超高性能混凝土鋪層提升鋼橋面板疲勞性能試驗研究

程 斌，田 亮，孫 斌，徐 晨

（1.上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海 200240；2.天津城建大學(xué)天津市土木建筑結(jié)構(gòu)防護(hù)與加固重點實驗室，天津 300384；3.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海200092）

正交異性鋼橋面板由U肋、蓋板及橫隔板組成，三者相互垂直并通過焊接連接在一起協(xié)同工作，它既能承受橋面荷載，又能參與主梁整體受力，同時具有自重輕、節(jié)約鋼材、承重能力高等優(yōu)點，在世界各國橋梁工程中得到了廣泛應(yīng)用［1］。但由于受力復(fù)雜、焊縫多、初始缺陷、直接承受車輛荷載等原因，正交異性鋼橋面板的疲勞開裂現(xiàn)象也較為嚴(yán)重，對橋面系統(tǒng)的耐久性和安全性產(chǎn)生影響［2］。繼英國Severn橋最先發(fā)現(xiàn)鋼橋面板疲勞裂紋之后，德、日、美、中等國也都出現(xiàn)了大量的鋼橋面板疲勞開裂報道［3］。

國內(nèi)學(xué)者圍繞鋼橋面板疲勞性能開展了深入研究。曾志斌［4］、張允士［5］等以某橋工程實例為背景研究了疲勞裂紋產(chǎn)生的原因，發(fā)現(xiàn)鋼橋面板局部變形以及橋面板與U肋之間相對轉(zhuǎn)角會導(dǎo)致焊縫根部拉應(yīng)力過大而開裂；唐亮［6］、王春生［7］等基于足尺疲勞試驗研究了裂紋在U肋-橫梁焊縫焊趾處萌生并擴(kuò)展的特性；卜之一等［8］通過節(jié)段模型試驗研究了裂紋初始位置和初始形狀對疲勞裂紋擴(kuò)展的影響；張清華等［9］針對鋼-混凝土組合橋面板進(jìn)行有限元分析，發(fā)現(xiàn)橫隔板開孔部位是決定此類鋼橋面板疲勞性能的關(guān)鍵構(gòu)造細(xì)節(jié)；崔海軍［10］通過有限元分析研究了橋面鋪裝層對正交異性鋼橋面板力學(xué)性能的影響；馬林等［11］以虎門二橋為對象建立有限元模型，對正交異性鋼橋面板環(huán)氧瀝青鋪裝層的耐久性進(jìn)行了研究。

超高性能混凝土（ultra-high performance concrete，UHPC）由于含有大量分散的細(xì)鋼纖維且不含粗骨料，具有超高的抗壓強度、韌性和耐久性，其疲勞性能也很優(yōu)良。Ocel和Graybeal［12］對UHPC預(yù)應(yīng)力梁進(jìn)行了彎曲疲勞性能試驗，結(jié)果發(fā)現(xiàn)在進(jìn)行1 200萬次循壞加載后，組合梁仍具有較好的承載能力。將UHPC與傳統(tǒng)鋼橋面板組合，則可形成性能更為優(yōu)良的橋面結(jié)構(gòu)體系。張龍威等［13］基于傳統(tǒng)瀝青鋪裝和UHPC鋪裝層對比試驗，發(fā)現(xiàn)UHPC鋪裝橋面結(jié)構(gòu)各測點的應(yīng)變值明顯低于傳統(tǒng)瀝青鋪裝鋼橋面結(jié)構(gòu)；荷蘭Caland橋梁采用50 mm厚的加筋高性能混凝土層加固后，縱肋-蓋板焊縫處應(yīng)力和鋼橋面板應(yīng)力與傳統(tǒng)瀝青鋪裝層相比分別降低了約60%和80%［14］；鄧鳴等［15］將有限元分析結(jié)果與實橋加固試驗結(jié)果進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)UHPC鋪層可大幅度降低鋼橋面結(jié)構(gòu)的應(yīng)力水平；田啟賢等［16］對超高性能混凝土-鋼正交異性組合橋面進(jìn)行了試驗研究，結(jié)果表明在500萬次疲勞加載后，組合橋面體系的受力狀態(tài)依然良好。UHPC同樣可用于鋼橋面板疲勞開裂后的補強加固，但目前與此相關(guān)的研究較少。

