單成林

（華南理工大學土木與交通學院 廣州 510640）

0 引 言

正交異性鋼橋面板已得到廣泛的應(yīng)用，特別是在大跨度的懸索橋、斜拉橋的鋼橋面板均采用此種結(jié)構(gòu).它除了作為橋面體系外，也是主梁的一部分.傳統(tǒng)的正交異性鋼橋面板最大的問題是需要焊接密集的縱、橫向加勁肋［1－2］，焊接工程量巨大，質(zhì)量不易保證，用鋼量大，工期長，養(yǎng)護維修工作量大，易產(chǎn)生焊縫疲勞裂紋［3］，這種病害在全世界都出現(xiàn)很多，針對以上問題人們開始探索研究用聚氨酯夾層鋼板組合結(jié)構(gòu)來代替加勁肋密集的正交異性鋼橋面板［4－8］，如圖1.

聚氨酯－鋼板夾層結(jié)構(gòu)是夾層板結(jié)構(gòu)體系（sandwich plate system，SPS）中的一種，它不同于房屋建筑上使用的夾層板，是在4～8mm厚的鋼板層之間注入高彈性模量的聚氨酯核芯，由彈性體芯材與鋼板內(nèi)表層牢固粘接而形成復合結(jié)構(gòu)［9］.聚氨酯－鋼板夾層結(jié)構(gòu)特別適合于正交異性鋼板結(jié)構(gòu)，國外開發(fā)這種夾層結(jié)構(gòu)已有10來年時間，主要用于船舶工業(yè)，近幾年開始研究用于橋面板建造、加固或更換［10］.若能在橋梁上成功應(yīng)用和推廣，將改變傳統(tǒng)鋼箱梁的材料構(gòu)造，特別是對大跨徑橋梁具有重大意義.

圖1 兩種橋面板半橋?qū)挷贾檬疽鈭D

1 分析方法及計算模型

1.1 空間有限元模型

以常見的正交異性鋼橋面板的鋼箱梁為例，取中間任一段共10.5m長，分為3×3.5m等跨，設(shè)4道0.8m高、厚8mm橫向加勁肋板支承于箱梁兩側(cè)10mm厚的腹板上，以考慮橋面板的橫橋向彈性支承.由于主要是研究橋面板受力性能，為減少計算規(guī)模，箱梁腹板高度只取1m.橋面雙車道寬7.2m，縱向加勁肋采用梯形截面形式，厚6mm，上口寬300mm，下口寬170mm，高280mm.縱向加勁肋在通過橫向加勁板連續(xù)穿過，梯形加勁肋的周邊與橫向加勁板共用結(jié)點.縱向加勁肋中心間距為600mm時，橋面板分別采用12mm厚的鋼板建立普通正交異性鋼橋面板計算模型和采用6mm（鋼頂板）＋60mm（聚氨酯芯層）＋6mm（鋼底板）的聚氨酯－鋼板夾層結(jié)構(gòu)建立的正交異性橋面板計算模型.以比較其他條件相同時兩種橋面板的受力性能，橋中心線上設(shè)一縱向加勁肋，兩邊對稱設(shè)置，采用ANSYS軟件建立的空間有限元模型如圖2.

圖2 兩種橋面板空間有限元計算模型輪廓圖

普通正交異性鋼橋面板模型全部采用 板單元，聚氨酯－鋼板夾層結(jié)構(gòu)的橋面板采用夾層板單元，其他部分單元同上.鋼板采用Q345鋼材，聚氨酯芯層彈性模量常溫時取800MPa，泊松比0.48，密度1 200kg，剪切模量取270MPa.

加載方式，采用文獻［11］的雙車道車輛荷載分別按中支點彎矩最大和中跨的跨中彎矩最大兩種最不利布載方式加載，如圖3.橫向?qū)ΨQ于橋縱向中心線布置，車輪橫向間距及著地面積也按文獻［11］采用，也就是將每個車輪荷載當成著地面積大小的局部均布荷載考慮.

圖3 跨中及支點截面最大彎矩布載圖式（mm）

約束方式，考慮到箱梁的腹板在整個箱梁中也是彈性支承，而且彈性支承剛度是隨著橋梁的跨度和整個箱梁的抗彎剛度而變化的，為方便研究橋面板的相對受力性能，計算模型中兩腹板下端采用固結(jié).

