帶開孔板連接件的壓型鋼板-混凝土組合橋面板疲勞性能試驗研究

張協(xié)力， 吳 沖， 蘇慶田

（同濟大學 土木工程學院，上海 200092）

鋼-混凝土組合橋面板是由鋼底板和混凝土通過剪力連接件結(jié)合而成的新型橋面板，與傳統(tǒng)混凝土橋面板相比，組合橋面板施工時免拆模、免臨時支撐，同時具有自重輕、承載能力高等性能優(yōu)勢［1］。組合板在房屋建筑、工業(yè)廠房等工程結(jié)構(gòu)中得到了廣泛應用，工程實踐中鋼底板多采用壓型鋼板，其厚度僅0.5～1.0 mm，鋼底板上布置凹凸不平壓紋，使得壓型鋼板和混凝土能有效結(jié)合在一起共同參與受力，從而代替或節(jié)省樓板的受力鋼筋，早期的試驗研究表明該種形式的組合樓板的破壞形態(tài)和極限承載力由混凝土和鋼板界面間的縱向抗剪強度控制［2］。在橋梁工程領域，組合橋面板多采用平鋼板并布置開孔加勁板（PBL 連接件）的形式，對其受力性能國內(nèi)外研究學者開展了許多研究。楊勇［3-4］對鋼板-混凝土組合橋面板開展了靜力與疲勞性能試驗研究，著重研究了組合橋面板中開孔鋼板連接件孔中橫向觀察鋼筋布置及名義加載剪跨比對組合橋面板靜力性能的影響，同時分析了疲勞荷載下組合橋面板中開孔鋼板布置形式、疲勞荷載幅值和疲勞加載次數(shù)對其破壞形態(tài)、剛度、疲勞強度的影響；Xiang［5］對鋼-混凝土組合橋面板開展了變幅疲勞加載試驗，分析了疲勞荷載幅對鋼底板裂紋發(fā)展的影響，并利用SWT （Smith-Watson-Topper）模型對裂紋萌生的位置進行了評估，與試驗結(jié)果吻合良好；日本研究者對組合橋面板開展了較為系統(tǒng)的研究［6］，F(xiàn)ujiyama［7-8］對帶加勁板的組合橋面板進行了試驗與有限元研究，討論了加勁板形式、布置方式和鋼-混凝土界面處理方式對組合橋面板破壞形態(tài)和極限承載力的影響；Kaido［9］開展了帶加勁板和焊釘?shù)慕M合橋面板懸臂端在移動車輪荷載下的疲勞試驗，分析了橋面板的裂縫開展情況，并建立了非線性有限元模型，分析了移動車輪荷載下組合橋面板的變形特征，討論了焊釘連接件的受力特性與疲勞損傷過程。

Kim 和Jeong［10-11］提出了一種由壓型鋼板、PBL連接件與鋼筋混凝土板組成的壓型鋼板組合橋面板結(jié)構(gòu)，并開展了組合橋面板的靜載試驗，試驗結(jié)果表明該種壓型鋼板-混凝土組合板較之現(xiàn)澆混凝土板具有更高的抗彎承載力，且自重更輕；Ahn［12］對11塊簡支波形鋼板-混凝土組合橋面板開展了兩點疲勞加載試驗，試驗結(jié)果顯示組合橋面板的疲勞破壞形態(tài)是加勁板與鋼底板的焊縫萌生疲勞裂紋并發(fā)展成為裂縫，同時利用概率模型對組合橋面板的疲勞細節(jié)進行評估，參考AASHTO 規(guī)范［13］與Eurocode 規(guī)范［14］給出了適用此類組合橋面板的S-N（應力幅-循環(huán)次數(shù)）曲線。