本文選取正交異性鋼橋面板典型的U肋-蓋板-橫隔板（RDF）節(jié)點為對象，通過開展不同工況的高周足尺疲勞試驗，對UHPC鋪裝前后試件的熱點應(yīng)力、裂紋擴(kuò)展、剛度退化、疲勞壽命等性能指標(biāo)進(jìn)行對比分析，探明UHPC鋪層提高鋼橋面板疲勞性能的效果和機(jī)理。

1 UHPC鋪裝方法

UHPC鋪裝鋼橋面板主要包括以下幾個步驟：

（1）原鋪裝清除：完全清除原有瀝青鋪裝層，對鋼蓋板表面進(jìn)行打磨以保證其平整度；

（2）焊釘焊接：在打磨好的蓋板上定位劃線，并在預(yù)定點焊接焊釘；

（3）模板安裝：固定側(cè)邊模板，用防水膠帶將蓋板與模板之間縫隙密封，防止砂漿滲漏；

（4）鋼筋網(wǎng)布置：鋪設(shè)縱、橫向鋼筋并綁扎形成鋼筋網(wǎng)，之前設(shè)置混凝土保護(hù)層墊塊；

（5）UHPC澆筑養(yǎng)護(hù)：在蓋板上澆筑UHPC，澆筑過程中輕微振搗，薄膜養(yǎng)護(hù)28 d，使其達(dá)到足夠強度。

本次試驗的試件制作即按照此流程進(jìn)行，詳見圖1。

圖1 UHPC鋪裝過程Fig.1 Paving process by using the UHPC layer

2 疲勞試驗設(shè)計

2.1 試件設(shè)計

本次試驗共設(shè)計了6個U肋-蓋板-橫隔板（RDF）節(jié)點試件，按照加載方式不同分為單輪加載試件和雙輪加載試件兩組。單輪加載試件編號為RDFS1、RDF-S2、RDF-S3，雙輪加載試件編號為RDFD1、RDF-D2、RDF-D3，每組第一個為裸板試件，后兩個為相同的鋼-UHPC組合試件。U肋與蓋板采用熔透率為80%的角焊縫連接，其余均為8 mm角焊縫。圖2為節(jié)點試件的構(gòu)造圖，詳細(xì)幾何尺寸見表1。

表1 試件幾何尺寸Tab.1 Dimensions of specimens mm

圖2 試件構(gòu)造圖（單位：mm）Fig.2 Structure diagram of specimens（unit：mm）

試件所用鋼材為橋梁結(jié)構(gòu)鋼Q345qD，實測材性數(shù)據(jù)見表2。UHPC鋪層內(nèi)的鋼筋和焊釘設(shè)置如圖3所示，UHPC實測材料性能見表3。

表3 UHPC材料性能Tab.3 Material properties of UHPC

圖3 UHPC鋪層鋼筋焊釘構(gòu)造圖（單位：mm）Fig.3 Bars and studs in the UHPC layer（unit：mm）

表2 鋼材力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of steels

2.2 加載裝置

通過鋼橋面板整體節(jié)段有限元模型與RDF節(jié)點有限元模型的應(yīng)力分布對比［17］，本試驗采用懸臂加載方式（圖4），以使得節(jié)點試件的受力狀態(tài)與工程實際相吻合。為模擬實際車輛作用，單個輪載面取為510 mm×250 mm的矩形，單輪和雙輪的加載面位置如圖4a和4b所示，其中單輪加載工況主要考慮橫隔板面內(nèi)受力，雙輪加載工況則進(jìn)一步考慮了U肋縱向彎曲的影響。此外，在作動器與試件之間設(shè)置剛性墊塊，且剛性墊塊下設(shè)50 mm厚含鋼絲橡膠墊，從而使作動器荷載均勻地傳遞至試件表面。圖5為試驗裝置圖。