1.2 應(yīng)力及撓度采集點

由于車輪荷載靠橋中心線布置，應(yīng)力的絕對值最大值出現(xiàn)在橋中心線附近位置，最大撓度出現(xiàn)在跨中.各應(yīng)力讀數(shù)部位如圖4.圖中①為橋中心線處縱向U形加勁肋頂部的橋面板部位；②為該加勁肋與橋面板的交接部位；③為無加勁肋位置處的橋面板部位，該點位置隨著縱向加勁肋數(shù)量的變化而在該橫截面上有所變化，取拉、壓應(yīng)力最大位置處.

圖4 應(yīng)力讀數(shù)部位及應(yīng)力點位置圖

圖中字母A，D，E代表普通正交異性鋼橋面板的上表面、下表面的應(yīng)力點及橋中線縱向加勁肋底部表面應(yīng)力點.字母a，d，e代表聚氨酯－鋼板夾層正交異性橋面板上、下面板的表面應(yīng)力點及橋中線縱向加勁肋底部表面應(yīng)力點.b，c代表聚氨酯芯層上表面及中心應(yīng)力點，以上各應(yīng)力點字母后的數(shù)字1代表該應(yīng)力點的橫橋向正應(yīng)力，數(shù)字2代表該應(yīng)力點的縱橋向正應(yīng)力，正號為拉應(yīng)力，負號為壓應(yīng)力.

2 受力性能分析

2.1 中跨的跨中截面

采用加載方式1使中跨跨中截面彎矩最大，分別計算兩種正交異性橋面板在縱向加勁肋間距分別為600，1 200，1 800，3 600mm時，如圖5，各應(yīng)力讀數(shù)部位①，②，③的各點應(yīng)力值及E（e）點的應(yīng)力值和跨中撓度最大值δ.

2.2 中間支點截面

采用加載方式2使中支點截面彎矩最大，分別計算兩種正交異性橋面板在縱向加勁肋間距同樣變化時，如圖5，①、②、③ 部位的各點應(yīng)力值及E（e）點的應(yīng)力值和橫向加勁板跨中的撓度值δ.

2.3 計算結(jié)果及分析

圖5 半橋?qū)捒v向加勁肋變化布置圖

以下計算結(jié)果圖中σ代表各讀數(shù)部位的正應(yīng)力，t表示縱向加勁肋中心間距.對于普通正交異性鋼橋面板的各讀數(shù)部位，A1，A2表示橋面板頂面的橫橋向、縱橋向正應(yīng)力，D1，D2表示橋面板底面的橫橋向、縱橋向正應(yīng)力，E1，E2表示橋中心處縱向加勁肋底面的橫橋向、縱橋向正應(yīng)力.見圖4.

對于聚氨酯－鋼板夾層結(jié)構(gòu)正交異性橋面板的各讀數(shù)部位，a1，a2表示上層面板頂面的橫橋向、縱橋向正應(yīng)力；d1，d2表示下層面板底面的橫橋向、縱橋向正應(yīng)力；e1，e2表示橋中心處縱向加勁肋底面的橫橋向、縱橋向正應(yīng)力.見圖4.

從圖6，圖7a）可知：在縱向加勁肋間距t由600mm增加到3 600mm時，中跨的跨中截面聚氨酯－鋼板夾層正交異性橋面板的①，②，③部位各頂、底面的橫橋向、縱橋向正應(yīng)力a1，a2，d1，d2有拉有壓.大致在－40～40MPa間變動，而普通正交異性鋼橋面板①，②，③部位各頂、底面的橫橋向、縱橋向正應(yīng)力絕對值在t＜1000mm時，約成線性增加，隨后成喇叭狀迅速增大，而且橫橋向的應(yīng)力增幅遠大于縱橋向.在縱橋向加勁肋包圍的①，②部位受其影響，跨中截面板的頂面并非一定受壓，底面并非一定受拉.只有在無加勁肋位置處的③部位才有板的頂面受壓、底面受拉的通常情況.

