邵旭東，張松濤,2，張 良，歐陽澤卉

(1. 湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院,湖南 長沙 410082; 2. 廣州市市政工程設(shè)計研究總院,廣東 廣州 510000)

鋼-超薄UHPC層輕型組合橋面性能研究

邵旭東1，張松濤1,2，張 良1，歐陽澤卉1

(1. 湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院,湖南 長沙 410082; 2. 廣州市市政工程設(shè)計研究總院,廣東 廣州 510000)

提出一種鋼-超薄UHPC(Ultra-High Performance Concrete)層輕型組合橋面，既使得該組合橋面能運用于鋪裝層較薄的橋面結(jié)構(gòu)，又降低了正交異性鋼橋面的疲勞開裂風(fēng)險，避免了瀝青鋪裝的病害問題。以某大橋為工程背景，從有限元分析和試驗兩方面對此結(jié)構(gòu)的性能進行研究。結(jié)果表明：35 mm UHPC層對正交異性鋼橋面板受力性能改善明顯，頂板應(yīng)力幅下降達到68.72%，U肋和橫隔板接近14.74%～34.11%，可大大降低鋼橋面板疲勞開裂風(fēng)險。試驗得出的UHPC層橫橋向開裂強度26.3 MPa，大于有限元計算下車輛荷載作用產(chǎn)生的最大應(yīng)力7.36 MPa，證明了此組合橋面結(jié)構(gòu)的可行性。

橋梁工程；超薄UHPC層；應(yīng)力分析；輕型組合橋面；正交異性鋼橋面

0 引 言

目前，大跨徑鋼橋面鋪裝大多采用瀝青鋪裝。然而，由于橋面板剛度較低，受重載以及南方夏季高溫等原因，鋼橋面易出現(xiàn)鋪裝層損壞[1]和鋼橋面結(jié)構(gòu)疲勞開裂[2]等病害。例如，2005年建成通車的潤揚長江公路大橋，已于2007—2011年對其鋪裝層進行了較大范圍病害集中處治。根據(jù)2012年對大橋鋼橋面55 mm厚環(huán)氧瀝青鋪裝定期調(diào)研情況來看，鋪裝病害主要表現(xiàn)為縱向開裂、網(wǎng)裂、坑槽、層間脫空、鋼板銹蝕等，破損面積較大，已經(jīng)影響了行車的安全性[3]。1997年建成的虎門大橋通車后逐漸暴露出正交異性鋼橋面板與縱肋焊接處的疲勞破壞問題以及鋪裝層損壞問題[4-5]。

由于部分鋼橋(如潤揚長江大橋)的鋪裝厚度僅55 mm，早期研究的鋼-UHPC層組合橋面結(jié)構(gòu)的UHPC層厚度大部分在50 mm以上，加上磨耗層[6]的厚度，總厚度能達到70 mm左右，不能適應(yīng)此類橋梁的鋪裝更換要求，這里需對“超薄”的UHPC層輕型組合橋面進行研究。筆者提出鋼-超薄UHPC層輕型組合橋面結(jié)構(gòu)，目的在于更大程度地適應(yīng)橋梁鋪裝層厚度較小的橋面結(jié)構(gòu)，就是將正交異性鋼橋面板和薄至35 mm的 UHPC層組合形成組合結(jié)構(gòu)，然后在UHPC層上覆蓋15～20 mm厚的磨耗層。但是，由于UHPC層的厚度已經(jīng)減小到了35 mm，考慮保護層的厚度，如果采用20 mm短栓釘作為抗剪連接件，會出現(xiàn)兩個問題：首先是實際運用中發(fā)現(xiàn)，國內(nèi)廠商暫時無法制造此種符合要求的短栓釘，其次是短栓釘和UHPC的錨固長度太短，安全性降低，因此考慮采用焊接于正交異性鋼橋面頂板的鋼筋網(wǎng)作為抗剪連接件。對于這種超薄的鋼-配筋UHPC層組合結(jié)構(gòu)的抗彎性能還需仔細研究。

