賀欣怡，吳 沖，曾明輝，邱文東，蘇慶田

（1. 同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海200092；2. 江西省高速公路投資集團(tuán)有限公司，江西南昌330025）

正交異性鋼橋面板在長期運(yùn)營中存在鋼結(jié)構(gòu)疲勞開裂和鋪裝破壞兩大問題，主要由面板剛度偏小引起［1］。近些年針對(duì)此問題而提出的正交異性鋼-混凝土組合橋面板，利用了混凝土面板提供的剛度，大大降低了疲勞風(fēng)險(xiǎn)，尤其對(duì)于U肋與橫隔板、U肋與頂板連接處的焊縫等構(gòu)造細(xì)節(jié)［2］。此類組合橋面板在制作、運(yùn)輸、安裝時(shí)，除去混凝土施工，其鋼結(jié)構(gòu)的部分與常規(guī)正交異性鋼橋面板相似，一般可在工廠分段預(yù)制，再在工地現(xiàn)場(chǎng)安裝連接。在正交異性鋼橋面板中，通常采用栓焊結(jié)合的方式，即面板采用焊接，縱肋采用高強(qiáng)螺栓連接［3-4］。一般而言，縱肋若采用焊接，雖然傳力平順，但現(xiàn)場(chǎng)對(duì)仰焊質(zhì)量要求高，施工周期長，易產(chǎn)生疲勞裂紋［5］，采用螺栓連接則易于現(xiàn)場(chǎng)施工。組合橋面板的U肋可采取相同連接工藝。

在U 肋的尺寸選擇方面，對(duì)組合橋面板而言，混凝土大大提高了面板剛度，因此可適當(dāng)增加加勁肋開口及布置間距，同時(shí)仍保持較高的截面抗扭剛度及橫向傳遞荷載能力；此外，組合板截面的中性軸相比鋼橋面板更加遠(yuǎn)離加勁肋，加勁肋對(duì)面板的“加勁”效果更明顯，所以又可適當(dāng)減小肋高，以節(jié)省用鋼。故組合橋面板的U 肋應(yīng)有別于常規(guī)鋼橋面板，采用螺栓接頭后的受力性能如何，還需要進(jìn)行研究。

文獻(xiàn)［6］提出了帶U 形肋的正交異性組合橋面板，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了其具有較高的承載力和抗疲勞性能。但對(duì)這種組合板中U 肋接頭受力性能尚未提及，故本文采用與之相同的截面形式，并在其中加入了采用高強(qiáng)螺栓連接的U 肋接頭，設(shè)計(jì)制作了1 個(gè)足尺橋面板試件，通過疲勞加載試驗(yàn)和有限元模型計(jì)算對(duì)該接頭的受力性能進(jìn)行測(cè)試及分析。

1 U肋組合板栓接接頭疲勞試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

正交異性鋼橋面板U肋的口寬多為300 mm，高度280～300 mm，底寬160～190 mm，布置間距600 mm［7］。對(duì)鋼-混凝土組合橋面而言，提供了較大抗扭剛度的混凝土面板使得加勁肋可以開口更寬、間距更大、肋高更小，以節(jié)省用鋼量。本文針對(duì)該受力特點(diǎn)，設(shè)計(jì)制作了1 個(gè)帶U 肋的鋼-混組合板試件，采用Q345 鋼材，C60 混凝土。橫截面尺寸如圖1 所示，其中鋼頂板厚6 mm；U 肋板厚6 mm，開口360 mm，高194 mm，間距720 mm，布置兩條；混凝土板厚100 mm，縱筋直徑20 mm，間距150 mm；采用φ 13×80 的焊釘，縱向間距200 mm，橫向間距240 mm。通過計(jì)算知，中性軸距混凝土頂緣95 mm，接近鋼混交界面，能較充分地發(fā)揮鋼材受拉、混凝土受壓性能好的特點(diǎn)。

圖1 試件截面尺寸（單位：mm）Fig.1 Dimension of cross-section(unit:mm)

