傅梅珍， 劉永健， 朱偉慶， 王成坤， 琚明杰

（1.長安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064；2.東莞市公路橋梁開發(fā)建設(shè)總公司，廣東 東莞 523010）

0 引 言

近年來，正交異性鋼橋面板在大跨徑橋梁中的使用逐漸增多。通過對(duì)正交異性鋼橋面板使用過程持續(xù)監(jiān)測(cè)發(fā)現(xiàn)其在使用過程中存在2個(gè)主要問題：

（1）正交異性鋼橋面板局部剛度小，與瀝青混凝土鋪裝的黏結(jié)能力差，鋼橋面鋪裝極易破損，維修費(fèi)用昂貴［1］。

（2）正交異性鋼橋面板易疲勞開裂，危及全橋的安全性。

在正交異性鋼橋面板表面鋪設(shè)剛性基層，然后在剛性基層上加鋪瀝青混凝土鋪裝（磨耗層），即正交異性鋼－混凝土組合橋面板是一種能夠從根本上改善正交異性鋼橋面板使用過程中存在問題的橋面板結(jié)構(gòu)，其中剛性基層可采用輕質(zhì)混凝土、鋼纖維混凝土、活性粉末混凝土（RPC）以及超韌性混凝土（STC）等。

文獻(xiàn)［2－3］采用輕質(zhì)混凝土剛性基層，進(jìn)行了鋼橋復(fù)合鋪裝結(jié)構(gòu)的大比例模型試驗(yàn)，并實(shí)測(cè)了該結(jié)構(gòu)在不同荷位下的力學(xué)響應(yīng)；文獻(xiàn)［4］研究了一種鋼橋面復(fù)合鋪裝結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)采用了同時(shí)具有鋼混抗剪連接和鋼橋面板加勁作用的PBL，分析了該組合鋪裝結(jié)構(gòu)靜力性能并進(jìn)行參數(shù)分析；文獻(xiàn)［5］采用活性粉末混凝土（RPC）作為剛性基層，提出一種正交異性鋼板－薄層RPC組合橋面板體系，并進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試，研究結(jié)果表明，鋼頂板及縱肋中應(yīng)力明顯降低且最大降幅超過70%；文獻(xiàn)［6］進(jìn)行大跨徑和中等跨徑鋼橋正交異性組合橋面板體系力學(xué)行為分析與優(yōu)化設(shè)計(jì)；文獻(xiàn)［7］提出將高性能混凝土STC作為剛性基層這種鋼橋面鋪裝新體系，并對(duì)其進(jìn)行力學(xué)計(jì)算與實(shí)橋試驗(yàn)對(duì)比分析，結(jié)果表明該橋面體系能夠降低鋼橋面應(yīng)力和位移，改善橋面板疲勞性能；文獻(xiàn)［8］以廣東虎門大橋?yàn)楸尘?，利用熱點(diǎn)應(yīng)力法，分析了超高性能混凝土的輕型組合橋面板的疲勞性能。

本文依托廣東某混合梁斜拉橋，采用大型有限元通用軟件ANSYS，重點(diǎn)研究了正交異性鋼－混凝土組合橋面板在車輪荷載作用下關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力及對(duì)應(yīng)的應(yīng)力集中系數(shù)，并比較分析了剛性基層厚度和彈性模量對(duì)關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力及應(yīng)力集中系數(shù)的影響。

1 正交異性鋼橋面板受力影響分析

1.1 依托工程

本文依托工程為廣東某主跨138m的獨(dú)塔無背索曲塔曲梁鋼混混合梁斜拉橋，其跨徑組合為51.5m＋138m＋55m，橋梁有限元模型如圖1所示，主跨包括93m的鋼箱梁段。主梁采用整幅式，標(biāo)準(zhǔn)寬度33m，荷載等級(jí)為公路Ⅰ級(jí)，鋼箱梁標(biāo)準(zhǔn)長度9m，采用U型加勁肋，加勁肋間距60cm，中間設(shè)橫隔板，橫隔板標(biāo)準(zhǔn)間距3m，鋼箱梁采用正交異性鋼－薄層超韌性混凝土（STC）組合橋面結(jié)構(gòu)，鋼箱梁橫斷面及組合橋面板局部橫截面分別如圖2、圖3所示。圖2中尺寸單位為cm。

