫隔板，橫橋向以梁中線為界限取半幅箱梁結(jié)構(gòu).計(jì)算模型中未考慮檢修道等附屬設(shè)施，節(jié)段模型如圖9所示.為了更精確地獲得加載局部范圍內(nèi)橋面板應(yīng)力分布，采用子模型技術(shù)，在局部節(jié)段模型中部取一橫向8條U肋寬、縱向3跨橫隔板間距、高1 000 mm的局部模型作為子模型，如圖10所示.子模型所使用的材料參數(shù)、單元類(lèi)型及實(shí)常數(shù)與節(jié)段模型保持一致，單元邊長(zhǎng)取為20 mm左右.

計(jì)算基于線彈性假設(shè)，鋼板采用4節(jié)點(diǎn)殼單元SHELL63單元模擬，彈性模量為206 GPa，泊松比為0.3；UHPC層采用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元SOLID45單元模擬，彈性模量為40.7 GPa，泊松比為0.2.

對(duì)整體模型，其邊界條件為在中心線截面施加對(duì)稱(chēng)約束；在模型兩端約束沿縱橋向（Y軸）的平動(dòng)自由度，以及繞橫軸（X軸）和豎軸（Z軸）的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度；在吊點(diǎn)位置，約束相應(yīng)節(jié)點(diǎn)豎向（Z軸）自由度.根據(jù)圣維南原理及試算結(jié)果，邊界對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響很小.使用整體模型進(jìn)行計(jì)算之后，將子模型邊界上的節(jié)點(diǎn)號(hào)導(dǎo)入，進(jìn)行位移插值后再將邊界條件重新導(dǎo)入子模型，并施加與整體模型相同位置相同大小的荷載，計(jì)算并整理得到最終結(jié)果.

計(jì)算中，假定UHPC層與鋼板無(wú)拉拔脫層效應(yīng)，即將UHPC層與鋼板交界面處節(jié)點(diǎn)的豎向位移進(jìn)行耦合.而界面抗剪僅考慮了抗剪件的作用，不考慮UHPC層與鋼板之間的自然粘結(jié)力抗剪，焊接抗剪件使用2節(jié)點(diǎn)彈簧單元COMBIN14模擬，抗剪剛度取值根據(jù)1.3節(jié)中試驗(yàn)值結(jié)果，取平均值即1 838 kN/mm，在同一抗剪件位置處設(shè)置兩個(gè)彈簧單元用以分別承擔(dān)橫、縱橋向剪力.界面剪力連接模擬方式如表2所示，除考慮正常布置焊接抗剪件以外，還假定了抗剪件密度為零（即完全滑移）和無(wú)窮大（即完全固結(jié)）的兩種極限情況用以對(duì)比.

由于正交異性橋面板應(yīng)力分布呈現(xiàn)明顯的局部性，故可僅考慮單輪作用，根據(jù)規(guī)范JTG D60-2004《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》[[18[]取計(jì)算荷載為標(biāo)準(zhǔn)重車(chē)后輪輪載，輪重為70 kN，車(chē)輪著地面積為200 mm×600 mm（縱橋向×橫橋向）.參考規(guī)范中對(duì)汽車(chē)沖擊力的相關(guān)規(guī)定，依照文獻(xiàn)[18]偏保守地取為汽車(chē)荷載局部加載時(shí)的沖擊系數(shù)為1.3.

根據(jù)正交異性橋面板的幾何構(gòu)造，橫橋向選取正U肋、騎U肋、U肋間3種加載方式，如圖11（a）所示.縱橋向從橫隔板位置至跨中選取0，1/8，1/4，3/8和1/2跨徑處的5處典型截面作為加載位置，如圖11（b）所示.

2.2 焊接抗剪件布置方式對(duì)UHPC層應(yīng)力的影響

縱向比較了5處加載位置的應(yīng)力，結(jié)果表明除橫隔板截面以外，其余截面在相同加載方式下的應(yīng)力分布近似相同.橫向比較了3種加載方式下的應(yīng)力，結(jié)果表明各加載方式下應(yīng)力峰值較為接近，其中正U肋加載時(shí)峰值略高于U肋間加載和騎U肋加載，因此將跨中正U肋工況作為最不利加載工況，將橫隔板正U肋工況作為對(duì)比加載工況.

圖12為跨中截面正U肋加載時(shí)，UHPC層底部與頂部的橫、縱橋向應(yīng)力沿子模型橫向分布對(duì)比，圖13為橫隔板截面正U肋加載時(shí)，UHPC層底部與頂部的橫、縱橋向應(yīng)力沿子模型橫向分布對(duì)比，焊接抗剪件布置方案詳情及UHPC層應(yīng)力計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3，焊接抗剪件剪力計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4.