圖4 試件加載示意圖（單位：mm）Fig.4 Loading scheme of specimens（unit:mm）

圖5 試驗裝置圖Fig.5 Test rig

試驗分為靜力加載和循環(huán)加載兩個階段。靜力試驗采用單調(diào)分級加載，最大荷載200 kN，共分5級加載，每級加載步長為40 kN。根據(jù)靜力試驗的應(yīng)力測試結(jié)果以及目標(biāo)熱點應(yīng)力幅，確定循環(huán)加載的荷載幅值。對于單輪加載工況，試件RDF-S1和RDFS2采用400 kN循環(huán)荷載幅，試件RDF-S3則采用500 kN循環(huán)荷載幅，加載頻率為3.5～4.5 Hz；對于雙輪加載工況，試件RDF-D1、RDF-D2和RDF-D3的循環(huán)荷載幅各不相同，分別為150、310和250 kN，加載頻率為4.5～6.5 Hz。所有試件的疲勞加載應(yīng)力比均取為0.1。

2.3 測試內(nèi)容

靜力加載階段主要測量鋼板表面應(yīng)變，通過在U肋與橫隔板連接焊縫的熱點區(qū)域布置梯度應(yīng)變片得到。梯度應(yīng)變片布置方法為沿垂直焊趾方向選取距焊趾0.4t到1.4t的范圍（t為所測鋼板厚度），以2 mm為間隔等間距布置梯度應(yīng)變片單元模塊［23］，如圖6所示。循環(huán)加載階段的觀測指標(biāo)主要包括荷載循環(huán)次數(shù)、豎向位移、裂紋初始萌生位置和擴(kuò)展過程等。荷載循環(huán)次數(shù)和豎向位移直接由疲勞試驗機(jī)讀取，試件表面裂紋的萌生及擴(kuò)展過程則通過人工標(biāo)定測量并結(jié)合高清攝像監(jiān)控獲得。

圖6 熱點區(qū)域應(yīng)變片布置圖Fig.6 Arrangement of strain gauges at hot spots

3 試驗結(jié)果分析

3.1 熱點應(yīng)力

將靜力加載測得的各位置鋼板表面應(yīng)變值轉(zhuǎn)化為應(yīng)力值，并考慮材料泊松比影響乘以1.1修正系數(shù)［18］，可得到熱點外推區(qū)的應(yīng)力分布情況，如圖7和圖8所示。進(jìn)一步結(jié)合應(yīng)力非線性分布規(guī)律并參考國際焊接協(xié)會疲勞設(shè)計指南［18］，采用二次外推方法計算得到了各熱點位置焊趾處的熱點應(yīng)力值，匯總于表4。可以發(fā)現(xiàn)：無論單輪還是雙輪加載工況，鋼-UHPC組合試件的熱點應(yīng)力均顯著小于裸板試件。對于單輪加載試件，UHPC鋪裝后的測點M1、M2、M5熱點應(yīng)力值降低了40%～45%，測點M3、M6的熱點應(yīng)力值降低了29%～43%；對于雙輪加載試件，兩類測點的熱點應(yīng)力降幅分別為52%～58%和55%～57%。由此可見，UHPC鋪層可有效降低節(jié)點焊趾處的熱點應(yīng)力值，從而對提高焊接節(jié)點的疲勞壽命大有裨益。

圖7 單輪加載試件熱點應(yīng)力分布Fig.7 Hot spot stress distributions of single-wheel loading specimens

圖8 雙輪加載試件熱點應(yīng)力分布Fig.8 Hot spots stress distributions of double-wheel loading specimens