試件按照簡支梁設(shè)計(jì)，長4.5 m，支承跨徑4.0 m，兩端各出頭0.25 m。試件的鋼頂板連續(xù)，每條U肋斷開1 處，采用摩擦型高強(qiáng)螺栓連接。斷開處截面距一側(cè)的支承點(diǎn)1.25 m，距跨中0.75 m，兩條肋的接頭縱向錯(cuò)位布置，如圖2 所示。錯(cuò)位布置目的在于防止出現(xiàn)兩個(gè)接頭同時(shí)失效導(dǎo)致板件嚴(yán)重彎曲變形的極端情況。兩條肋分別命名為A 肋和B 肋，對(duì)應(yīng)的螺栓接頭為接頭A和接頭B。

圖2 栓接接頭位置（單位：m）Fig.2 Location of bolt joint(unit:m)

接頭構(gòu)造沿用常規(guī)正交異性鋼橋面板的栓接形式，采用8 mm厚的拼接板（長500 mm，寬140 mm），10.9 級(jí)M20 摩擦型高強(qiáng)螺栓，栓孔直徑22 mm，每道連接板布置6×2（豎×縱）個(gè)螺栓，具體尺寸如圖3所示。由于封板只起到防潮防銹作用［3］，不參與結(jié)構(gòu)受力，本試件未制作封板。

可依據(jù)接頭與母材構(gòu)件的承載力關(guān)系設(shè)計(jì)接頭。若以截面底部應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度（345 MPa）作為承載極限狀態(tài)的指標(biāo)，按照規(guī)范［8-9］取鋼、混凝土材料相應(yīng)的彈性模量，計(jì)算得到1 m 寬橋面板的接頭截面（即U 肋斷開處的截面）和母材截面（即U 肋完整的截面）的理論承載彎矩分別為238 kN·m 和297 kN·m，前者約為后者的80%，由于該類型橋面板的實(shí)際受力遠(yuǎn)小于其承載力［6］，這樣的接頭設(shè)計(jì)較為經(jīng)濟(jì)合理［7］。

圖3 U肋連接大樣（單位：mm）Fig.3 Details of bolt joint(unit:mm)

與常規(guī)的正交異性鋼橋面（頂板厚16 mm；U肋板厚8 mm，開口300 mm，高280 mm，布置間距600 mm；拼接板厚8 mm，寬180 mm，長500 mm）對(duì)比，后者1 m寬的接頭截面和母材截面的理論承載彎矩分別為293 kN·m和393 kN·m。此外本文組合板每平方米用鋼量為89 kg，正交異性鋼橋面為200 kg，可以看出組合板在大大節(jié)省用鋼量情況下承載力并未比正交異性鋼橋面減小太多，而組合板極大提高的面板剛度是后者難以相比的。

U 肋連接完成后的效果如圖4 所示。其中接頭和跨中肋底布置縱向應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，具體為：在接頭連接處U肋兩面的外側(cè)拼接板下緣各布置6個(gè)（4個(gè)栓孔下部，距板底緣15 mm；2個(gè)對(duì)稱布置于斷面兩側(cè)，距板底緣5 mm，間距10 mm），此外在手孔近跨中一側(cè)的邊緣布置2個(gè)，在跨中肋底布置2個(gè)。由于布點(diǎn)較多，僅以接頭A的外側(cè)拼板為例，用箭頭指示出測(cè)點(diǎn)位置，如圖4所示，其余測(cè)點(diǎn)位置可通過對(duì)稱原則推知，不贅述。

圖4 栓接外觀及測(cè)點(diǎn)布置（單位：mmmm）Fig.4 Appearance of bolting and arrangement of measuring points(unit:mm)

試驗(yàn)加載時(shí)，采用一端固定鉸支座、一端滾動(dòng)鉸支座的簡支支承，跨徑4 m。采用PMS-500 疲勞試驗(yàn)機(jī)，在跨中施加單點(diǎn)荷載，加載面大小200 mm×600 mm（縱×橫）。加載示意及裝置如圖5所示。