圖1 橋梁有限元模型

圖2 鋼箱梁橫斷面圖

圖3 組合橋面板局部橫截面圖

正交異性鋼橋面板容易出現(xiàn)疲勞裂縫的地方主要包括縱肋與橋面板的連接、縱肋與橫隔板的連接以及橫隔板過焊孔等［9］，對(duì)應(yīng)位置處的應(yīng)力分別記為應(yīng)力關(guān)注點(diǎn)① ～③。各應(yīng)力關(guān)注點(diǎn)位置如圖4所示。

圖4 應(yīng)力關(guān)注點(diǎn)位置示意圖

1.2 受力分析

參照文獻(xiàn)［10］選取加載輪壓荷載，采用單輪胎輪重70kN計(jì)算，同時(shí)考慮橋面鋪裝層的荷載分布作用。

選取標(biāo)準(zhǔn)鋼箱梁節(jié)段，橫橋向選取5個(gè)U肋，寬度3m，縱橋向?yàn)?個(gè)橫隔板（3跨），長度9m。邊界條件采用橋面板縱向兩端一端約束豎向和縱向位移，另一縱端僅約束豎向位移，橫隔板底部固結(jié)，有限元模型如圖5所示，有限元模型參數(shù)見表1所列。裸正交異性鋼橋面板模型記為模型一，STC剛性基層的組合橋面板模型記為模型二。

圖5 橋面板有限元模型

表1 有限元模型建模參數(shù)

在有限元分析中，對(duì)正交異性鋼橋面板作如下假定：

（1）各部分為均勻、連續(xù)、各向同性的純彈性材料。

（2）正交異性鋼橋面板與剛性基層共節(jié)點(diǎn)，不考慮兩者接觸。

分析考慮2種加載模式，關(guān)注點(diǎn)①采用橫隔板間中部加載，關(guān)注點(diǎn)②③采用橫隔板處加載。

（1）關(guān)注點(diǎn)①。分析采用橫隔板間中部施加輪壓荷載，荷載作用下橋面板位移較小，模型一最大豎向位移為0.61mm，模型二最大豎向位移為0.32mm，如圖6所示，模型二較模型一位移降低47.5%，模型二橋面板剛度明顯提高。

圖6 橫隔板間加載時(shí)橋面板位移云圖

橋面板應(yīng)力極值出現(xiàn)在縱肋底部，如圖7所示。模型一應(yīng)力極值為32.76MPa，關(guān)注點(diǎn)①應(yīng)力極值為20.18MPa；模型二應(yīng)力極值較模型一小，為21.08MPa，關(guān)注點(diǎn)①處應(yīng)力極值為7.58MPa，對(duì)應(yīng)的剛性基層最大拉應(yīng)力為2.97MPa，出現(xiàn)在剛性基層頂部。模型二關(guān)注點(diǎn)①處應(yīng)力約為模型一對(duì)應(yīng)位置應(yīng)力的1／3～1／4，降幅約為70%。

圖7 橋面板應(yīng)力云圖

（2）關(guān)注點(diǎn)②③。分析采用橫隔板處施加輪壓荷載，荷載作用下模型一最大豎向位移為0.094mm，模型二最大豎向位移為0.04mm，如圖8所示。模型二較模型一位移降低約57%，模型二橋面板剛度明顯提高。

圖8 橫隔板處加載時(shí)橋面板位移云圖

橋面板應(yīng)力極值出現(xiàn)在橫隔板過焊孔處，即應(yīng)力關(guān)注點(diǎn)③處，如圖9所示。模型一應(yīng)力極值為34.73MPa，應(yīng)力關(guān)注點(diǎn)②處應(yīng)力為17.80MPa，關(guān)注點(diǎn)③處應(yīng)力極值為34.73MPa，如圖10a所示；模型二應(yīng)力極值較模型一小，為27.48MPa，應(yīng)力關(guān)注點(diǎn)②處應(yīng)力較小，為3.17MPa，關(guān)注點(diǎn)③應(yīng)力為27.48MPa，如圖10b所示，對(duì)應(yīng)的STC層極值拉應(yīng)力為1.30MPa，出現(xiàn)在剛性基層頂部。模型二關(guān)注點(diǎn)②處應(yīng)力約為模型一對(duì)應(yīng)位置應(yīng)力的1／6～1／5，降幅約82%；模型二關(guān)注點(diǎn)③處應(yīng)力較模型一降幅約為21%，降幅較其他2個(gè)關(guān)注點(diǎn)小。