為此，筆者以某大橋作為工程背景，從有限元分析和模型試驗兩個方面，對鋼-超薄UHPC層輕型組合橋面進行研究，從而論證其運用于正交異性鋼橋面鋪裝的可行性。

1 有限元分析

某大橋是一座單跨雙鉸簡支懸索橋，其加勁梁為閉口扁平流線型鋼箱梁，橋面系為正交異性鋼橋面，該大橋的主要設(shè)計參數(shù)：主纜跨徑1 490 m,矢跨比 1/9.96，索塔高度156.5 m，加勁梁高3.0 m，加勁梁寬36.3 m，吊索間距16.1 m。正交異性橋面板構(gòu)造參數(shù)：頂板厚14 mm，U肋厚6 mm，上口寬300 mm，下口寬169 mm，U肋高280 mm，U肋間距600 mm。

1.1 整體分析

利用Midas-Civil有限元分析軟件建立空間整體模型，采用如圖1所示的組合橋面構(gòu)造設(shè)計方案。即在正交異性鋼面板頂板上澆筑35 mm UHPC層，然后在UHPC層上鋪設(shè)15～20 mm厚磨耗層。

圖1 組合橋面構(gòu)造設(shè)計方案Fig.1 Design scheme of composite bridge deck

整體計算是按照表1中的三種工況計算的，計算模型如圖2。

圖2 Midas整體有限元計算模型Fig.2 Midas overall finite element model

表1 Midas整體模型計算工況

由表2中的計算結(jié)果可知，若將原55 mm環(huán)氧瀝青鋪裝換成35 mm UHPC層+20 mm磨耗層，則其主纜軸力較原橋面鋪裝下的主纜軸力增大1.010%，若換成35 mm UHPC層+15 mm磨耗層后反而減小0.144%，可見改換組合橋面后其主纜軸力增加或減少的程度相對原鋪裝下的主纜軸力都比較小，因此，換成組合結(jié)構(gòu)不會對原橋結(jié)構(gòu)造成較大影響，可以保證其安全性。對于兩種組合橋面結(jié)構(gòu)，第2種方案要優(yōu)于第1種方案。

表2 主纜軸力變化

1.2 基于熱點應(yīng)力法的輕型組合橋面ANSYS局部分析

1.2.1 名義應(yīng)力法和熱點應(yīng)力法簡介

所謂的名義應(yīng)力是指按照彈性理論計算出來的母材或者臨近開裂位置的焊縫上的應(yīng)力。目前，各國鋼橋的疲勞驗算多采用基于截面的名義應(yīng)力法，該方法適用于構(gòu)件受力較明確的情況。但隨著鋼橋的重載化和整體化，鋼結(jié)構(gòu)無論是從幾何構(gòu)造方面還是受力方面來講都比較復(fù)雜，而名義應(yīng)力法對復(fù)雜的正交異性鋼橋面結(jié)構(gòu)效果不理想，現(xiàn)行規(guī)范在對應(yīng)的應(yīng)力驗算細節(jié)上也沒有規(guī)定。

熱點應(yīng)力又稱結(jié)構(gòu)應(yīng)力或幾何應(yīng)力，是接近焊趾的母材上的最大主應(yīng)力，即考慮結(jié)構(gòu)構(gòu)造細節(jié)應(yīng)力集中的總體幾何應(yīng)力，但不考慮焊縫外形引起的局部應(yīng)力集中。熱點應(yīng)力法是目前綜合考慮評估精度和工程應(yīng)用兩個關(guān)鍵因素的最佳選擇，是可以反映正交異性鋼橋面板疲勞開裂實質(zhì)[8-9]。

1.2.2 組合橋面的局部分析

取大橋加勁梁一個吊裝梁段(5跨共16.1 m，每跨3.22 m)，利用有限元分析軟件ANSYS進行局部輪載分析，為加快計算速度，局部計算模型取半幅寬，忽略風(fēng)嘴，寬16.45 m，模型材料力學(xué)參數(shù)如表3，ANSYS模型如圖3。