圖6 跨中截面兩種正交異性板①、②部位頂?shù)酌姒译St的變化

圖7 跨中截面兩種正交異性板③部位頂?shù)酌婕癊（e）點處σ隨t的變化

圖8 跨中截面兩種正交異性板跨中撓度δ隨t的變化圖

從圖7b）可知橋中線處縱向加勁肋底面E（e）點的縱橋向拉應(yīng)力E2，e2隨t的增大而增大，兩者差值也越大.普通鋼橋面板的橫橋向拉應(yīng)力E1增大很快，而夾層橋面板橫橋向正應(yīng)力e1的變化基本可以忽略，只產(chǎn)生縱橋向拉應(yīng)力e2.但兩種橋面板縱橋向應(yīng)力的增幅要遠大于橫橋向.

從圖8可知，當t增大時，夾層橋面板的跨中撓度f均在11mm左右，增幅很小，而普通鋼橋面板的跨中撓度F在t＞1 500mm以后增幅很大.

中支點截面受支承在腹板上的橫向加勁板（或橫隔板）的影響，車輪在相鄰兩跨加載使該截面產(chǎn)生最大彎矩.從圖9可看出在縱向加勁肋范圍的①，②部位受其影響，當縱向加勁肋數(shù)量減少時，兩種正交異性板各點處的正應(yīng)力相差不是很大，板的頂、底面橫橋向正應(yīng)力均受壓、縱橋向正應(yīng)力均受拉，絕對值均在50MPa以內(nèi)，這是受橫隔板撓曲的影響，該截面為彈性支承，兩種板的橫隔板最大撓度與橫隔板的抗彎剛度有關(guān).

圖9 支點截面兩種正交異性板①、②部位頂?shù)酌姒译St的變化

圖10 支點截面兩種正交異性板③部位頂?shù)酌婕癊（e）點處σ隨t的變化

圖11 支點截面夾層板②部位聚氨酯芯層頂面和中心的σ隨t的變化

從圖10a）看出中支點截面在縱向加勁肋數(shù)量逐漸減少時，夾層橋面板③部位頂、底面橫向正應(yīng)力均受壓、縱橋向的正應(yīng)力頂面均受拉、底面受壓，像支點剛性支承的情況，各點應(yīng)力σ隨t的變化幅度很小，絕對值均在30MPa以下，曲線變化較為平緩.而普通鋼橋面板③部位頂、底面的縱、橫向正應(yīng)力絕對值在t＜1000mm時約成線性增加，隨后成喇叭狀迅速增大，變化與跨中截面相似，但縱橋向正應(yīng)力增幅遠大于橫橋向，這與跨中截面相反.從圖10b）可知，縱向加勁肋減少時，兩種橋面板縱向加勁肋底面E（e）點的橫橋向正應(yīng)力基本一致，且在30MPa以內(nèi).縱橋向正應(yīng)力均比橫橋向正應(yīng)力大，且普通鋼板的大于夾層板的.其它計算結(jié)果表明聚氨酯芯層的應(yīng)力只有在中支點截面②部位處最大.

從圖11看出，芯層頂面和中心處橫橋向的正應(yīng)力b1，c1基本一樣，縱橋向的正應(yīng)力b2，c2也基本一樣，但縱橋向的絕對值大于橫橋向的幾倍.

對于聚氨酯－鋼板夾層結(jié)構(gòu)正交異性橋面板，如果完全取消縱向加勁肋，橋面橫向?qū)?.2m，跨中及支點截面各點絕對值最大正應(yīng)力及最大撓度如下表.

表1 無縱向加勁肋時跨中及支點截面各點最大應(yīng)力值及撓度值

跨中截面板的頂面雙向受壓、底面雙向受拉，撓度增加不是很大，芯層應(yīng)力基本為零.支點截面板的頂、底面橫向均受壓，縱向的頂面受拉，底面受壓，撓度隨f與圖8情況一樣基本不變，約在11mm左右，芯層也有幾兆帕的應(yīng)力.

以上對兩種正交異性橋面板在縱向加勁肋數(shù)量改變時的力學性能進行了分析對比，各點應(yīng)力的絕對值量的大小，甚至拉、壓性質(zhì)會受到各部位尺寸及材料參數(shù)的影響，如夾心板芯層的厚度及彈性模量，橫隔板抗彎剛度等，但只要其它條件相同，兩種正交異性橋面板力學性質(zhì)差異的規(guī)律是不會變的.限于篇幅本文不討論這些參數(shù)的影響.