此外，裸板試件的焊趾附近應(yīng)力呈現(xiàn)出較明顯的非線性分布，但鋼-UHPC組合試件試件的這種非線性分布規(guī)律更不明顯，采用二次外推方法均能更好地滿足精度要求。

表4 熱點應(yīng)力實測值Tab.4 Experimental hot spot stresses MPa

3.2 疲勞開裂模式

單輪加載試件的疲勞裂紋分布如圖9所示。裸板試件RDF-S1共產(chǎn)生3條裂紋：裂紋①在加載約9萬次時初始萌生于U肋與橫隔板焊縫的焊趾處，幾乎同時在橫隔板靠近U肋的弧形切口處萌生裂紋②；加載至34萬次時，裂紋①貫穿U肋壁厚，對應(yīng)裂紋長度約50 mm；加載至37萬次時，橫隔板弧形切口斜下方出現(xiàn)裂紋③，其裂紋長度隨荷載次數(shù)增長而快速增長，而裂紋①和裂紋②仍保持平穩(wěn)擴(kuò)展；加載至64萬次時，試件由于剛度下降過多而判定失效，最終裂紋①和裂紋②的長度較為接近，分別為96和48 mm，裂紋③則長達(dá)307 mm。對于裸板試件RDF-S2，只在U肋與橫隔板焊縫的焊趾處產(chǎn)生1條長裂紋①，其初始萌生于加載約29萬次時，隨后向左右兩端擴(kuò)展，當(dāng)加載至126萬次時貫穿U肋壁厚，裂紋最終長度約64 mm。對于鋼-UHPC組合試件RDF-S3，共產(chǎn)生2條裂紋：當(dāng)加載至8.6萬次時，裂紋①在U肋焊趾處萌生，初始長度約7 mm，隨后不斷向兩側(cè)擴(kuò)展，在加載至57萬次時貫穿U肋壁厚，對應(yīng)裂紋長度為45 mm，最終加載163萬次時的裂紋總長為72 mm；裂紋②當(dāng)加載至69.5萬次時萌生于橫隔板靠近U肋的弧形切口處，并在加載至141萬次時擴(kuò)展至27 mm長，此后直至加載結(jié)束其長度未再擴(kuò)展。

圖9 單輪加載試件的疲勞裂紋Fig.9 Fatigue cracks of single-wheel loading specimens

雙輪加載試件的疲勞裂紋分布如圖10所示，三個試件均只在U肋與橫隔板焊縫的焊趾處產(chǎn)生1條裂紋。對于裸板試件RDF-D1，裂紋萌生于加載至46萬次時，其初始長度約3 mm；之后裂紋向左右兩側(cè)快速擴(kuò)展，加載至76萬次時裂紋貫穿U肋壁厚；最終加載近213萬次后的裂紋總長度為92 mm。對于鋼-UHPC組合試件RDF-D2，在加載4萬次時初始裂紋即已萌生至14 mm長；隨后裂紋擴(kuò)展迅速，加載至22萬次時的裂紋長度達(dá)到58 mm；之后裂紋擴(kuò)展進(jìn)入穩(wěn)定階段，加載至91萬次時的裂紋長度達(dá)86 mm；最終加載近253萬次后的裂紋長度為142 mm。試件RDF-D3的裂紋發(fā)展過程與試件RDF-D2類似，初始裂紋萌生于加載至8萬次時（長約6 mm），加載至40萬次時的裂紋長度達(dá)48 mm，但加載至210萬次時的裂紋長度僅為94 mm，最終加載近299萬次后的裂紋總長度為113 mm。

