楊泗港長江大橋正交異性鋼橋面鋪裝層仿真分析

周思全 朱文恒 周 敏

(武漢天興洲道橋投資開發(fā)有限公司 武漢 430011)

1 鋼橋面鋪裝的力學(xué)控制指標(biāo)

實(shí)際工程中鋼橋面鋪裝層的主要病害為縱向及橫向的開裂破壞，這是因?yàn)樵谲囕v荷載作用下，鋪裝局部效應(yīng)較為明顯，尤其是輪跡帶范圍內(nèi)，梯形加勁肋及橫肋與鋼橋面板的連接處上方的局部效應(yīng)很明顯，受力非常不利，極易形成裂縫。從鋪裝層受力角度，引起鋼橋面鋪裝層開裂的原因如下[1]。

1) 局部應(yīng)力集中與疲勞。由于鋼板的正交異性特征，在車輛荷載作用下，橋面板局部剛度變異部位將產(chǎn)生應(yīng)力或彎矩畸變，造成局部應(yīng)力集中。在循環(huán)往復(fù)的車輛荷載作用下，形成疲勞裂縫，如鋼橋面板的縱、橫腹板和縱向加勁肋上方出現(xiàn)的有規(guī)律裂縫。

2) 撓曲破壞。因車輛荷載作用或溫度變化，鋼橋面鋪裝層表面出現(xiàn)負(fù)彎矩，進(jìn)而引起鋪裝層上緣產(chǎn)生拉應(yīng)力，出現(xiàn)拉應(yīng)變，當(dāng)拉應(yīng)力或拉應(yīng)變超出材料的抗拉極限時(shí)便產(chǎn)生開裂。

3) 局部沖壓破壞。車輪對鋼橋面鋪裝層的局部沖擊導(dǎo)致在鋼橋面鋪裝層薄弱區(qū)域，如縱縫附近或黏結(jié)層薄弱處，出現(xiàn)局部碎裂或網(wǎng)狀裂縫。

4) 其他原因。如因鋪裝層材料的高溫抗剪強(qiáng)度或高溫穩(wěn)定性不足，在車輛荷載作用下產(chǎn)生剪切滑移等熱穩(wěn)定性病害。

故本文擬根據(jù)以上鋼橋面鋪裝層常見病害的原因分析，選定楊泗港長江大橋鋼橋面鋪裝層的力學(xué)控制指標(biāo)。

2 整橋力學(xué)模型

楊泗港長江大橋?yàn)榇罂缍入p層橋面鋼桁架懸索橋，結(jié)構(gòu)主要受力構(gòu)件為主纜、橋塔和主梁，主梁以受彎為主，受力分析時(shí)可以等效為拉彎桿件，主梁彎矩越大，主梁和鋼橋面鋪裝中的相鄰單元在荷載作用下的相對變形越大[2]，該處鋪裝的縱向拉應(yīng)力受整橋力學(xué)特點(diǎn)的影響也就越明顯，研究時(shí)以主梁豎向彎矩作為控制指標(biāo)選取受力最不利梁段[3]。

2.1 楊泗港長江大橋整橋模型

建立楊泗港長江大橋整橋模型時(shí)，先對橋塔、主纜、吊索和橋面系進(jìn)行簡化。

橋塔由混凝土澆筑而成，采用實(shí)體單元進(jìn)行模擬；主纜是橋梁的主要承載部分，是大柔度構(gòu)件，以拉伸變形為主，不計(jì)其彎曲和扭轉(zhuǎn)變形，采用桁架單元模擬主纜；吊桿是聯(lián)系加勁梁和主纜的紐帶，主要受拉，采用桁架單元進(jìn)行模擬；橋面系結(jié)構(gòu)復(fù)雜，包含鋪裝層、鋼板、梯形加勁肋、縱橫隔板等結(jié)構(gòu)，有限元模型難以直接模擬，因此采用殼單元對橋面系進(jìn)行簡化。

車輛荷載采用城-A級均布荷載10.5 kN/m2，加勁梁一期恒載采用178.1 kN/m2，二期恒載采用53.1 kN/m2。參考國內(nèi)同類橋型的設(shè)計(jì)參數(shù)，整橋模型中主纜、吊桿和橋面系的模量取210 GPa，泊松比取0.25；橋塔的模量取34.5 GPa，泊松比取0.25。建立楊泗港長江大橋整橋模型見圖1。