3 結(jié) 論

1）聚氨酯－鋼板夾層結(jié)構(gòu)的正交異性橋面板跨中截面最大彎矩時，縱向加勁肋數(shù)量的多少對該截面橋面板本身的各控制點的橫橋向、縱橋向正應(yīng)力及撓度與普通正交異性鋼橋面板相比影響不大.對于縱向加勁肋的底面橫橋向應(yīng)力可不考慮，縱橋向拉應(yīng)力隨加勁肋間距的增大而增大.普通正交異性鋼橋面板的各控制點的應(yīng)力及撓度則隨著縱向加勁肋數(shù)量減少而迅速增大.

2）支點截面最大彎矩時，聚氨酯－鋼板夾層結(jié)構(gòu)的正交異性橋面板與普通正交異性鋼橋面板在縱向加勁肋數(shù)量減少時，該截面在縱向加勁肋范圍內(nèi)各點的正應(yīng)力相差不大.橫向加勁板的最大撓度也變化很小.但在無縱向加勁肋位置處，在縱向加勁肋數(shù)量減少時，前一種橋面板的各點的正應(yīng)力變化幅度不大，后一種橋面板各點正應(yīng)力則迅速增大.兩種橋面板在縱向加勁肋（U型肋）底面的橫橋向正應(yīng)力基本一樣，縱橋向正應(yīng)力較大，但仍是前一種橋面板的應(yīng)力小于后一種.

3）聚氨酯－鋼板夾層結(jié)構(gòu)正交異性橋面板的聚氨酯芯層頂面及中心位置處的最大應(yīng)力發(fā)生在支點截面處.隨著縱向加勁肋的減少，芯層頂面和中心的縱橋向正應(yīng)力也增加，且增幅基本相同，但橫橋向正應(yīng)力變化不大，且基本相同.但完全取消縱向加勁肋后芯層頂面及中心只有基本相等橫向壓應(yīng)力，且壓應(yīng)力增大，而縱橋向正應(yīng)力基本為零.

4）采用聚氨酯－鋼板夾層結(jié)構(gòu)正交異性板代替普通正交異性鋼橋面板可大幅度減少縱向加勁肋的數(shù)量，甚至在梁的腹板（或縱向隔板）間距和橫隔板間距適當時可取消縱向加勁肋.

［1］孔祥福，周緒紅，狄 謹，等.鋼箱梁斜拉橋正交異性橋面板的受力性能［J］.長安大學學報：自然科學版，2007，27（3）：52－56.

［2］葉梅新，張 揚.桁梁正交異性整體鋼橋面結(jié)構(gòu)受力分析［J］.鐵道標準設(shè)計，2008（2）：37－39.

［3］Cunninghame J S，Beales C.Fatigue crack locations in orthotropic steel decks［C］／／IABSE Proceedings International Association for Bridge and Structural Engineering，Zurich，Switzerland，1990：150－156.

［4］Harris D K，Cousins T，Murray T M，et al.Sotelino.Field investigation of a sandwich plate system bridge deck［J］.Journal of Performance of Constructed Facilities，2008，22（5）：305－315.

［5］Kennedy D J L，Dorton R A，Alexander S D B.The Sandwich Plate System for bridge decks［C］／／Proceedings 19th Annual International Bridge Conference，Engineers Society of Western Pennsylvania，Pittsburgh PA，2002，June 10－12，1－13.

［6］Narayan P，Mahen M.Finite element analysis and design of sandwich panels subject to local buckling effects［J］.Thin－Walled Structures，2004，42（4）：589－611.

［7］Kennedy S J，Murray T.Fatigue resistance and ultimate strength of SPS bridge decks［C］／／Orthotropic Bridge Conference，ASCE，Sacramento CA，2004，August 23－27，2－16.

［8］Radoslaw M.Buckling analysis of trapezoidal composite sandwich plate subjected to in－plane compression［J］.Composite Structures，2005，69（4）：482－490.

［9］陳曉東，周南橋，張 海.鋼／聚氨酯／鋼復合板材制造工藝的研究［J］.塑料工業(yè)，2008，36（4）：63－66.

［10］Kennedy S J，Kennedy D J L.Steel plates with a structural elastomer core［C］／／Proceedings of the 5th International Conference on Composite Construction in Steel and Concrete V，ASCE，2006，114－126.

［11］JTG D60—2004公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范［S］.北京：人民交通出版社，2004.