圖9 橫隔板處加載時(shí)橋面板應(yīng)力云圖

由上述分析可知，采用橫隔板間中部加載和橫隔板處加載，模型二的最大撓度較模型一最大撓度分別下降47.5%和57%，模型二橋面板剛度明顯提高，即鋪設(shè)剛性基層后的組合橋面板剛度明顯提高。模型二各應(yīng)力關(guān)注點(diǎn)處應(yīng)力均較模型一對(duì)應(yīng)位置處應(yīng)力降低且關(guān)注點(diǎn)③降幅較其他2個(gè)關(guān)注點(diǎn)小。

2 關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)影響分析

2.1 子模型法

子模型法就是將子模型從整個(gè)較粗糙的整體模型中分割出來，把整體模型在切割邊界的計(jì)算位移值作為子模型的邊界條件，因此子模型法又稱切割邊界位移法或特定邊界位移法。采用子模型技術(shù)進(jìn)行分析能求得模型關(guān)注部位精確解且能提高計(jì)算效率。

基于以上思路以及ANSYS軟件，子模型法建模計(jì)算流程如圖11所示。

圖11 子模型計(jì)算流程

2.2 應(yīng)力集中系數(shù)

應(yīng)力集中系數(shù)η為熱點(diǎn)應(yīng)力與名義應(yīng)力的比值。名義應(yīng)力指遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域的應(yīng)力，根據(jù)國際焊接學(xué)會(huì)規(guī)范IIW［11］的推薦，可取距離焊趾1.5t（t為板厚）處的應(yīng)力σ1.5t作為名義應(yīng)力。熱點(diǎn)應(yīng)力指最可能發(fā)生疲勞裂紋的起始點(diǎn)處的應(yīng)力，可通過外推法計(jì)算，如圖12所示［12－13］。

圖12 外推計(jì)算示意圖

IIW推薦的外推法分為兩點(diǎn)線性外推和三點(diǎn)2次外推，本文采用兩點(diǎn)線性外推。該法提取距離熱點(diǎn)0.4t和1.0t處結(jié)構(gòu)應(yīng)力值，進(jìn)行2點(diǎn)線性外推，計(jì)算公式為：

其中，σhs為熱點(diǎn)應(yīng)力；σ0.4t為距焊趾0.4t處的應(yīng)力；σ1.0t為距焊趾1.0t處的應(yīng)力。

應(yīng)力集中系數(shù)η計(jì)算公式為：

2.3 剛性基層對(duì)關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)影響分析

采用子模型法建立子模型，模型邊界采取內(nèi)力和位移內(nèi)插從原始模型中提取，關(guān)注點(diǎn)①②③計(jì)算模型及邊界條件分別如圖13～圖15所示。

圖13 關(guān)注點(diǎn)①模型及邊界

圖14 關(guān)注點(diǎn)②模型及邊界

圖15 關(guān)注點(diǎn)③模型及邊界

采用兩點(diǎn)線性外推法計(jì)算關(guān)注點(diǎn)處焊縫熱點(diǎn)應(yīng)力。關(guān)注點(diǎn)①模型一：提取頂板上距離熱點(diǎn)（焊趾）0.4t和 1.0t處應(yīng)力，即σ0.4t＝17.07MPa，σ1.0t＝13.49MPa，帶入（1）式得熱點(diǎn)應(yīng)力σhs＝19.47MPa。名義應(yīng)力為σ1.5t＝11.52MPa，則應(yīng)力集中系數(shù)η＝σhs／σ1.5t＝1.69。同理提取其他關(guān)注點(diǎn)外推點(diǎn)處應(yīng)力、名義應(yīng)力、熱點(diǎn)應(yīng)力并計(jì)算應(yīng)力集中系數(shù)，見表2所列。