圖1 楊泗港長江大橋整橋模型

2.2 整橋結(jié)構(gòu)中鋪裝層受力最不利位置

根據(jù)整橋模型計(jì)算結(jié)果，提取整橋跨中處、距跨中1/8處、距跨中1/4處、距跨中3/8處等4個(gè)位置的彎矩值，得到整橋各控制截面彎矩，見表1。

表1 整橋各控制截面彎矩值值 MN·m

由表1可知，在恒載及車輛荷載作用下，最大豎向彎矩出現(xiàn)在跨中處，故選擇懸索橋跨中梁段作為受力最不利梁段。為了能充分反映出局部梁段模型在整橋環(huán)境中的受力特點(diǎn)，在建立局部梁段模型時(shí)，不僅邊界條件從整橋中提取，其外力狀態(tài)也要與整橋模型中相應(yīng)梁段一致。提取最不利梁段兩端節(jié)點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)位移，進(jìn)行線性插值后作為局部梁段模型的邊界條件，將這些節(jié)點(diǎn)位移作為已知的約束條件施加到局部梁段模型節(jié)點(diǎn)上，對局部梁段進(jìn)行三維有限元計(jì)算。

3 鋪裝層受力最不利正交異性板段研究

3.1 局部正交異性板段模型

根據(jù)橋面鋪裝層與鋼板的整體性，瀝青混凝土鋪裝層開裂破壞主要與鋼橋面板局部受力變形有關(guān)。根據(jù)楊泗港長江大橋正交異性鋼橋面板的設(shè)計(jì)參數(shù)，選取正交異性鋼橋面局部梁段作為計(jì)算對象，局部梁段縱向包含4塊橫肋，橫向包含7條加勁肋，選取鋪裝層結(jié)構(gòu)“30 mm下層EA+30 mm上層改性SMA”為研究對象，建立鋼橋面鋪裝層有限元模型，見圖2。

圖2 鋼橋面鋪裝層有限元模型

其中，EA和改性SMA的模量由鋪裝層材料的彎曲試驗(yàn)確定，分別為6 000 MPa和3 000 MPa，泊松比為0.35；鋼板的模量為210 GPa，泊松比為0.25。

3.2 荷載條件

根據(jù)正交異性板的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，確定楊泗港長江大橋鋼橋面鋪裝層仿真模型的加載方案，其鋼橋面鋪裝模型及荷載作用示意圖見圖3。考慮車輛荷載相對加勁肋不同橫向位置對鋪裝層受力有不同的影響[4]，即：I，車輛荷載對稱施加于一加勁肋正上方；II，車輛荷載施加于兩加勁肋中心之間的正上方；III，車輛荷載以一加勁肋邊為中心對稱施加于正上方。沿縱橋向作用從第一塊橫肋與第二塊橫肋的跨中向第二塊橫肋與第三塊橫肋的跨中等間距移動，分析計(jì)算時(shí)采用城-A級雙輪荷載。

圖3 鋼橋面荷載作用示意圖(單位：mm)

3.3 鋼橋面鋪裝層受力控制荷位分析

3.3.1基于鋪裝層上表面橫向拉應(yīng)力的控制荷位分析

鋪裝層上表面最大橫向拉應(yīng)力是控制鋪裝層縱向開裂破壞的重要設(shè)計(jì)指標(biāo)，分析其變化規(guī)律可以了解鋪裝層縱向開裂破壞的特性[5]。對不同橫向荷位作用下的 “下層EA+上層改性SMA”鋪裝層結(jié)構(gòu)的上表面最大橫向拉應(yīng)力進(jìn)行比較，得出3種橫向荷位作用下鋪裝層上表面最大橫向拉應(yīng)力峰值見表2。

表2 上表面最大橫向拉應(yīng)力峰值 MPa

由表2可知，3種荷位的最大橫向拉應(yīng)力峰值由大到小排序?yàn)棣襂IImax>σImax>σIImax，其中，荷位III最大橫向拉應(yīng)力峰值分別約為荷位I、荷位II的橫向拉應(yīng)力峰值的2.04倍與2.23倍。對于3種不同荷位，橫向車輛荷載沿橋面縱向移動時(shí)，荷位I、荷位II與荷位III的變化規(guī)律基本相同，上表面最大橫向拉應(yīng)力峰值出現(xiàn)在第二塊橫肋的頂部。

