球扁鋼肋組合橋面板局部與整體力學(xué)性能

蘇慶田， 賀欣怡， 曾明根

(同濟大學(xué) 土木工程學(xué)院,上海 200092)

正交異性鋼橋面板是由橋面板和縱橫向加勁肋組成，因其自重輕、強度大的特點成為大跨度橋梁中的主要橋面形式[1].在橋梁長期運營中，鋼橋面板的病害主要表現(xiàn)為疲勞開裂和橋面板鋪裝的破壞.疲勞開裂主要是由于橋面板結(jié)構(gòu)中的面板剛度小、焊接應(yīng)力影響、重復(fù)交變的車輪荷載局部產(chǎn)生高應(yīng)力、結(jié)構(gòu)局部缺陷等原因所致[2]，開裂一般發(fā)生在：頂板與加勁肋焊接處、加勁肋腹板與橫隔板焊接處、橫隔板過焊孔和加勁肋對接焊縫等部位[3].鋼橋面板的鋪裝破壞，在結(jié)構(gòu)上表現(xiàn)有疲勞開裂、低溫開裂、粘結(jié)層失效或脫層，使用功能性上則表現(xiàn)為車轍、推移、隆脹和光滑等[4]，在諸多影響因素中，主要是鋼橋面板的剛度小，局部變形大使得鋼面板與鋪裝易分離[2].

針對疲勞問題，國內(nèi)外學(xué)者開展了相關(guān)研究，提出了不同的改進措施，有針對鋼橋面板結(jié)構(gòu)進行改造的，如提高面板厚度、改善U肋與橋面板的焊接工藝、改變過焊孔形狀等[1]；也有提出一些加強措施進行改造的，如在U肋內(nèi)設(shè)置小橫隔板、橋面板上設(shè)置超高性能混凝土(UHPC)等[5-6]；針對鋪裝問題，國內(nèi)外學(xué)者開展了研究，提出了一系列的鋪裝方法，如瀝青瑪蹄脂碎石混合料(SMA)、澆筑式瀝青、環(huán)氧瀝青及樹脂瀝青組合體系(ERS)鋪裝等[7].

近年來國內(nèi)外學(xué)者提出了將帶有縱向加勁肋的鋼板與混凝土通過開孔板或焊釘?shù)燃袅B接件連接起來正交異性組合橋面板結(jié)構(gòu)形式[8]，通過鋼和混凝土共同參與受力，提高了橋面板剛度，減小其局部變形，并且可以使用價格低廉的混凝土橋面板鋪裝方法，避免采用價格昂貴的鋼橋面鋪裝體系，可有效改善疲勞開裂和鋪裝損壞問題.與正交異性鋼橋面板相似，該種組合橋面板一般也通長布置縱向開口型或閉口型加勁肋.

在正交異性鋼橋面系中，閉口肋與頂板連接采用單面焊縫，未融透及焊接的不均勻使得該部位在反復(fù)車輪荷載作用下容易發(fā)生疲勞裂紋，為最常見的裂縫之一.開口肋抗扭剛度小，傳遞橫向荷載的能力不如閉口肋，用鋼量相對較大，應(yīng)用不如閉口肋廣泛，但其與頂板連接采用雙面角焊縫，易加工和維護，能較大提高該部位的抗疲勞性能[9].當采用組合橋面板后，混凝土貢獻的剛度提高了橋面板橫向傳遞荷載的能力，開口肋的缺點大大削弱，應(yīng)用優(yōu)勢更加突出.故本文提出一種帶開口肋的組合橋面板，以球扁鋼作為加勁肋.球扁鋼是一種船舶專用型鋼，也應(yīng)用于橋梁工程，作為加勁肋使用時，安裝連接方便，且擴大的球頭能高效地增大母板慣性矩和穩(wěn)定性，提高材料使用效率.

由于目前還未有關(guān)于球扁鋼組合橋面板的相關(guān)報道，本文設(shè)計制作了2個球扁鋼肋組合橋面板，通過靜力試驗測試并研究該種組合橋面板的基本力學(xué)性能.針對局部荷載作用的情況，增設(shè)了1個常規(guī)正交異性鋼橋面板試件進行測試對比.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

本文提出的帶球扁鋼的組合橋面板，構(gòu)造上包括了球扁鋼加勁肋、鋼頂板、剪力連接件(焊釘)、混凝土頂板(內(nèi)置縱筋和分布筋)，構(gòu)造形式見圖1.