圖5 加載方案（單位：mm）Fig.5 Loading scheme(unit:mm)

混凝土及鋼板的材性均依照標(biāo)準(zhǔn)材性試驗(yàn)［10-11］進(jìn)行測(cè)試，得到C60 混凝土立方體抗壓強(qiáng)度64.4 MPa，彈性模量42 500.0 MPa；6 mm 厚的鋼板屈服強(qiáng)度378.0 MPa，極限強(qiáng)度544.0 MPa。

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

采用等幅疲勞加載，以拼接板底（即測(cè)點(diǎn)A-3位置）應(yīng)力達(dá)到規(guī)范［9］規(guī)定的相應(yīng)疲勞細(xì)節(jié)值110 MPa作為試驗(yàn)荷載值控制的指標(biāo)，最終確定荷載上峰值為160 kN，下峰值取半。加載200萬次后未檢測(cè)到開裂，先后兩次提高荷載繼續(xù)加載，直至出現(xiàn)破壞。疲勞試驗(yàn)加載歷程分3個(gè)階段，共計(jì)200萬次+80萬次+26萬次共306萬次循環(huán)，具體過程如表1所示。

表1 疲勞加載歷程Tab.1 Fatigue loading process

整個(gè)加載過程中，鋼-混連接良好，無明顯滑移、脫層；拼接板完好。加載到306萬次，在接頭A近跨中一側(cè)的頭排螺栓附近的母板上出現(xiàn)明顯開裂（未觀測(cè)到裂縫開展過程）。裂縫位置如圖6a所示，大致連接著測(cè)點(diǎn)A-1 和A-4；拆除螺栓拼板后的裂縫外觀如圖6 b所示，可看到裂縫自栓孔邊緣延伸裂透至手孔邊緣；將母板切開后，近栓孔處的裂縫斷面如圖6 c 所示，肋內(nèi)側(cè)靠近栓孔邊緣的區(qū)域較為光滑，應(yīng)為疲勞源區(qū)［12］，裂縫應(yīng)由此處發(fā)源，并向肋底緣往手孔方向延伸。

由于測(cè)點(diǎn)過多，只給出圖4標(biāo)示的6個(gè)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力歷程，如表2所示。螺栓接頭屬非焊接結(jié)構(gòu)，其疲勞性能不僅受應(yīng)力幅的影響，也和應(yīng)力比相關(guān)，但試驗(yàn)應(yīng)變數(shù)據(jù)受“基線漂移”［13］的影響，大部分測(cè)點(diǎn)由于本身應(yīng)變值較小，漂移對(duì)其上下峰值的準(zhǔn)確性影響明顯，故只列出測(cè)點(diǎn)A-1～A-4的應(yīng)力幅歷程；考慮到A肋跨中M-1和M-2兩個(gè)測(cè)點(diǎn)本身應(yīng)變較大，受漂移影響小，其上下峰值具有一定的參考性，故兼列上下峰值及幅值。

從表2 中可以看出，拼接板頭排栓孔處的應(yīng)力較?。ˋ-1），經(jīng)過一定長度傳遞到板中間而變大（A-2 和A-3）；手孔邊緣受壓，且應(yīng)力幅值小，由此亦可說明裂縫起源于栓孔而非手孔。295 萬次之前的數(shù)據(jù)顯示，應(yīng)力幅值相對(duì)穩(wěn)定，原始數(shù)據(jù)中應(yīng)變的時(shí)間歷程呈完整連續(xù)的正弦波，可推知此時(shí)裂縫尚未發(fā)育，或尚未明顯拓展。而300 萬次采集的試驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示，裂縫附近的A-1～A-4這4個(gè)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力的時(shí)間歷程已不再是完整正弦波，此時(shí)裂縫應(yīng)該已經(jīng)出現(xiàn)并發(fā)展較為明顯。