表3 模型材料力學(xué)參數(shù)

圖3 ANSYS局部有限元計算模型Fig.3 ANSYS local finite element model

分析中的鋼板是采用4節(jié)點彈性殼單元SHELL63模擬，UHPC層采用3D 8節(jié)點實體單元SOLID45模擬，底板U型肋、腹板開口肋和鋼筋焊接點的焊縫采用BEAM189單元模擬。底板U型肋和腹板開口肋的通過實際模擬其截面形狀，由程序計算其剛度，鋼筋焊接點焊縫的尺寸為50 mm×10 mm，其抗剪剛度取值于試驗得出的平均值1 838 kN/mm。分析中考慮了純鋼梁以及鋼-UHPC層組合梁兩種模型，組合梁模型偏安全考慮UHPC與鋼橋面板之間的滑移效應(yīng)。即在整個鋼面板和UHPC的結(jié)合面，只考慮UHPC層中鋼筋網(wǎng)和鋼面板焊接點處鋼面板和UHPC層的連接效果，其他部位不考慮鋼板和UHPC層之間的橫向黏接抗剪能力，按可滑移處理，焊點的縱橋向間距為400 mm，橫橋向間距為300 mm。

對于選取梁段模型的邊界條件，為了最大程度地接近實際情況，在橫隔板端部，約束鋼箱梁的縱橋向平動自由度和繞豎直方向與橫橋向的轉(zhuǎn)動自由度，在半幅箱梁對稱軸處采用對稱約束，在吊點處僅考慮約束吊索方向的豎向位移。

為了找到正交異性鋼橋面板各應(yīng)力驗算細節(jié)在輪載作用下的最不利位置和應(yīng)力值，施加軸重140 kN的單軸輪載，考慮沖擊系數(shù)1.15倍加載。局部輪載作用面積為一個軸的加載面積，即兩塊尺寸為200 mm(縱橋向)×600 mm(橫橋向)的加載面積[10]。在橫橋方向上局部輪載的布置分為正U肋、U肋間和騎U肋3種加載位置，如圖4，在縱橋向分別選取第3跨跨中以及第2跨與第3跨之間橫隔板兩處加載，因此一共有6個加載位置。

圖4 車輪荷載在橋面板上的橫向布置Fig.4 Transverse distribution of wheel loads on decks

根據(jù)文獻[11]所述正交異性鋼橋面板疲勞開裂的主要位置，應(yīng)力驗算細節(jié)取下面5類構(gòu)造細節(jié)，如圖5，分別是：①頂板與U肋焊接處附近的頂板位置；②頂板與U肋焊接處附近的U肋位置；③U肋與橫隔板焊接處附近的橫隔板位置；④橫隔板弧形缺口處；⑤U肋底部對接焊縫處。熱點應(yīng)力的提取方法應(yīng)用最廣泛的當(dāng)屬表面外推的方式，這里采用國際焊接協(xié)會推薦的表面外推法中的兩點線性外推法[12-14]，其外推原理如圖6。

圖5 應(yīng)力驗算細節(jié)Fig.5 Stress checking details

圖6 兩點線性外推原理Fig.6 Principle of two linear extrapolation

對圖5應(yīng)力驗算細節(jié)①～③，按照國際焊接協(xié)會中熱點應(yīng)力的計算的推薦標(biāo)準(zhǔn)對其ANSYS網(wǎng)格進行局部細劃分。對于細節(jié)①和②分別選擇距離焊接位置0.5 t和1.5 t作為外推點(t為外推點處焊接板的厚度)，將外推點獲得的應(yīng)力值按照公式(1)進行外推，從而得到該位置處的熱點應(yīng)力值；細節(jié)③選擇沿著過焊孔弧線作為外推路徑，選取距離焊接位置5 mm、15 mm處作為外推點，按照公式(2)進行外推以獲得熱點應(yīng)力值。以頂板細節(jié)①為例，圖7示出了其網(wǎng)格細劃分的情況以及外推點的選擇。對于細節(jié)④過焊孔弧形缺口位置，由于遠離焊接構(gòu)造，故直接取最大名義應(yīng)力。對于細節(jié)⑤，由于其熱點應(yīng)力與名義應(yīng)力相近，直接取其名義應(yīng)力作為熱點應(yīng)力。