通過(guò)以上計(jì)算結(jié)果的對(duì)比可知：

1）局部輪載作用下，UHPC層底部橫橋向應(yīng)力大于縱橋向應(yīng)力，原因是橋面板的縱橋向剛度由于加勁肋的加勁作用而提高，但橫橋向由于無(wú)加勁構(gòu)件，剛度較低使得橋面板的橫向局部彎曲大于縱向局部彎曲.此外，由于橫隔板斷面處的U肋中空，故橫隔板位置此現(xiàn)象仍然存在.

2）焊接抗剪件的布置方案對(duì)抗剪件自身內(nèi)力峰值有一定影響，當(dāng)抗剪件布置密度更大，即抗剪件數(shù)量更多時(shí)，則單個(gè)抗剪件分擔(dān)的剪力較小.與PS-1相比，PS-2中焊接抗剪件的橫、縱橋向剪力峰值上更小，對(duì)比計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果可知兩種方案下，焊接抗剪件自身內(nèi)力峰值均小于其抗剪承載力.在PS-2中，若擬定焊接抗剪件焊縫長(zhǎng)為25 mm，焊縫寬為15 mm，則計(jì)算焊縫截面積為25×15=375 mm2.將橫橋向剪力峰值4.01 kN與縱橋向剪力峰值3.17 kN相疊加，則單個(gè)抗剪件所承受的最大剪力為5.11 kN，最大剪應(yīng)力為13.63 MPa.由1.3節(jié)中試驗(yàn)結(jié)果可知，50 mm長(zhǎng)焊接抗剪件的抗剪承載力取下限即119 kN.線性?xún)?nèi)插后得到焊縫長(zhǎng)為25 mm的焊接抗剪件的極限抗剪承載力為59.5 kN，極限剪應(yīng)力為158.67 MPa.局部輪載作用下，焊接抗剪件實(shí)際承受的最大剪應(yīng)力13.63 MPa僅為實(shí)際極限強(qiáng)度的8.59%.

3）焊接抗剪件的布置方案對(duì)UHPC層底部應(yīng)力影響較大，而對(duì)UHPC層頂部應(yīng)力影響甚微.與PS-1相比，PS-2中焊接抗剪件沿縱橋向單位長(zhǎng)度內(nèi)的總焊接面積相同，但PS-2中單個(gè)焊接抗剪件的規(guī)格更小，導(dǎo)致焊接抗剪件橫、縱橋向布置間距更小，即布置密度更大.PS-1中UHPC層底部的拉應(yīng)力峰值為12.65 MPa超過(guò)了素UHPC的軸拉強(qiáng)度約為9 MPa，而PS-2中拉應(yīng)力峰值為8.06 MPa滿(mǎn)足要求.以上結(jié)果表明，PS-2中焊接抗剪件的布置密度能夠確保UHPC層與鋼面板之間牢固的組合作用，對(duì)UHPC層受力更為有利.

3 結(jié) 語(yǔ)

通過(guò)本文的研究可以得到以下結(jié)論：

1）鋼筋網(wǎng)局部焊接抗剪連接件解決了鋼超薄UHPC組合橋面板由于UHPC層過(guò)薄而難以采用常規(guī)抗剪件形式的問(wèn)題，該抗剪件構(gòu)造形式簡(jiǎn)單、施工方便.

2）焊接抗剪件的推出試驗(yàn)破壞過(guò)程屬于脆性破壞，破壞前試件變形較小.根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果取其下限，則50 mm長(zhǎng)焊接抗剪件的抗剪承載力為119 kN.相同荷載比值下采用焊接抗剪件的界面相對(duì)滑移比栓釘小，即焊接抗剪件的抗剪剛度大于栓釘連接件.

3）鋼超薄UHPC組合橋面板抗剪件設(shè)計(jì)中需要考慮整體和局部荷載效應(yīng)的疊加，即除考慮整體縱向剪力包絡(luò)圖之外，還需考慮局部荷載下UHPC層的橫向受力.理論計(jì)算表明，增加抗剪連接件布置密度能夠減小UHPC層底部應(yīng)力集中，并提高組合結(jié)構(gòu)整體受力效率，在設(shè)計(jì)中應(yīng)予以考慮.

4）鋼筋網(wǎng)局部焊接抗剪連接件作為一種新型的抗剪連接件形式，其抗剪承載力計(jì)算公式、抗剪剛度計(jì)算公式等研究?jī)?nèi)容還有待進(jìn)一步探索.

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