圖6 接頭A開裂情況Fig.6 Cracking condition of joint-A

表2 應(yīng)力歷程Tab.2 Stress history

2 有限元計(jì)算分析

由于開裂的母板栓孔處無實(shí)測(cè)應(yīng)變，難以對(duì)其疲勞強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)估，故通過有限元模型進(jìn)行分析。首先對(duì)比既有應(yīng)變測(cè)點(diǎn)的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值，驗(yàn)證模型的有效性，再根據(jù)計(jì)算所得裂縫處的栓孔應(yīng)力分布，對(duì)疲勞強(qiáng)度進(jìn)行分析。

采用Abaqus建立試件的有限元模型，混凝土和螺栓采用實(shí)體單元“C3D8R”，鋼板均采用殼單元“S4R”（螺栓預(yù)緊力會(huì)使拼接板和母板的孔緣產(chǎn)生較大的沿厚度方向應(yīng)力，雖然殼單元無法模擬該厚度方向的受力，但加勁肋以縱向受彎為主，活載作用下的應(yīng)力變化仍以鋼板面內(nèi)的響應(yīng)為主，殼單元可以方便地描述該部分受力情況）。鋼和混凝土之間考慮完全連接，采用“Tie”約束。螺栓與拼接板、拼接板與U肋母板之間均設(shè)置“general contact”面接觸行為，考慮法向硬接觸及切向摩擦，此處摩擦系數(shù)根據(jù)試件實(shí)際制作情況接近“未經(jīng)處理的干凈軋制面”，取0.35，M20 高強(qiáng)螺栓預(yù)緊力設(shè)置為155 kN［14］，通過“bolt load”施加?？紤]到本文試驗(yàn)加載時(shí)，鋼和混凝土都處于彈性受力狀態(tài)，故有限元模型中的材料性能采用線彈性關(guān)系，混凝土取實(shí)測(cè)的彈模42 500 MPa，鋼材取206 000 MPa。

試件整體模型及接頭局部網(wǎng)格劃分情況如圖7所示。

圖7 有限元模型Fig.7 Finite element model

試驗(yàn)第一階段荷載幅80 kN 作用下主要測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力幅值如圖8a 所示，跨中撓度的變化幅值約4.0 mm。有限元模型中施加靜力荷載130 kN，此時(shí)計(jì)算得到跨中撓度3.9 mm，接頭A各測(cè)點(diǎn)的計(jì)算值如圖8b 所示，可以看出除了兩頭螺栓處及手孔邊緣的個(gè)別點(diǎn)以外，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值較為吻合，故以此有限元模型計(jì)算得到的U肋母材應(yīng)力對(duì)其進(jìn)行疲勞強(qiáng)度評(píng)估。

半跨模型的母板縱向應(yīng)力分布如圖9 所示，由于兩個(gè)螺栓接頭縱向錯(cuò)位布置，故應(yīng)力在橫向上略有變化；最大縱向應(yīng)力出現(xiàn)在母板進(jìn)入拼接板的第一排螺栓孔處，為146.4 MPa；手孔和U肋斷縫邊緣呈受壓狀態(tài)。按照材料力學(xué)的方法計(jì)算頭排栓孔截面的名義應(yīng)力，得到縱向應(yīng)力約為58.0 MPa，有限元算得該處縱向應(yīng)力約146.0 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)約為2.5。

圖8 接頭A測(cè)點(diǎn)縱向應(yīng)力（單位：MPa）Fig.8 Longitudinal stress of measure points of joint-A(unit:MPa)

圖9 母板縱向應(yīng)力分布（單位：MPa）Fig.9 Longitudinal stress distribution of base plate(unit:MPa)

接頭A拼接板的縱向應(yīng)力分布如圖10所示，無論內(nèi)外側(cè)，皆為與母板接觸的一面受力更大，并在栓孔附近有高峰值應(yīng)力，最大應(yīng)力167.6 MPa，出現(xiàn)在內(nèi)側(cè)拼板中間栓孔處。