相較于平鋼板-混凝土組合橋面板，鋼底板改用壓型鋼板鋼板可以有效提高截面的抗彎剛度，從而有效減小鋼板的厚度，同時對于中小跨徑鋼板組合梁向著少主梁結(jié)構(gòu)形式發(fā)展的趨勢，壓型鋼板具有較強的跨越能力，具有較好的發(fā)展前景。本文提出一種適用于鋼板梁的壓型鋼板-混凝土組合橋面板，由壓型鋼板、開孔板連接件（PBL連接件）、擋板組合而成的組合橋面板模塊在工廠加工制造，運輸至現(xiàn)場后與鋼板梁進行焊接，現(xiàn)場澆筑混凝土后形成組合結(jié)構(gòu)橋梁，滿足中小跨徑橋梁裝配化、快速化施工的要求。橋面板結(jié)構(gòu)直接承受車輪荷載作用和車輪荷載的沖擊作用，且橋面板的活載占總設計荷載的比較較大，其疲勞性能往往在結(jié)構(gòu)設計中起控制作用，開展組合橋面板疲勞性能的研究對于推廣組合橋面板在中小跨徑橋梁中的應用有重要推動作用，具有一定的工程實際意義。本文設計并開展了1塊壓型鋼板-混凝土連續(xù)組合橋面板試件的單點疲勞加載試驗，測試了組合板試件在疲勞和靜力荷載作用下的跨中撓度、鋼底板與負彎矩區(qū)鋼筋應變，分析了組合橋面板試件在疲勞荷載作用下力學性能退化的規(guī)律，得到了試件的疲勞破壞形態(tài)。

1 試件方案

1.1 試件設計與制作

設計制作了1 塊壓型鋼板-混凝土組合橋面板試件，試件的尺寸如圖1 所示，其跨徑、板厚等參數(shù)如表1 所示。壓型鋼板、鋼主梁在工廠制作完成后運輸至現(xiàn)場進行焊接拼裝，主梁間壓型鋼板長2 770 mm，兩側(cè)的搭接長度均為60 mm；懸臂端壓型鋼板長910 mm，搭接長度為60 mm。試件的混凝土板厚度為24 cm，壓型鋼板厚度為3 mm，在壓型鋼板的波谷位置設置PBL連接件，布置了C16貫穿鋼筋，PBL連接件高172 mm，厚4 mm，孔徑為60 mm，孔距為200 mm。

圖1 試件尺寸圖 （單位：mm）Fig. 1 Dimensions of specimens (unit: mm)

表1 壓型鋼板-混凝土組合橋面板試件參數(shù)匯總Tab. 1 Parameters of composite bridge deck specimens

試件中支承橋面板的鋼梁梁高為0.9 m，頂板寬度為750 mm，底板寬度為400 mm，頂板、底板和腹板板厚均為16 mm。鋼梁頂板上等間距布置直徑為22 mm 焊釘連接件，其縱向和橫向間距均為250 mm。壓型鋼板與鋼梁搭接頭構(gòu)造如圖2 所示。拼裝完成后澆筑混凝土，養(yǎng)護28 d。試件制作、加工現(xiàn)場如圖3所示。

圖2 鋼底板與主梁搭接細節(jié)Fig. 2 Schematic of deck-to-girder connection

圖3 試件加工與制作Fig. 3 Manufacture and construction of specimens

1.2 加載方案

加載方案示意圖如圖4所示。試件與地面之間鋪設高強砂漿，確保試件水平且均勻受力。脈動疲勞加載裝置與試件之間通過分配塊傳遞荷載，分配塊的尺寸為600 mm×200 mm，與規(guī)范中車輛荷載的后輪與底模接觸面尺寸相同。加載裝置在試件跨中施加脈動疲勞荷載，加載頻率為4Hz，疲勞加載共分4階段，各階段的疲勞加載上、下限及加載次數(shù)如表2 所示，疲勞加載的第一階段模擬了組合橋面板正常使用狀態(tài)下車輪荷載的作用。每完成50 萬次疲勞加載暫停疲勞加載，進行一次靜力加載。在正式加載開始前進行預加載，消除接觸誤差。試件加載現(xiàn)場如圖5所示。

圖4 加載示意圖Fig. 4 Test setup

圖5 試件加載現(xiàn)場Fig. 5 Loading instrumentation

表2 試件疲勞加載方案Tab. 2 Load level for each loading stage

1.3 測試方案

在組合板試件的跨中加載位置及鋼梁支點位置布置激光位移計，用于測量試件的撓曲變形。在底部壓型鋼板表面布置電阻應變片以觀察試件在各疲勞加載階段底部鋼板應變的變化，同時在組合板的中支點負彎矩區(qū)鋼筋上布置電阻應變片。位移傳感器（linear variable displacement transducer，LVDT）與應變片布置如圖6所示。