σhs=1.5σ0.5t-0.5σ1.5t

(1)

σhs=1.5σ5-0.5σ15

(2)

式中：σhs為為熱點應(yīng)力；σ0.5t,σ1.5t,σ5,σ15為距離焊接位置0.5t mm,1.5t mm,5 mm和15 mm處的應(yīng)力。

圖7 細節(jié)①熱點應(yīng)力外推示意Fig.7 The extrapolation of hot spot stress of detail ①

1.2.3 各類應(yīng)力驗算細節(jié)中最不利位置的確定

分別計算在上述模型在6種加載位置下，對應(yīng)圖5所示各類應(yīng)力驗算細節(jié)的拉應(yīng)力和壓應(yīng)力最大值，將上述應(yīng)力最大值的位置，作為計算各類應(yīng)力驗算細節(jié)疲勞應(yīng)力幅的最不利位置，計算結(jié)果如表4。表4中正值為最大拉應(yīng)力，負值為最大壓應(yīng)力。

表4 各細節(jié)的應(yīng)力最大值以及應(yīng)力降幅

1.2.4 各類應(yīng)力驗算細節(jié)最不利位置疲勞應(yīng)力幅

取表4計算得出的各類應(yīng)力驗算細節(jié)的最不利位置，采用重復(fù)加載的方法計算其應(yīng)力幅，由于正交異性橋面板局部受力特征明顯，計算采用標(biāo)準(zhǔn)重車后軸(140 kN+140 kN)雙聯(lián)軸加載，沿著橋梁縱向重復(fù)加載，模擬重車后軸駛過計算梁段的過程，在各最不利位置附近采用較小的加載間距，并且在橫橋向也根據(jù)正U肋、U肋間和騎U肋3種橫向分布情況進行加載，得到各應(yīng)力驗算細節(jié)最不利位置在整個加載過程的應(yīng)力變化情況，從而得到各類應(yīng)力驗算細節(jié)最不利位置在標(biāo)準(zhǔn)重車后軸作用的過程中的應(yīng)力幅，5種應(yīng)力驗算細節(jié)最不利位置最大應(yīng)力幅的情況見表5。

表5 各不利位置應(yīng)力幅最大值

由表5可以看出，35 mm UHPC層對鋼結(jié)構(gòu)的受力情況有明顯的改善作用，尤其是對頂板應(yīng)力幅的降低作用達68.72%，U肋以及橫隔板的應(yīng)力幅也有14.74%到34.11%的下降。計算得出，UHPC層表面最大拉應(yīng)力為7.48 MPa，橫向拉應(yīng)力為7.36 MPa。

2 試驗研究

為了研究鋼-超薄UHPC層輕型組合結(jié)構(gòu)的性能，文獻[15]已證明，由于正交異性鋼板-UHPC組合結(jié)構(gòu)縱橋向受彎時，截面中和軸位于縱肋上，此時的UHPC層具有較大的偏心距，使得UHPC層內(nèi)鋼筋能發(fā)揮更大的作用，因而具有更高的抗拉強度。由此可知，正交異性鋼板-超薄UHPC組合橋面板結(jié)構(gòu)的橫橋向受力較縱橋向受力情況不利，設(shè)計時應(yīng)更重視UHPC層的橫橋向受力特征。由于縱橋向的強度要明顯高于橫橋向的強度，因此選擇橫橋向模型，忽略縱橋向U肋對面板的作用，進行橫橋向組合橋面板抗彎試驗。對于采用焊接鋼筋網(wǎng)作為抗剪連接件，文獻[16]已經(jīng)由試驗驗證，鋼筋網(wǎng)抗剪連接件比短栓釘連接件有更佳的抗剪性能，常用尺寸下的鋼筋網(wǎng)連接件抗剪能力是短栓釘連接件的3倍，是能夠保證組合板抗剪性能的。