接頭A外側(cè)的板件沿拼板底緣位置的縱向應(yīng)力分布如圖11所示，4個(gè)點(diǎn)基本位于同一截面高度，母板或拼板的內(nèi)外應(yīng)力都有差異，反應(yīng)出一定程度的面外彎曲。從圖11中可以看出，拼板應(yīng)力在栓孔位置處會(huì)出現(xiàn)極大值。

圖10 拼接板縱向應(yīng)力（單位：MPa）Fig.10 Longitudinal stress of the splice plate (unit:MPa)

圖11接頭板件的縱向應(yīng)力Fig.11 Longitudinal stress of the connection plates

接頭處母板的Mises 應(yīng)力分布如圖12 所示，可以看出頭尾兩排栓孔處受力較大，最大應(yīng)力164.6 MPa，位于近跨中的頭排栓孔附近，離孔緣約1/3孔徑，這是由于螺栓預(yù)緊力作用會(huì)在孔邊緣產(chǎn)生圓周方向壓縮應(yīng)力，緩解應(yīng)力集中［15］。母板局部的應(yīng)力分布及與實(shí)際裂縫的位置關(guān)系如圖12b 所示，試驗(yàn)現(xiàn)象與理論相符。從以上結(jié)果可知，拼板和母板都是在栓孔邊緣受力最不利，本文試驗(yàn)中裂縫即出現(xiàn)在母板頭排栓孔處。

3 疲勞強(qiáng)度分析

圖12 接頭母板Mises應(yīng)力（單位：MPa）Fig.12 Mises stress of base plate at joint（unit:MPa）

由于本文試件數(shù)量非常有限，難以對(duì)此類栓接構(gòu)造進(jìn)行疲勞強(qiáng)度評(píng)估，以下僅針對(duì)本文試驗(yàn)對(duì)該試件接頭構(gòu)造的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行一些分析。

從第2節(jié)的對(duì)比看出，本文有限元計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果較為符合，因此利用計(jì)算得到的實(shí)際開裂位置處的母板栓孔應(yīng)力，對(duì)其進(jìn)行強(qiáng)度評(píng)估。有限元計(jì)算結(jié)果顯示，最不利栓孔處縱向應(yīng)力146 MPa，為跨中肋底測(cè)點(diǎn)M-2處的縱向應(yīng)力100 MPa的1.46倍，按照此比例關(guān)系，利用實(shí)測(cè)的M-2應(yīng)力值（見表2）推算最不利栓孔處的實(shí)際縱向正應(yīng)力，如表3所示。

表3 推算的最不利栓孔正應(yīng)力Tab.3 Calculated normal stress of the hole in worst state

根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50017―2017）［14］，對(duì)于非焊接部位，正應(yīng)力幅值Δσ按式（1）計(jì)算，其中σmax和σmin分別對(duì)應(yīng)應(yīng)力上下峰值。

本文試驗(yàn)各階段加載次數(shù)小于500 萬次，等效正應(yīng)力幅變幅Δσe可按照公式（2）［14］計(jì)算。

式中：Δσi為第i種荷載作用下產(chǎn)生的等效應(yīng)力幅；ni為第i種荷載作用次數(shù)；βz為構(gòu)件與連接的相關(guān)系數(shù)，根據(jù)本文螺栓接頭的類別，該值取4。

從1.2節(jié)試驗(yàn)結(jié)果分析知，加載300萬次時(shí)已經(jīng)出現(xiàn)開裂，故選取0～295萬次區(qū)段的應(yīng)力結(jié)果，采用公式（1）和（2）計(jì)算得到295萬次循環(huán)的等效應(yīng)力幅為208 MPa，換算為200 萬次循環(huán)的等效應(yīng)力幅為230 MPa，高于規(guī)范［14］規(guī)定200萬次容許正應(yīng)力幅為144 MPa。本文試驗(yàn)雖然出現(xiàn)母板開裂而非更有利于維修的拼接板開裂，但通過疲勞強(qiáng)度分析可看出其疲勞強(qiáng)度較高，一定程度說明該種U 肋接頭具有使用可靠性。