圖6 位移計與應變片布置Fig. 6 Arrangement of LVDTs and strain gauges

疲勞加載過程中每10 萬次疲勞加載進行一次動態(tài)的數(shù)據(jù)采集，記錄一個固定時間段內(nèi)（本文取1 min）結(jié)構(gòu)響應的變化，包括跨中撓度，正彎矩鋼底板應變，負彎矩區(qū)鋼筋應變。以跨中撓度為例，動態(tài)數(shù)據(jù)采集所得的跨中撓度隨加載時間的變化如圖7所示，圖中wpeak，wval，wap分別為跨中撓度的峰值、谷值及幅值，通過比較各測量時刻結(jié)構(gòu)響應的峰值、谷值及幅值分析組合板的疲勞性能。除動態(tài)數(shù)據(jù)采集外，每完成50 萬次疲勞加載后暫停疲勞加載，進行一次靜力加載，記錄結(jié)構(gòu)響應隨荷載等級的變化，并觀察負彎矩區(qū)混凝土裂縫的發(fā)展，測量最大裂縫寬度。

圖7 疲勞荷載作用下跨中撓度-時間關系Fig. 7 Mid-span deflection versus time

1.4 材料性能測試

試件的鋼筋均采用HRB400，鋼板為Q345，鋼材的屈服強度與抗拉強度如表3 所示?；炷敛捎肅50，28 d的立方體抗壓強度為60.6 MPa，抗折強度為5.1 MPa，彈性模量為36 000 MPa。

表3 鋼材力學性能Tab. 3 Mechanical properties of steel

2 試驗結(jié)果及討論

2.1 疲勞破壞形態(tài)

在試件的整個疲勞加載過程中，跨中撓度、負彎矩區(qū)鋼筋應變以及正彎矩區(qū)鋼底板應變隨著加載次數(shù)的增加而增大的趨勢較為明顯，中支點負彎矩區(qū)的混凝土有裂縫產(chǎn)生且裂縫寬度也隨著疲勞加載次數(shù)的增加而增大，測試件的側(cè)面可以觀察到正彎矩區(qū)混凝土裂縫自下而上的發(fā)展。在完成前3階段的共計600萬次的變幅疲勞加載后調(diào)整疲勞荷載的上限為480 kN，下限為50 kN（接近疲勞加載裝置的使用極限）進行第4階段疲勞加載。當?shù)?階段的加載次數(shù)達到70萬次，觀察到跨中加載截面的壓型鋼板底部出現(xiàn)兩條裂紋1#與2#，均出現(xiàn)在布有PBL連接件的波谷位置；隨著加載次數(shù)的增加，裂紋快速發(fā)展；當累計加載次數(shù)達到680萬次時，1#裂紋長度已從波谷位置發(fā)展至試件側(cè)面，長度超過30 cm，從側(cè)面觀察到1#裂紋位置的鋼底板與混凝土板已明顯分離，2#裂縫貫穿壓型鋼板的一個波谷，隨后停止加載。鋼底板裂紋的形態(tài)圖8 所示，裂紋的具體分布位置如圖9所示。

圖8 試件破壞形態(tài)Fig. 8 Failure mode of slab

圖9 試件鋼板裂紋形態(tài)及分布Fig. 9 Cracks of steel sheeting

試驗結(jié)束后將包含1#裂紋的組合板進行切割，去除混凝土后觀察鋼板內(nèi)部裂紋的發(fā)展情況。鋼板的裂紋分布如圖10 所示，除了鋼底板有裂紋外，PBL連接件的下端也有裂紋。由圖10d 可知連接件與鋼底板的角焊縫并不連續(xù)，裂紋從焊縫中斷處通過，推測疲勞裂紋最先萌生于PBL 連接件與鋼底板的角焊縫位置，隨著疲勞加載次數(shù)的增加，初始裂紋沿著鋼底板向兩側(cè)發(fā)展形成較明顯的裂縫，并沿著PBL連接件向上發(fā)展至開孔位置。