2.1 試驗材料

試驗試件UHPC層采用活性粉末混凝土組分配方，鋼纖維體積摻量為3.5%，采用蒸汽養(yǎng)護，鋼筋和鋼板分別采用HRB335和Q345C級鋼材。加載前對活性粉末混凝土進行了材料特性試驗如表6。

表6 活性粉末混凝土材料特性

2.2 受彎全過程試驗

2.2.1 試件概況

試件長寬高分別為1 200 mm×200 mm×49 mm，其中鋼板厚度采用大橋正交異性鋼橋面的頂板厚度14 mm，UHPC層的厚度為35 mm。橫縱向鋼筋直徑均采用直徑為10 mm的鋼筋，底部橫向鋼筋間距均為50 mm，焊接嚴格控制焊縫長度。圖8以試件B5為例，繪出了底部橫向鋼筋焊接的構(gòu)造示意圖，焊縫的焊接總面積與采用栓釘抗剪時的焊接總面積相近為原則，中部的橫向鋼筋采用長40 mm的焊縫，兩端的各采用兩條長20 mm的焊縫，其余試件除了縱向鋼筋的數(shù)量和間距不同外，橫向鋼筋的數(shù)量、間距以及焊接方式均相同。試件分為4組，每組采用不同的縱向配筋方式，橫向配筋方式和焊接方式均相同，縱向鋼筋在上部，橫向鋼筋在下部，不同組試件的橫截面如表7，UHPC層厚度如圖9。

圖8 試件B5底部橫向鋼筋焊接構(gòu)造Fig.8 Welded construction of bottom transverse bar of specimen B5

表7 試件橫截面構(gòu)造

圖9 UHPC層厚度Fig.9 Thickness of UHPC layer

2.2.2 加載方案

試驗方案采用四點加載方案，中間400 mm段為純彎段，上部UHPC層受彎拉作用，下部鋼板受壓，如圖10，圖中單位為mm。

圖10 試驗板四點加載方案Fig.10 Four-point loading plan of test plate

2.2.3 試驗結(jié)果

表8匯總了各組試件在受彎全過程中的各項數(shù)據(jù)，包括兩端傳感器的平均荷載值，純彎段的應(yīng)力和應(yīng)變值，尤其關(guān)注UHPC層表面出現(xiàn)寬度達到0.05 mm的裂縫以及達到極限強度時上述測量值。繪制得到各組試件荷載-跨中位移曲線的平均值和應(yīng)力-應(yīng)變曲線的平均值如圖11和圖12。根據(jù)裂縫發(fā)展的情況，首先是在純彎段兩側(cè)的支座處出現(xiàn)橫向裂縫，隨著荷載值的增加，裂縫分布由純彎段兩側(cè)支座處向跨中逐漸出現(xiàn)，裂縫寬度增大，長度沿著橫向伸長，最后橫向裂縫貫通，試件破壞。

表8 試件受彎全過程關(guān)鍵點數(shù)據(jù)

圖11 各組荷載-跨中位移平均值的曲線Fig.11 Average value of load-midspan displacement curve

圖12 各組應(yīng)力-應(yīng)變平均值的曲線以及臨界應(yīng)力Fig.12 Average of stress-strain curve and critical stress