4 影響栓孔受力的因素

綜合試驗(yàn)與有限元計(jì)算的結(jié)果看，組合橋面板U 肋的螺栓接頭中，拼接板內(nèi)排栓孔和母板外排栓孔處受力最不利。本文試件的有限元模型結(jié)果顯示拼板栓孔應(yīng)力更大，但試驗(yàn)最終出現(xiàn)母板栓孔處的破壞，在此以母板栓孔作為研究對(duì)象，簡要探討影響其受力的因素。

相比焊接接頭，螺栓接頭構(gòu)造更復(fù)雜，影響其受力的因素也較多，包括螺栓布置方式、螺栓預(yù)緊力、摩擦面處理、拼接板尺寸等。螺栓采用錯(cuò)位布置、不等距布置等形式可以優(yōu)化接頭受力［15］，但通常U 肋接頭的螺栓數(shù)量少，布置形式比較固定；預(yù)緊力達(dá)到一定程度后便與疲勞強(qiáng)度關(guān)系不大；增大摩擦系數(shù)可以提高接頭靜力承載能力及疲勞強(qiáng)度；拼接板尺寸加厚或加寬對(duì)于改善拼接板的疲勞性能效果明顯［4］。針對(duì)母板栓孔受力特征，選擇手孔大小、栓孔大小、拼接板厚度以及母板厚度4個(gè)因素，在本文試驗(yàn)試件的有限元模型基礎(chǔ)上變參分析討論。

4.1 手孔大小

U 肋栓接需在接頭附近的底板開孔，以便進(jìn)行連接操作，但肋底切去一部分會(huì)改變力流線、削弱截面。本文試件手孔寬100 mm，長400 mm，兩端為直徑100 mm的半圓，考慮在能實(shí)現(xiàn)施工操作的情況下改變孔形狀及大小，計(jì)算得到母板栓孔附近的Mises應(yīng)力分布如圖13所示。其中虛線為原試件的孔位，圖13a 為手孔長度縮短100 mm 的試件；圖13b 為在圖13a的基礎(chǔ)上寬度變窄20 mm的試件；圖13c為方孔試件，寬150 mm，長210 mm，四個(gè)圓角直徑60 mm；圖13d 為無孔試件（無實(shí)際意義，僅做參考）。結(jié)合圖13b原構(gòu)造的應(yīng)力結(jié)果可看出，手孔變小后，母板應(yīng)力變化更為緩和，圖13a～13d 四種開孔情況下的最大應(yīng)力相較原構(gòu)造的最大值164.4MPa，分別減小了2.2%、3.4%、3.6%和7.7%，降幅不大。

圖13 不同手孔大小的母板MIses應(yīng)力（單位：MPa）Fig.13 Mises stress of base plate with different size of hand holes（unit：MPa）

4.2 拼接板厚度

拼接板尺寸直接影響接頭的承載力以及板自身的應(yīng)力水平［4］。將本文原有構(gòu)造的拼接板厚度減小為與母板等厚的6 mm，計(jì)算得到母板栓孔附近的應(yīng)力分布與原構(gòu)造類似，僅局部應(yīng)力峰值從164.4 MPa減小到160.2 MPa。

4.3 栓孔大小

U肋通常采用M20、M22 的高強(qiáng)螺栓［4］，對(duì)應(yīng)的栓孔直徑為 22 mm 和 24 mm［9］。將螺栓換為 M22，栓孔直徑改為24 mm，墊圈外徑（即模型中拼接板與單個(gè)螺栓接觸的承壓面的外徑）改為39 mm，預(yù)緊力改為190 kN，計(jì)算得到母板栓孔附近的應(yīng)力分布與原構(gòu)造基本一致，應(yīng)力峰值也無明顯變化。