橋面板是否參與第一結(jié)構(gòu)體系的受力與橋梁結(jié)構(gòu)有關(guān)，但是不論何種橋梁結(jié)構(gòu)橋面板均會受到第二結(jié)構(gòu)體系和第三結(jié)構(gòu)體系的受力.因此本次試驗設(shè)計了2個球扁鋼組合橋面板試件，編號為S-P和S-N，分別考察橋面板在第二結(jié)構(gòu)體系中正彎矩和負彎矩作用下的受力.試件長4 000 mm，寬1 500 mm，高406 mm，帶2條型號280×11的球扁鋼肋，采用Φ13×80焊釘(縱向間距200 mm，橫向間距300 mm)，混凝土標號C60，布置直徑22 mm的縱筋(間距150 mm)及直徑12 mm的橫向分布筋(間距150 mm)，截面具體尺寸見圖2a；正交異性鋼橋面板試件，編號為S-ADD，長4 000 mm，寬1 200 mm，高296 mm，帶2條型號300 mm×280 mm×8 mm的U肋，鋼頂板厚16 mm，截面具體尺寸見圖2b.

a 構(gòu)造示意圖

b 實際加工情況

a 試件S-P和S-N橫截面

b 試件S-ADD橫截面

1.2 試驗加載方案和裝置

試件S-P首先進行模擬車輪荷載作用的加載，測試橋面板局部受力，并與進行同樣方式加載的試件S-ADD對比.加載點按《公路橋涵通用設(shè)計規(guī)范》[10]中車輛一個后輪著地面尺寸取600 mm×200 mm，布置在跨中.規(guī)范中車后輪荷載70 kN，為減小測量誤差，結(jié)合現(xiàn)有統(tǒng)計得到的車輛超載情況，車輛超載4倍以上的比例不到2%，因此在試件彈性受力范圍內(nèi)將標準輪載值放大4倍，確定試驗荷載為280 kN.加載方式如圖3a所示(P為荷載).

此后，試件S-P按照如圖3b所示方式，進行豎向荷載(正彎矩)極限加載，采用跨中2點對稱方式施荷，加載點間距取規(guī)范中車輛后輪間距1.4 m.按照100 kN的荷載級施荷，鋼材進入屈服后荷載變?yōu)?0 kN一級，持續(xù)加載直到試件破壞.

試件S-N按照如圖3c所示的方式豎向荷載(負彎矩)極限加載，跨中單點施荷，按照10 kN的荷載級施荷，混凝土開裂后，荷載級變?yōu)?0 kN，持續(xù)加載直到試件破壞.試驗加載裝置見圖4.

a 車輪荷載局部加載

b 正彎矩荷載整體加載c 負彎矩荷載整體加載

圖3加載方案示意(單位：mm)

Fig.3Schematicdiagramoftheloadingsystem(unit:mm)

圖4 加載測試裝置Fig.4 Setup of the loading system

1.3 測試內(nèi)容及測點布置

模擬車輪荷載作用的局部加載，主要在加勁肋與頂板焊縫交界附近布置測點，應(yīng)變片貼近焊縫；肋間鋼頂板中部也布置一測點.如圖5所示.

豎向荷載(正彎矩)極限加載，在試件S-P的跨中、加載點(只取一側(cè))和該加載點與該側(cè)支座的中間的三個截面上布置縱向應(yīng)變測點；豎向荷載(負彎矩)極限加載，在試件S-N的跨中和1/4跨長處(只取一側(cè))的兩個截面上布置縱向應(yīng)變測點.