2.3 試驗結(jié)果分析

根據(jù)文獻[17]得出的結(jié)論，UHPC層的臨界裂縫寬度為0.05 mm，當(dāng)裂縫寬度小于臨界寬度時，此時裂縫的出現(xiàn)對結(jié)構(gòu)的使用性能和耐久性能基本沒有影響，因此筆者將出現(xiàn)0.05 mm裂縫時的荷載定義為結(jié)構(gòu)耐久性發(fā)生變化的臨界荷載，此時的應(yīng)力定義為臨界應(yīng)力或開裂應(yīng)力。由表11以及圖9、圖10的試驗結(jié)果可知，當(dāng)配筋率達到5.61%，即縱向配置5根鋼筋的時候，最小的開裂前應(yīng)力也已經(jīng)達到了26.3 MPa，是理論計算中車輛荷載作用下UHPC表層橫橋向彎拉應(yīng)力的4倍之多，因此是能夠保證結(jié)構(gòu)安全可靠的。

3 結(jié) 論

以某大橋為工程背景，通過有限元計算與試驗對鋼-超薄UHPC層輕型組合橋面的性能進行研究，得到以下結(jié)論：

1)對鋼-超薄UHPC層輕型組合橋面整體分析表明，采用超薄UHPC層的輕型組合橋面能夠保證鋪裝層較薄的橋梁結(jié)構(gòu)的整體安全性，這是進一步研究的前提條件。

2)局部分析中車輛荷載作用下的鋼橋面頂板在橫橋向的應(yīng)力幅下降最大，達到68.72%，U肋以及橫隔板應(yīng)力幅下降接近14.74%～34.11%，因此可顯著改善正交異性鋼橋面板的受力性能。

3)對鋼-超薄UHPC層組合橋面板的抗彎試驗表明，當(dāng)配筋率達到5.61%時，UHPC層開裂前的應(yīng)力已經(jīng)達到了26.3MPa，是實橋設(shè)計荷載下UHPC層表層橫橋向最大拉應(yīng)力7.36 MPa的4倍，即超薄UHPC層的強度已經(jīng)完全能滿足組合橋面的應(yīng)力、抗裂等要求，方案是可行的。

4)將鋼-UHPC層組合橋面板的厚度從70 mm以上減小到了50 mm左右，使得組合橋面板的運用范圍更廣，可以在盡量不改變此類鋪裝層較薄橋梁受力的情況下滿足橋梁鋪裝的更換要求，解決了實際工程運用中遇到的問題。

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Performance of Light-Type Composite Bridge Deck System with Steeland Ultra-thin UHPC Layer

SHAO Xudong1, ZHANG Songtao1, 2, ZHANG Liang1, OUYANG Zehui1

(1. College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, Hunan, P.R.China; 2. Guangzhou Municipal Engineering Design & Research Institute, Guangzhou 510000, Guangdong, P.R.China)

A kind of light-type composite bridge deck system composed with steel and ultra-thin UHPC (Ultra-High Performance Concrete) layer was proposed. The proposed composite bridge deck not only could be used in deck structure whose pavement was thin, but also could reduce the risk of fatigue cracking of orthotropic steel deck and avoid the damage of asphalt pavement. Taking a certain large-scaled bridge as an engineering background, its performance was studied from FEM analysis and experiment. The results show that the 35 mm UHPC layer significantly improves the performance of the orthotropic steel deck, the fatigue stress-range of the top deck plate reaches a decline of 68.72% and the trough rib and transverse rib reach a decline ranging from 14.74% to 34.11%. The 35 mm UHPC layer can significantly reduce the risk of fatigue cracking of the deck. The transverse cracking strength of the UHPC layer obtained form the experiment is close to 26.3 MPa, and it is bigger than the maximum stress value 7.36 MPa produced by vehicle load with finite element method, which proves the feasibility of the proposed composite bridge deck system.

bridge engineering; ultra-thin UHPC layer; stress analysis; light-type composite bridge deck; orthotropic steel plate

2015-03-03；

2015-06-14

國家自然科學(xué)基金項目(51178177)

邵旭東(1961—)，男，浙江富陽人，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事大跨與新型橋梁結(jié)構(gòu)的理論研究。E-mail：shaoxd@vip.163.com。

10.3969/j.issn.1674-0696.2016.01.05

U443.33

A

1674-0696(2016)01-022-06