圖10 雙輪加載試件的疲勞裂紋Fig.10 Fatigue cracks of double-wheel loading specimens

圖11 為裂紋長度隨荷載循環(huán)次數(shù)的增長曲線。對于單輪加載工況，三個試件均出現(xiàn)的裂紋①總長度差別不大，但鋼-UHPC組合試件RDF-S2和RDF-S3的裂紋擴(kuò)展速率（圖中曲線斜率）明顯低于裸板試件RDF-S1。裸板試件RDF-S1特有的裂紋③，雖然其萌生時刻較晚，裂紋擴(kuò)展速率卻顯著高于裂紋①和裂紋②，以至成為導(dǎo)致加載后期試件剛度失效的主要因素，但鋪裝UHPC層之后，該裂紋將不再出現(xiàn)，這對于延緩試件疲勞失效是有利的。在雙輪荷載作用下，三個試件的裂紋長度擴(kuò)展規(guī)律較為相近，均表現(xiàn)為在經(jīng)過一個裂紋快速擴(kuò)展的初始階段之后，試件進(jìn)入裂紋緩慢擴(kuò)展的穩(wěn)定階段直至疲勞失效。相比而言，雖然裸板試件RDF-D1的初始裂紋萌生較晚，但鋼-UHPC組合試件延緩裂紋擴(kuò)展能力更好，最終裂紋長度更長，疲勞壽命也比裸板試件提高了近一倍。

圖11 裂紋長度隨荷載循環(huán)次數(shù)的變化曲線Fig.11 Crack length versus number of load cycles

因此，在本文考慮的兩種輪載模式作用下，UHPC鋪層可有效減少RDF節(jié)點的疲勞裂紋數(shù)量，抑制疲勞裂紋的擴(kuò)展過程，從而延緩節(jié)點的疲勞破壞。

3.3 剛度退化

節(jié)點豎向剛度隨荷載循環(huán)次數(shù)的變化曲線如圖12所示，其中名義剛度定義為試驗開始時初始位移幅f0與當(dāng)前循環(huán)次數(shù)實時位移幅f的比值。可以看出：單輪加載模式下，相同荷載循環(huán)次數(shù)對應(yīng)的鋼-UHPC組合試件剛度退化率均小于裸板試件，且前者的剛度退化速度也更慢；雙輪加載模式下，除試件RDF-D2由于初始裂紋萌生早且擴(kuò)展速率快而導(dǎo)致其加載前期剛度退化較大之外，其余情況下的剛度退化率和退化速度均表現(xiàn)為鋼-UHPC組合試件更低。各試件的最終剛度退化率詳見表5。可見，UHPC鋪層對于抑制RDF節(jié)點的剛度退化也頗具效果。

圖12 試件剛度隨荷載循環(huán)次數(shù)的退化曲線Fig.12 Rigidity degradations versus number of load cycles

3.4 疲勞壽命

表5列出了試件加載過程中各特征時刻點的實測疲勞壽命，其中Ne和Np分別為裂紋初始萌生和貫穿壁厚時的荷載循環(huán)次數(shù)。試件的荷載幅、熱點應(yīng)力幅、剛度退化率等數(shù)據(jù)也同列于表中。

表5 疲勞數(shù)據(jù)匯總Tab.5 Summary of fatigue data

對于單輪加載試件：裸板試件RDF-S1與鋼-UHPC組合試件RDF-S2相比較，兩者在荷載幅相同的情況下，后者的裂紋萌生壽命Ne和裂紋貫穿壁厚壽命Np分別比前者高出222%和268%，這主要得益于UHPC鋪層降低了熱點應(yīng)力幅；將荷載幅提高25%之后，鋼-UHPC組合試件RDF-S3的熱點應(yīng)力幅仍小于裸板試件RDF-S1，前者的特征疲勞壽命仍顯著高于后者，且由于剛度退化緩慢而具有很長的疲勞失效壽命。