測點分布于鋼肋底、鋼肋腹板中部、鋼頂板、混凝土頂(組合板試件)以及鋼筋表面(僅試件S-N)等處，具體布置見圖6.試件跨中和兩端各布置2個(合計6個)位移計以觀測整體變形；兩端設(shè)置千分表測試鋼板與混凝土間相對滑移.對于豎向荷載(負彎矩)極限加載試件S-N，觀測加載過程中混凝土開裂情況及裂縫寬度.

a 試件S-P

b 試件S-ADD

Fig.5Layoutoftransversestrainmeasuringpointsinmid-spansection(unit:mm)

圖6 試件S-P和S-N截面縱向應(yīng)變測點布置(單位：mm)

Fig.6LayoutoflongitudinalstrainmeasuringpointsincrosssectionsofspecimensS-PandS-N(unit:mm)

1.4 材性試驗結(jié)果

本次試驗對試件的主要受力板件的材性進行了測試，其中鋼材的主要力學(xué)性能指標如表1所示.測試混凝土的抗壓強度，為79.6 MPa.

表1 鋼材力學(xué)性能指標Tab.1 Material properties of steel

2 車輪荷載作用下橋面板局部受力

采用圖3a所示加載方式，模擬車輪荷載局部作用.試驗荷載達到280 kN時，所測跨中截面鋼板橫向應(yīng)變結(jié)果如圖7所示.焊接疲勞主要受應(yīng)力幅影響，此處以靜載施荷后的應(yīng)變水平來近似評估.

a 試件S-P

b 試件S-ADD

Fig.7Transversestrainofdeckunderwheelload(unit:10-6)

理論上，混凝土板提高了局部剛度，開口肋的雙面焊也比閉口肋的單面焊更耐疲勞[9]，所以可看到圖7中，試件S-P相應(yīng)位置應(yīng)變小于試件S-ADD.其中，肋間鋼頂板中部的測點應(yīng)變，試件S-P為110×10-6，略小于試件S-ADD的測值158×10-6.而在易發(fā)生疲勞開裂的加勁肋與頂板的連接焊縫附近，試件S-P鋼頂板上貼近焊縫處測點應(yīng)變最大為24×10-6，遠遠小于試件S-ADD對應(yīng)的測點最大測值257×10-6；試件S-P球扁鋼肋上貼近焊縫處測點應(yīng)變最大為51×10-6，也遠遠小于試件S-ADD對應(yīng)的測點最大測值671×10-6.由以上結(jié)果知，帶球扁鋼肋的組合板試件S-P，其肋與頂板連接焊縫附近的應(yīng)力水平，只相當于同樣荷載作用下的正交異性鋼橋面板試件S-ADD的1/10甚至更小.可見采用這種新形式的組合板，能大大改善正交異性鋼橋面板在加勁肋與鋼頂板的連接焊縫的疲勞問題.

3 豎向荷載作用下橋面板整體受力

3.1 試驗過程及破壞特征

采用圖3b和圖3c所示方式進行單調(diào)豎向靜力加載，測試橋面板在第二結(jié)構(gòu)體系下的受力.每次試驗之前先預(yù)加載50 kN，檢查設(shè)備和儀器是否正常工作，試件兩側(cè)受力是否對稱等，符合試驗要求后進行正式加載.

3.1.1試件S-P

加載初期，試件S-P處于彈性工作狀態(tài)，變形緩慢，荷載加至約1 000 kN后，觀察到試件變形逐漸加快.最終極限荷載為1 170 kN，此作用力持荷過程中試件出現(xiàn)破壞，表現(xiàn)為加載點附近的混凝土斜向開裂.由于帶肋鋼板的較強加勁作用，開裂并不嚴重，較為明顯的一條裂縫如圖8a所示.試件S-P最終撓曲變形如圖8b所示.整個過程中，鋼頂板與混凝土之間未見明顯的脫離現(xiàn)象.

a 混凝土斜裂縫

b 撓曲變形

3.1.2試件S-N

荷載加至約100 kN，試件S-N在跨中混凝土板表面出現(xiàn)第1條裂縫；荷載加至約260 kN，距第1條30 cm附近出現(xiàn)第2條裂縫；荷載加至約300 kN，裂縫寬度最大達到0.2 mm.隨后加載過程中裂縫逐漸開展增多，裂縫平均間距大約在15 cm左右.