由表2可知，設(shè)置剛性基層能降低各關(guān)注點(diǎn)處結(jié)構(gòu)應(yīng)力，且關(guān)注點(diǎn)①②處應(yīng)力集中系數(shù)也降低，但是關(guān)注點(diǎn)③處應(yīng)力集中系數(shù)提高。

表2 各關(guān)注點(diǎn)處應(yīng)力及應(yīng)力集中系數(shù)

3 參數(shù)分析

3.1 剛性基層厚度影響分析

3.1.1 對(duì)關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力的影響分析

以關(guān)注點(diǎn)①為例分析剛性基層厚度對(duì)組合橋面板關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力的影響，輪壓荷載施加位置為橫隔板間中部。剛性基層材料選取STC（彈性模量40GPa，抗拉強(qiáng)度25MPa），輪壓荷載下組合橋面板應(yīng)力極值、應(yīng)力關(guān)注點(diǎn)①③處應(yīng)力和剛性基層應(yīng)力如圖16所示。

組合橋面板各應(yīng)力均隨剛性基層厚度的增加而減小，且當(dāng)剛性基層厚度較?。ǎ?65mm）時(shí)，應(yīng)力極值出現(xiàn)在縱肋底板部位，當(dāng)剛性基層厚度達(dá)到165mm時(shí)，應(yīng)力極值向橫隔板過焊孔轉(zhuǎn)移，即向應(yīng)力關(guān)注點(diǎn)③轉(zhuǎn)移。

圖16 組合橋面板各應(yīng)力隨剛性基層厚度的變化

3.1.2 對(duì)關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)的影響分析

分別選取剛性基層厚度為40、50、60、70、80mm 5組參數(shù)進(jìn)行剛性基層厚度對(duì)關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)影響分析，計(jì)算結(jié)果見表3所列。關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)隨剛性基層厚度增加而增大。

剛性基層厚度對(duì)關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力及應(yīng)力集中均有顯著的影響，剛性基層厚度越大，關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力值降低，但是應(yīng)力集中越明顯，即應(yīng)力集中系數(shù)越大。

表3 不同厚度下關(guān)注點(diǎn)①應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算結(jié)果

剛性基層厚度增加能夠提高組合橋面板剛度，降低組合橋面板應(yīng)力，但是會(huì)增加應(yīng)力關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力集中程度，降低橋面板疲勞性能，實(shí)際工程要兼顧組合橋面板靜力及疲勞性能綜合選取。

3.2 剛性基層彈性模量影響分析

采用3.1節(jié)相同的方法，假設(shè)剛性基層厚度為100mm，分別選取剛性基層彈性模量為30.0、32.5、34.5、36.0、40.0GPa 5組參數(shù)進(jìn)行剛性基層彈性模量對(duì)關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力及應(yīng)力集中系數(shù)影響分析。

3.2.1 對(duì)關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力的影響分析

剛性基層彈性模量對(duì)關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力影響分析計(jì)算結(jié)果見表4所列。

表4 剛性基層彈性模量對(duì)關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力的影響 MPa

由表4可知，剛性基層彈性模量增加能降低組合橋面板極值應(yīng)力及關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力，但是剛性基層自身應(yīng)力會(huì)增加。

3.2.2 對(duì)關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)的影響分析

剛性基層彈性模量對(duì)關(guān)注點(diǎn)①應(yīng)力集中系數(shù)影響分析的計(jì)算結(jié)果見表5所列。

由表5可知，剛性基層彈性模量增加，應(yīng)力集中系數(shù)降低。因此，降低關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，采用彈模較高的高韌性剛性基層能改善橋面板疲勞性能。

剛性基層彈性模量增加能夠同時(shí)降低組合橋面板關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力及應(yīng)力集中系數(shù)，但是會(huì)提高剛性基層自身應(yīng)力，實(shí)際工程中建議采用高彈模且抗拉強(qiáng)度高的高韌性混凝土剛性基層。

表5 不同模量下關(guān)注點(diǎn)①應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算結(jié)果