對于雙輪加載試件：裸板試件RDF-D1與鋼-UHPC組合試件RDF-D2相比較，兩者在熱點應(yīng)力幅基本相同的情況下，裸板試件的初始裂紋萌生時刻較晚，在加載近213萬次后剛度下降約15%，而鋼-UHPC組合試件盡管裂紋萌生較早，但在加載近253萬次后剛度僅下降12%，由此可見UHPC鋪層對于延緩疲勞裂紋擴(kuò)展的良好效果；兩個鋼-UHPC組合試件相比較，試件RDF-D3的荷載幅和熱點應(yīng)力幅均更低，特征疲勞壽命也更高，且在加載近299萬次后剛度僅下降為7%，整體疲勞性能更優(yōu)。

根據(jù)試件所采用的焊接工藝，進(jìn)一步將各試件裂紋①的實測特征疲勞壽命與國際焊接協(xié)會疲勞設(shè)計指南［18］的FAT90級（連續(xù)手工焊角焊縫）和FAT100級（連續(xù)自動焊雙面角焊縫）S-N設(shè)計曲線進(jìn)行對比，如圖13所示。無論單輪或雙輪加載工況，均有部分試件的裂紋萌生壽命Ne低于FAT90曲線值，但所有的裂紋貫穿壁厚壽命Np數(shù)據(jù)點均位于FAT100曲線上方，說明本試件U肋與橫隔板之間采用的手工雙面角焊縫工藝質(zhì)量較好?？紤]到裂紋貫穿壁厚之前的試件剛度降低非常小，為了充分利用裂紋萌生之后的擴(kuò)展壽命，可采用國際焊接協(xié)會疲勞設(shè)計指南的FAT100級S-N曲線對UHPC鋪裝前后U肋-蓋板-橫隔板節(jié)點的U肋與橫隔板連接焊縫疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測，結(jié)果是偏于安全的。

4 結(jié)論

本文基于足尺模型試驗對鋼橋面板U肋-蓋板-橫隔板焊接節(jié)點在UHPC鋪裝前后的疲勞性能進(jìn)行了研究，得到以下結(jié)論：

（1）節(jié)點的最大熱點應(yīng)力位于U肋與橫隔板連接焊縫的下端焊趾處，且鋪裝UHPC層后的應(yīng)力集中改善效果顯著，各實測熱點位置的熱點應(yīng)力值降幅達(dá)29%～58%。

（2）單輪加載工況下，裸板試件共產(chǎn)生三條裂紋，鋼-UHPC組合試件僅產(chǎn)生一條或兩條裂紋，且鋼-UHPC組合試件的裂紋擴(kuò)展速率更為緩慢；雙輪加載工況下的裸板試件和鋼-UHPC組合試件均只在U肋焊趾處產(chǎn)生一條裂紋，裂紋擴(kuò)展速率相近。

（3）與裸板試件相比，鋼-UHPC組合試件在相同荷載循環(huán)次數(shù)作用下的剛度退化率更小，且整個疲勞加載過程中的剛度退化速度也更慢。

（4）荷載幅相同的情況下，鋼-UHPC組合試件的特征疲勞壽命均較裸板試件有顯著提高，其中裂紋萌生壽命和裂紋貫穿壁厚壽命分別最大提高了2.2倍和2.7倍。

（5）國際焊接協(xié)會疲勞設(shè)計指南推薦的FAT 90、FAT 100級S-N設(shè)計曲線均可用于UHPC鋪裝前后的鋼橋面板U肋與橫隔板連接焊縫的疲勞壽命評估。

總體而言，UHPC鋪層可顯著降低鋼橋面板U肋-蓋板-橫隔板焊接節(jié)點的熱點應(yīng)力集中效應(yīng)，有效抑制疲勞破壞過程中的剛度退化，并大幅提高此類焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞性能。本文研究成果可為正交異性鋼橋面板疲勞性能提升提供理論依據(jù)和方法參考。

作者貢獻(xiàn)說明：

程斌：試驗方案設(shè)計及指導(dǎo)，論文整體構(gòu)思，論文修改。

田亮：試驗實施、數(shù)據(jù)整理、論文撰寫及修改。

孫斌：試驗方案。

徐晨：數(shù)據(jù)分析。