3.3.2鋪裝層上表面縱向拉應(yīng)力的控制荷位分析

鋪裝層上表面最大縱向拉應(yīng)力是控制鋪裝層橫向開裂破壞的重要設(shè)計(jì)指標(biāo)，分析其變化規(guī)律可以了解鋪裝層橫向開裂破壞的特性。對不同橫向荷位作用下的鋪裝層結(jié)構(gòu) “下層EA+上層改性SMA”的上表面最大縱向拉應(yīng)力進(jìn)行比較，得出3種橫向荷位作用下鋪裝層上表面最大縱向拉應(yīng)力峰值見表3。

表3 上表面最大縱向拉應(yīng)力峰值 MPa

由表3可知，3種荷位的最大縱向拉應(yīng)力峰值由大到小排序均為σIIImax>σImax>σIImax。同時(shí)，對比表2和表3可知，同荷位條件下上表面最大橫向拉應(yīng)力峰值大于最大縱向拉應(yīng)力峰值。以“下層EA+上層改性SMA”鋪裝層結(jié)構(gòu)為例，3種車輛荷載沿橋面縱向移動時(shí)鋪裝層上表面最大縱向拉應(yīng)力曲線圖見圖3。

圖4 車輛輛荷作用下EA+SMA鋪裝層上表面最大縱向拉應(yīng)力曲線圖

由圖4可知，3種橫向荷位作用下鋪裝層上表面最大縱向拉應(yīng)力具有相同的變化規(guī)律，即隨著與橫肋距離的加大，最大縱向拉應(yīng)力變化比較平穩(wěn)；鋪裝層表面最大縱向拉應(yīng)力峰值均發(fā)生在第二塊橫肋的頂部，在正交異性橋面板結(jié)構(gòu)中，橫肋提高了其附近加勁肋的固結(jié)支撐剛度。當(dāng)載荷不斷向橫肋靠近時(shí)，橫肋頂部鋪裝層上表面縱向拉應(yīng)力也隨之不斷增加，在載荷靠近橫肋時(shí)，在橫肋頂部鋪裝層上表面出現(xiàn)最大拉應(yīng)力峰值。荷位III較荷位II不利，其主要原因是由于正交異性鋼橋面受力具有很強(qiáng)的載荷局部效應(yīng)，荷位II荷以1條加勁肋一側(cè)為中心布置，荷位II則橫跨兩條加勁肋，載荷作用局部剛度得到較大加強(qiáng)，有利于應(yīng)力的均勻分布和傳遞。

3.3.3鋪裝層上表面豎向位移的控制荷位分析

鋼橋面鋪裝層上表面最大豎向位移分析，不僅體現(xiàn)鋪裝的剛度情況，同時(shí)還反映鋼橋面板的剛度，過大的局部豎向位移對鋼橋面鋪裝是不利的。對不同橫向荷位作用下的 “下層EA+上層改性SMA”鋪裝層結(jié)構(gòu)的上表面豎向最大位移進(jìn)行比較，得出3種行車荷載沿橋面縱向移動時(shí)橫肋表面豎向最大位移峰值見表4。

表4 橫肋表面豎向最大位移峰值 mm

由表4可知，荷位III的情況下鋪裝層結(jié)構(gòu)的最大豎向位移峰值大于荷位I和荷位II的最大豎向位移峰值，以“下層EA+上層改性SMA”鋪裝層結(jié)構(gòu)為例，得出3種行車荷載沿橋面縱向移動時(shí)鋪裝層上表面豎向最大位移曲線見圖5。

圖5 EA+SMA鋪裝層上表面豎向最大位移曲線

由圖5可知，3種橫向荷位作用下的鋪裝層上表面豎向最大位移隨載荷移動呈相似的變化趨勢，即隨著車載從第一塊橫肋與第二塊橫肋的跨中向第二塊橫肋與第三塊橫肋的跨中移動，豎向最大位移大小變化不大，峰值均出現(xiàn)在第二塊橫肋的頂部處；鋪裝層結(jié)構(gòu)豎向最大位移峰值由大到小排列為fIIImax>fImax>fIImax。