4.4 U肋板厚

母板厚度會(huì)顯著改變整個(gè)截面的受力特性。本文U肋與鋼頂板厚6 mm，為常規(guī)鋼結(jié)構(gòu)橋梁中受力板件的最小板厚，在此將U肋板厚增大為8 mm建模計(jì)算；并以1.1 節(jié)述及的常規(guī)正交異性鋼橋面為對(duì)象，建立類似的帶栓接接頭的有限元模型，計(jì)算相同荷載和邊界下接頭的應(yīng)力，進(jìn)行對(duì)比。結(jié)果如圖14和圖15 所示，可以看出，拼接板和母板的應(yīng)力分布都與原構(gòu)造類似，差別主要在于應(yīng)力峰值大小。拼接板最大縱向應(yīng)力和母板栓孔最大Mises 應(yīng)力對(duì)比如表4 所示，其中σz為拼接板的縱向最大應(yīng)力值，σs為母板最大Mises應(yīng)力，ω為相對(duì)原結(jié)構(gòu)的增減百分比。從表4可以看出，8 mm厚U肋組合板及常規(guī)鋼橋面板的拼接板最大縱向應(yīng)力比原構(gòu)造的略小，但母板栓孔附近的最大Mises應(yīng)力明顯比原構(gòu)造的低，分別減小了26%和18%，再結(jié)合文獻(xiàn)［4］正交異性鋼橋面的螺栓接頭疲勞試驗(yàn)未出現(xiàn)母板破壞的現(xiàn)象，可知相比8 mm 厚U 肋組合板及常規(guī)鋼橋面板，本文提出的6 mm 厚寬口U 肋的組合板的接頭母板栓孔受力較為不利，在設(shè)計(jì)該類組合橋面板時(shí)可適當(dāng)增加板厚、優(yōu)化截面構(gòu)造，但結(jié)合前文的試驗(yàn)和計(jì)算分析，即使U 肋選用了鋼橋受力構(gòu)件的最小板厚6 mm，本文的組合橋面板U肋栓接接頭的疲勞強(qiáng)度已足夠高，滿足規(guī)范要求。

圖14 8 mmU肋計(jì)算結(jié)果Fig.14 Results of 8 mm thick U-rib（unit：MPa）

圖15 正交異性鋼橋面板計(jì)算結(jié)果（單位：MPa）Fig.15 Results of orthotroc steel desk（unit：MPa）

表4 不同U肋的對(duì)比Tab.4 Comparison of different U-ribs

5 結(jié)論

本文針對(duì)組合橋面板受力特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了大開口、低高度的U 形加勁肋，并對(duì)1 個(gè)采用該U 肋的組合板試件的螺栓接頭進(jìn)行疲勞試驗(yàn)和有限元計(jì)算分析，得到以下結(jié)論：

（1）試驗(yàn)疲勞裂縫出現(xiàn)在母板頭排栓孔附近，并延伸裂透至手孔邊緣，拼接板等其他位置無疲勞破壞，通過計(jì)算分析，該種U 肋螺栓接頭中，拼接板受力最不利處位于內(nèi)排栓孔附近，母板最不利位于頭排栓孔附近，兩者應(yīng)力水平值相差不大。母板栓孔附近的應(yīng)力峰值區(qū)離孔邊約1/3 孔徑，試驗(yàn)疲勞裂縫亦發(fā)源于此，有限元計(jì)算得到的此源區(qū)的應(yīng)力約為名義應(yīng)力的2.5倍。

（2）對(duì)于難以實(shí)現(xiàn)應(yīng)變測(cè)量的母板栓孔，采用結(jié)合試驗(yàn)與有限元計(jì)算的方法，推算其應(yīng)力大小，估算得到200萬次等效應(yīng)力幅約230 MPa，高于規(guī)范容許值，一定程度說明該種U肋接頭具有使用可靠性。

（3）減小手孔尺寸可以緩和U肋母板頭排栓孔處的應(yīng)力集中，但減小幅度有限；拼接板厚度及栓孔大小在合理范圍內(nèi)變化對(duì)栓孔附近的應(yīng)力影響也很小。

（4）相比8 mm厚U肋的組合板及常規(guī)正交異性鋼橋面板，本文提出的6 mm厚寬口U肋的組合板的接頭母板栓孔受力要大許多，但其疲勞強(qiáng)度已足夠高，滿足規(guī)范要求。