圖10 試件鋼板裂紋形態(tài)及分布Fig. 10 Cracks of steel sheeting

2.2 跨中撓度

組合板試件的跨中撓度與疲勞加載次數(shù)的關系如圖11所示，試件兩側(cè)的跨中撓度隨加載次數(shù)變化的趨勢一致，相同加載次數(shù)下的幅值也較為接近。第一階段疲勞加載中撓度幅值隨加載次數(shù)的變化較小，沒有較明顯的增加或減小的趨勢，而是在一定范圍內(nèi)浮動，該階段試件未觀察到明顯的混凝土裂縫，疲勞損傷以混凝土內(nèi)部的裂隙、孔洞的發(fā)展為主；第二、三、四階段的疲勞加載過程中，跨中截面和中支點截面的混凝土裂縫不斷發(fā)展，使得組合板的剛度不斷降低，跨中撓度的幅值隨著加載次數(shù)的增加而明顯增大；加載680 萬次時，撓度的幅值較之670 萬次迅速增大，其原因是鋼底板的疲勞裂紋發(fā)展使得鋼底板斷裂，組合板剛度迅速降低。

圖11 各階段的跨中撓度-加載次數(shù)曲線Fig. 11 Deflection amplitude-loading times in each stage

每隔50萬次疲勞加載進行一次靜力加載，靜力加載的最大荷載取該疲勞加載階段的疲勞荷載上限，組合板試件的靜力荷載與跨中平均撓度的關系如圖12所示。在相同荷載作用下，跨中撓度隨著疲勞加載次數(shù)的增加而增大，且由圖12可知各疲勞加載階段的第1 次靜載的荷載-撓度曲線與相同疲勞加載階段的其余若干次靜載的曲線有較明顯的分離，表明隨著荷載加載次數(shù)的增加，組合板的疲勞損傷不斷累積，組合板的剛度發(fā)生退化。

圖12 各階段的荷載-跨中撓度曲線Fig. 12 Load-midspan deflection in each stage

2.3 鋼筋應變

疲勞加載過程中部分鋼筋測點損壞，剩余測點的鋼筋應力幅值隨加載次數(shù)的變化如圖13 所示。第一階段的疲勞加載過程中，由于中支點負彎矩區(qū)混凝土未開裂，鋼筋應力的幅值并未明顯的增大或減小的趨勢；第二、三、四階段的疲勞加載過程中，鋼筋應力幅值隨著加載次數(shù)的增加而基本呈現(xiàn)增大的趨勢。圖13b中SN-2、SN-3的應力幅隨加載次數(shù)的增加而略有減小，SN-5 的應力幅卻是快速增加的；可能的原因是SN-5測點附近存在混凝土裂縫，在疲勞荷載作用下周邊的混凝土逐漸退出工作，混凝土所承擔的軸力向鋼筋轉(zhuǎn)移，鋼筋的應力幅不斷增加；該階段由于疲勞荷載幅較小，同一截面上SN-2 與SN-3測點位置的混凝土尚未開裂，但截面上疲勞裂縫仍在不斷發(fā)展，截面抗彎剛度不斷降低，導致SN-2與SN-3測點鋼筋應力幅減小。隨著疲勞荷載的增大，試件混凝土板的裂縫數(shù)量不再隨加載次數(shù)的增加而增加，而裂縫寬度則持續(xù)增大，因此各測點位置的鋼筋應力幅均呈增大的趨勢。

圖13 各階段的中支點鋼筋應力幅-加載次數(shù)曲線Fig. 13 Stress amplitude-loading times of reinforcing in each stage

2.4 鋼底板應變

各疲勞加載階段鋼底板應力幅與疲勞加載次數(shù)的關系如圖14—17所示，P-1截面與P-3截面的鋼底板應力幅變化規(guī)律較為接近，故文中僅展示P-1 截面與P-2 截面的鋼底板應力幅的試驗結(jié)果。第一階段的疲勞加載過程中，各測點的鋼底板應力幅無較明顯的變化趨勢，同一截面上波谷位置的應力幅明顯大于波峰位置。第二階段中，開始加載時（即累計加載次數(shù)為200 萬次時）所測得的鋼底板應力幅明顯小于隨后所測得的鋼底板應力幅，且隨后所測得的鋼底板應力幅亦較為穩(wěn)定，無明顯變化趨勢，表明該階段疲勞加載過程中，疲勞損傷主要產(chǎn)生在加載的初期，而后疲勞損傷累計的過程較為緩慢。

圖14 第一階段的鋼底板應力幅-加載次數(shù)曲線Fig. 14 Sheeting stress amplitude-loading times in stage I