荷載至400 kN左右，從實時應(yīng)變數(shù)據(jù)可看出鋼梁下緣進入屈服，施荷速度不變情況下，可觀察到試件變形加快.荷載增至500 kN后，可看到跨中球扁鋼肋出現(xiàn)了側(cè)彎的趨勢.荷載至590 kN，跨中球扁鋼肋發(fā)生屈曲變形，無法繼續(xù)承載.最大裂縫寬度1.05 mm.從出現(xiàn)側(cè)彎到破壞，荷載提高了0.15倍Pu(Pu為極限荷載值)，表明球扁鋼肋側(cè)彎屈曲破壞有一個相對緩慢的過程.

試件破壞形態(tài)如圖9所示.試件兩端千分表測值幾乎為0，沒有滑移發(fā)生.

a 混凝土裂縫

b 球扁鋼肋屈曲

3.2 正彎矩試驗結(jié)果分析

3.2.1跨中撓度與荷載關(guān)系

試件S-P的跨中撓度與荷載關(guān)系如圖10所示.

從圖10可看出，試件S-P經(jīng)歷了近似線彈性和明顯彈塑性的兩個階段.試件彈性范圍內(nèi)的最大變形約10mm(≈l/400)，其中l(wèi)=4 m，此時荷載約800 kN；荷載繼續(xù)增加了370 kN過程中，彈塑性變形約32 mm，極限破壞后，最大變形約42 mm.彈塑性變形量為線彈性變形量的3倍多，試件表現(xiàn)出了較好的延性.

圖10 試件S-P跨中撓曲變形Fig.10 Deflection in mid-span of specimen S-P

3.2.2滑移分析

試件兩端所置千分表，測得滑移量非常小，分別為0.348 mm和0.458 mm.根據(jù)國內(nèi)外試驗數(shù)據(jù)擬合得到的焊釘連接件峰值滑移sp計算式如下[11]：

(1)

式中:ds和hs為焊釘直徑和高度;fsu和fck分別為焊釘極限抗拉強度和混凝土立方體抗壓強度，fck采用文獻[12]所測同型號焊釘?shù)慕Y(jié)果452 MPa.所有參數(shù)值代入公式(1)計算得到滑移峰值為1.33 mm，試驗測值遠小于該計算值.

3.2.3試件應(yīng)力-應(yīng)變分析

試件S-P在各加載階段，跨中截面上應(yīng)變沿截面高度分布的情況，如圖11所示.從圖中結(jié)果可看到，試件跨中截面應(yīng)變沿高度分布符合平截面假定.其中，試件S-P在荷載達到0.85Pu(Pu為極限荷載)時，應(yīng)變沿截面高度仍然大體呈線性變化，表現(xiàn)出了鋼與混凝土兩種材料良好的組合作用.

圖11 試件S-P跨中截面應(yīng)變沿高度分布

Fig.11Distributionofstrainsatmid-spansectionalongsectionheightsofspecimenS-P

分析對比試件S-P在跨中與加載點兩個截面的應(yīng)變，結(jié)果如圖12所示.跨中截面處在試件受荷純彎段，而加載點截面處于受荷純彎段與彎剪段過渡處，后者的混凝土板受力更復(fù)雜.從圖12可以看到，在加載初期線彈性階段，兩截面內(nèi)鋼與混凝土的應(yīng)變響應(yīng)基本一致；在鋼底緣進入屈服后，試件也逐步進入彈塑性變形階段，加載點截面上的鋼板底應(yīng)變與混凝土板頂應(yīng)變都增加更快，最終該截面處的混凝土出現(xiàn)斜向開裂，導(dǎo)致試件破壞.但從該荷載-應(yīng)變曲線，結(jié)合試驗破壞現(xiàn)象，可看出這種帶球扁鋼肋的組合橋面板有很好的延性，混凝土開裂后的裂縫也少而細(圖8).

a 混凝土上緣應(yīng)變

b 鋼肋下緣應(yīng)變

3.3 負彎矩試驗結(jié)果分析

3.3.1跨中撓度與荷載關(guān)系

試件S-N的跨中撓度與荷載關(guān)系如圖13所示.

分析圖示結(jié)果，試件S-N在負彎矩荷載作用下，初期近似線彈性變化.荷載達到100 kN(混凝土開裂荷載)時，試件S-N撓度為2.56 mm.混凝土開裂導(dǎo)致整體剛度減弱，撓曲變形逐漸進入非線性變化.極限荷載達到590 kN，此時撓度最大為40 mm，隨后鋼肋屈曲，荷載下降，變形迅速增加.