3.4 最不利荷位荷載響應(yīng)

根據(jù)實(shí)際工程的調(diào)研情況，鋼橋面鋪裝層的主要裂縫為橫向拉應(yīng)力控制的縱向裂縫，因而鋼橋面鋪裝層控制應(yīng)力為最大橫向拉應(yīng)力，位于縱向加勁肋頂部鋪裝層上表面。次要控制應(yīng)力是最大縱向拉應(yīng)力，位于橫肋頂部鋪裝層上表面，是控制沿橋橫向產(chǎn)生裂縫的主要因素。鋼橋面鋪裝層材料的設(shè)計(jì)應(yīng)滿足鋪裝最大拉應(yīng)力的要求。

在鋼橋面鋪裝層設(shè)計(jì)中，為有效控制開裂破壞，國內(nèi)外鋪裝層設(shè)計(jì)中要求控制梯形加勁肋的撓跨比(相對撓度d與跨度l之比)，起初撓跨比d/l建議需小于1/500，但近年來，考慮瀝青混合料面層不能有效地適應(yīng)大變形鋼橋面板，鋼橋面鋪裝層設(shè)計(jì)的趨勢是將鋼橋面板的撓跨比d/l控制在1/800～1/1 700或更小。

結(jié)合控制荷位分析，可以得出橫肋頂部附近的橫向荷位III是楊泗港長江大橋鋼橋面鋪裝層上表面橫向與縱向拉應(yīng)力的最不利荷位，同時(shí)也是上表面豎向位移的最不利荷位，因此楊泗港長江大橋鋼橋面鋪裝層的最不利荷位為橫肋頂部附近的橫向荷位III。

在最不利荷位下，對采用鋪裝層結(jié)構(gòu)“下層EA+上層改性SMA”的鋼橋面鋪裝層進(jìn)行荷載響應(yīng)計(jì)算，得出楊泗港長江大橋鋼橋面鋪裝最不利荷位的荷載響應(yīng)值見表5。

表5 楊泗港長江大橋鋼橋面鋪裝層最不利荷位的荷載響應(yīng)值

由表5可知，由在最不利荷位下，“下層EA+上層改性SMA”鋪裝層結(jié)構(gòu)上表面的最大橫向拉應(yīng)力大于最大縱向拉應(yīng)力，最大豎向撓度和撓跨比均較小，可以得出鋼橋面鋪裝層最大橫橋向拉應(yīng)力是最主要的病害。同時(shí)，在足夠的荷載強(qiáng)度及作用次數(shù)之后，當(dāng)上層改性SMA發(fā)生開裂時(shí)，上、下層材料性質(zhì)相異，上層改性SMA會釋放應(yīng)力，使得上層底面最大拉應(yīng)力與下層頂面最大拉應(yīng)力相差較大， EA鋪裝層的強(qiáng)度較之改性SMA鋪裝層要大。因此，改性SMA鋪裝層發(fā)生開裂時(shí)，下層EA鋪裝層不會輕易繼續(xù)開裂，此外，一旦改性SMA鋪裝層發(fā)生開裂，將會給養(yǎng)護(hù)工作提供預(yù)警，及時(shí)對鋪裝層結(jié)構(gòu)進(jìn)行養(yǎng)護(hù)維修，可防止裂縫向EA鋪裝層進(jìn)一步擴(kuò)展，從而避免裂縫的貫穿。

4 結(jié)語

本文采用“整橋-局部梁段-正交異性板”的“三階段力學(xué)分析方法”對楊泗港長江大橋鋼橋面鋪裝層進(jìn)行仿真分析，得到以下結(jié)論。

1) 在恒載及車輛荷載作用下，最大豎向彎矩出現(xiàn)在跨中處，懸索橋跨中梁段為受力最不利梁段；車載作用下鋼梁橋面板應(yīng)力集中最不利梁段為中部附近的正交異性板段。

2) 通過對鋼橋面鋪裝層受力控制荷位分析發(fā)現(xiàn)，以鋪裝層上表面的最大拉應(yīng)力為控制指標(biāo)或以鋪裝層上表面的最大豎向位移為控制指標(biāo)，橫肋頂部附近的橫向荷位III都是最不利的。