圖15 第二階段的鋼底板應力幅-加載次數(shù)曲線Fig. 15 Sheeting stress amplitude-loading times in stage II

圖16 第三階段的鋼底板應力幅-加載次數(shù)曲線Fig. 16 Sheeting stress amplitude-loading times in stage III

圖17 第四階段的鋼底板應力幅-加載次數(shù)曲線Fig.17 Sheeting stress amplitude-loading times in stage IV

第三階段疲勞加載的初期，波谷位置的鋼板應力幅有較明顯的增長，而波峰位置的應力幅則無較明顯的增長，可能的原因是加載初期由于疲勞荷載幅增大，跨中截面及附近截面在正彎矩作用下，從側(cè)面觀察到混凝土裂縫自下而上發(fā)展，鋼底板受力增加，而混凝土裂縫未發(fā)展至波峰高度，故波峰位置鋼底板受力無明顯的變化。該階段疲勞加載過程中各截面波谷位置鋼底板應力幅有較明顯增加，模擬車輪荷載作用下組合板的局部效應較為明顯，疲勞荷載直接作用的P-2-3 波谷位置鋼底板應力幅明顯大于相鄰的P-2-1 和P-2-5 波谷位置，且隨加載次數(shù)增加而增大的變化趨勢亦更明顯。

第四階段疲勞加載過程與前述三個階段類似，加載初期由于較大疲勞作用，混凝土板裂縫發(fā)展較為迅速，組合板發(fā)生內(nèi)力重分布，各測點鋼底板應力幅變化較為明顯，隨后的變化較為平穩(wěn)。加載次數(shù)為680 萬次時各測點應力幅較670 萬次有較大的增加，這是因為在670萬次到680萬次疲勞加載中鋼底板有疲勞裂紋產(chǎn)生，由于鋼底板的厚度僅3 mm，裂紋的發(fā)展速度較快，1#裂紋迅速發(fā)展至試件的側(cè)邊緣，形成了較明顯的裂縫，導致鋼底板受力增大。

2.5 混凝土裂縫

第一階段由于疲勞荷載較小，未觀察到混凝土裂縫，從第二階段加載開始，跨中正彎矩區(qū)與中支點的負彎矩區(qū)均觀察到混凝土裂縫的產(chǎn)生。每50 萬次疲勞加載后進行一次靜力加載，當靜力荷載加載至最大荷載時觀察混凝土裂縫的分布，并測量最大裂縫寬度。各加載階段的試件側(cè)面裂縫分布如圖18所示。

圖18 側(cè)面裂縫分布圖（單位：cm）Fig.18 Distribution of lateral cracks(unit:cm)

各加載階段的試件負彎矩區(qū)混凝土裂縫的分布如圖19所示，第一階段負彎矩區(qū)混凝土沒有裂縫產(chǎn)生；第二、三階段負彎矩區(qū)也僅有一條較長的裂縫；第四階段的疲勞荷載較大，負彎矩區(qū)混凝土的裂縫數(shù)量明顯增加，原有的裂縫長度也明顯增長。

圖19 負彎矩區(qū)裂縫分布圖（單位：cm）Fig. 19 Distribution of cracks in hogging moment region(unit:cm)

各階段的最大裂縫寬度及對應的靜力荷載值如表4 所示。第一階段負彎矩區(qū)混凝土未開裂；第二階段靜載最大荷載為145 kN，負彎矩區(qū)混凝土最大裂縫寬度保持在0.02 mm；第三階段和第四階段的中，負彎矩混凝土的最大裂縫寬度隨加載次數(shù)的增加而增大，第四階段由于疲勞荷載較大，裂縫寬度增大速度較快，在鋼底板斷裂后最大裂縫寬度達到了0.2 mm，已達到了混凝土橋涵設計規(guī)范的限值。