3.3.2試件應(yīng)力-應(yīng)變分析

對于試件S-N，各加載階段跨中截面上應(yīng)變沿截面高度分布的情況如圖14所示.從圖14結(jié)果可知，組合板試件S-N，在混凝土開裂后，跨中截面鋼筋與鋼梁應(yīng)變沿高度分布仍符合平截面假定.

圖13 試件S-N跨中撓曲變形Fig.13 Deflection in mid-span of specimen S-N

圖14 試件S-N跨中截面應(yīng)變沿高度分布

Fig.14Distributionofstrainsatmid-spansectionalongsectionheightsofspecimenS-N

試件S-N兩條球扁鋼肋的跨中截面處鋼肋下緣和鋼肋腹板中部的應(yīng)變分別如所圖15a和圖15b所示.可以看到，兩條肋在球扁鋼球頭部分的應(yīng)變曲線較一致，且走勢較穩(wěn)；兩條肋的腹板在試驗荷載超過500 kN后走勢不一致.結(jié)合試驗觀察的現(xiàn)象，此時腹板開始出現(xiàn)局部失穩(wěn).

a 鋼肋下緣應(yīng)變

b 鋼肋腹板中部應(yīng)變

4 車輛荷載作用效應(yīng)計算分析

考慮本文提出的球扁鋼肋組合橋面板，縱橋向在橫隔板上連續(xù)支承，分別計算橫隔板間距為3 m、4 m和5 m時，按照彎矩影響線進行車輛最不利布載，計算在第二體系中，車輛荷載作用下橋面板的最大正、負彎矩.根據(jù)規(guī)范[10]中規(guī)定，車輛后兩排輪軸重140 kN，軸距1.4 m，車輛輪距1.8 m，橫向車輛間距1.3 m，取5跨連續(xù)的計算模型，采用此荷載值布載，計算得到橋面板在車輛荷載作用下的最不利正、負彎矩，并換算到單位寬度，得到每米寬的橋面板所分擔的最大正、負彎矩值，并根據(jù)試驗結(jié)果可換算出單位寬度組合板截面實際能承擔的最大正、負彎矩，與理論值對比結(jié)果見表2.

表2 車輛荷載下單位寬度橋面板理論與試驗最大彎矩Tab.2 Safety factor of unit width deck under vehicle load

從數(shù)據(jù)結(jié)果看到，本文提出的球扁鋼肋組合橋面板實際所能承受的最大正負彎矩，均遠大于規(guī)范規(guī)定的車輛荷載作用下，計算得到的第二受力體系的最大彎矩值，其比值(試驗值與理論值之比)均在9以上，說明該橋面板具有充足的安全冗余度系數(shù)，可以承擔日常交通中的車輛荷載，能夠有效抵抗實際橋梁中超載車輛的作用.

5 結(jié)語

本文對2個球扁鋼組合橋面板和1個正交異性鋼橋面板進行了靜力試驗研究，得到以下主要結(jié)論：

(1) 本文提出的球扁鋼肋組合橋面板具有良好的受力性能，在車輪荷載的局部作用下，其加勁肋與頂板的連接焊縫處，橫向應(yīng)力幅值低于正交異性鋼橋面板相應(yīng)位置的1/10，大大降低了發(fā)生疲勞開裂的可能性.

(2) 該種組合橋面板在正彎矩荷載作用下出現(xiàn)極限破壞時，表現(xiàn)為加載點下方混凝土開裂，但裂縫較少且細，梁端鋼混相對滑移小于0.5 mm，仍保持較好的結(jié)合作用.

(3) 該種組合橋面板在負彎矩荷載作用下出現(xiàn)極限破壞時，表現(xiàn)為球扁鋼加勁肋側(cè)彎屈曲，屈曲的發(fā)展過程中，荷載仍增加了0.15倍的極限荷載Pu.

(4) 該組合板鋼頂板與混凝土的連接很好，組合作用明顯，有足夠強的承載力，并且具有較好的延性.