3 疲勞強度

結(jié)構(gòu)的疲勞性能可以用相應疲勞細節(jié)的S-N曲線進行描述，試驗結(jié)果顯示組合橋面板試件的疲勞開裂位置位于PBL 連接件與鋼底板焊縫的不連續(xù)處，Eurocode 3［14］和《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設計規(guī)范》（JTG D64—2015）［15］中并未給出適用于PBL連接件的疲勞細節(jié)，參考構(gòu)造相似的焊接截面的疲勞細節(jié)，對于腹板與翼緣間的縱向雙面手工角焊縫，規(guī)定其疲勞細節(jié)為100 MPa，間斷的縱向角焊縫疲勞細節(jié)可取80 MPa。文獻［12］對組合橋面板疲勞試驗結(jié)果進行了回歸分析，提出組合橋面板的剪力連接件與鋼底板縱向焊縫的疲勞強度更貼近于AASHTO［13］的C 類疲勞細節(jié)。以下分別取用80 MPa 以及AASHTO 的C 類疲勞細節(jié)進行驗算，相應的S-N曲線如圖20所示。

圖20 S-N曲線Fig. 20 S-N curves

根據(jù)Miner 線性累計損傷準則［16］，假定結(jié)構(gòu)在某常幅循環(huán)應力σi作用下的疲勞壽命為Ni，對于變幅荷載，若結(jié)果在k個應力水平σi作用下，各經(jīng)受ni次循環(huán)后，則其受到的總損傷度可定義為

并且總損傷度D=1對應結(jié)構(gòu)完全損傷，疲勞破壞將發(fā)生。分別根據(jù)Eurocode 3、JTG D64—2015 和AASHTO 所采用的S-N曲線計算組合橋面板試件的損傷度，計算結(jié)果如表5 所示。在鋼底板應力幅較小的第一、二加載階段，疲勞加載所產(chǎn)生的累計疲勞損傷較小，鋼底板應力幅增大后疲勞加載所產(chǎn)生的疲勞損傷明顯大于前兩階段，增加幅度并不呈線性關系，按AASHTO規(guī)范的C類疲勞細節(jié)計算所得的累計損傷度更接近1，說明按C類細節(jié)進行組合橋面板疲勞強度的驗算具有一定的可行性。實際結(jié)構(gòu)設計時應在滿足施工階段與使用狀態(tài)的極限狀態(tài)要求下盡可能減小壓型鋼板的波高，進而減小鋼底板在車輛荷載作用下的荷載效應，提高結(jié)構(gòu)的疲勞壽命，此外在鋼底板加工制作時應對連接件的焊接質(zhì)量進行控制。

表5 疲勞損傷度Tab. 5 Fatigue damage

4 結(jié)論

本文對1 塊帶PBL 連接件的壓型鋼板-混凝土連續(xù)組合橋面板試件進行了變幅疲勞加載試驗，得到以下主要結(jié)論：

（1） 變幅疲勞加載的第一階段模擬了正常使用狀態(tài)下車輪荷載的作用，壓型鋼板-混凝土連續(xù)組合橋面板在經(jīng)過200 萬次疲勞荷載作用后未開裂，鋼底板應力幅與負彎矩區(qū)鋼筋應力幅無明顯變化。后續(xù)加載階段隨著疲勞荷載幅的增加，在疲勞荷載作用下鋼底板應力幅與負彎矩區(qū)鋼筋應力幅隨著加載次數(shù)的增加而增大，靜載試驗顯示組合橋面板發(fā)生較明顯的剛度退化，負彎矩區(qū)及跨中區(qū)域均出現(xiàn)混凝土裂縫，且裂縫寬度隨著疲勞加載次數(shù)的增加而增大。

（2） 當累計加載次數(shù)達到680 萬次時觀察到試件發(fā)生疲勞破壞，組合橋面板的鋼底板斷裂，裂紋隨著加載次數(shù)的增加而快速發(fā)展；取破壞后的鋼底板進行觀察，推測疲勞裂紋最先在PBL 連接件與鋼底板焊縫的不連續(xù)位置產(chǎn)生，裂紋沿板厚方向裂透后橫向發(fā)展；試件破壞時負彎矩區(qū)最大裂縫寬度亦達到規(guī)范限值。

（3） 利用線性累計損傷準則計算組合橋面板的累計疲勞損傷，計算表明AASHTO規(guī)范C類疲勞細節(jié)可較好地描述組合橋面板的疲勞強度。

作者貢獻聲明：

張協(xié)力：試驗設計、數(shù)據(jù)分析及論文寫作與修改。

吳沖：論文的選題、指導論文的修改。

蘇慶田：指導試驗設計及論文的修改。