4 結(jié) 論

本文采用大型有限元通用軟件ANSYN，重點(diǎn)研究正交異性鋼－混凝土組合橋面板在車輪荷載作用下關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力及對(duì)應(yīng)的應(yīng)力集中系數(shù)，比較分析了剛性基層厚度和彈性模量對(duì)關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力及應(yīng)力集中系數(shù)的影響，得到如下結(jié)論：

（1）與裸正交異性鋼橋面板相比，鋪設(shè)剛性基層后的組合橋面板剛度明顯提高，不同加載位置下對(duì)應(yīng)最大豎向位移降低45%～60%；應(yīng)力關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力極值也降低，其中關(guān)注點(diǎn)①處應(yīng)力約為裸正交異性鋼橋面板對(duì)應(yīng)位置應(yīng)力的1／3～1／4，降幅約為70%；關(guān)注點(diǎn)②處應(yīng)力約為裸正交異性鋼橋面板對(duì)應(yīng)位置應(yīng)力的1／6～1／5，降幅約82%；關(guān)注點(diǎn)③處應(yīng)力極值降幅約21%，降幅較其他2個(gè)關(guān)注點(diǎn)小。

（2）設(shè)置剛性基層能降低關(guān)注點(diǎn)①②處應(yīng)力集中系數(shù)，但是關(guān)注點(diǎn)③處應(yīng)力集中系數(shù)提高。

（3）剛性基層厚度增加，關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力值降低，但是應(yīng)力集中系數(shù)增大，實(shí)際工程要兼顧組合橋面板靜力及疲勞性能綜合選取剛性基層厚度。

（4）剛性基層彈性模量增加能降低組合橋面板極值應(yīng)力及關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力，降低關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力集中參數(shù)，但剛性基層自身應(yīng)力增加，實(shí)際工程中建議采用高彈模且抗拉強(qiáng)度高的高韌性混凝土剛性基層。

［1］ 黃 衛(wèi).大跨徑橋梁鋼橋面鋪裝設(shè)計(jì)理論與方法［M］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2006：12－25.

［2］ 朱 銘.鋼－輕質(zhì)混凝土組合橋面及鋪裝結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究［D］.西安：長安大學(xué)，2011.

［3］ 張久鵬，劉少文，劉永健.鋼橋面復(fù)合鋪裝結(jié)構(gòu)的大比例模型試驗(yàn)［J］.同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2013，41（12）：1837－1842.

［4］ 姚文奇.基于PBL連接件的鋼橋面復(fù)合鋪裝結(jié)構(gòu)靜力性能分析［D］.西安：長安大學(xué)，2012.

［5］ 邵旭東，曹君輝，易篤韜，等.正交異性鋼板－薄層RPC組合橋面基本性能研究［J］.中國公路學(xué)報(bào)，2012，25（2）：40－45.

［6］ 耿東升.正交異性組合橋面體系力學(xué)行為分析與優(yōu)化設(shè)計(jì)［D］.西安：長安大學(xué)，2013.

［7］ 李 嘉，馮嘯天，邵旭東.STC鋼橋面鋪裝新體系的力學(xué)計(jì)算與實(shí)橋試驗(yàn)對(duì)比分析［J］.中國公路學(xué)報(bào)，2014，27（3）：39－44.

［8］ 丁 楠，邵旭東.輕型組合橋面板的疲勞性能研究［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2015，48（1）：74－81.

［9］ 王春生，付炳寧，張 芹，等.正交異性鋼橋面板足尺疲勞試驗(yàn)［J］.中國公路學(xué)報(bào)，2013，26（2）：69－75.

［10］ JTG D60－2004，公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范［S］.

［11］ IIW－1823－07，Recommeddation for design of welded joints and components［S］.

［12］ 張啟偉，張鵬飛.正交異性鋼橋面板焊接節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)［J］.同 濟(jì) 大 學(xué) 學(xué) 報(bào)：自 然 科 學(xué) 版，2010，38（10）：1428－1433.

［13］ 王 超，朱宏平，鐘繼衛(wèi).基于熱點(diǎn)應(yīng)力法的正交異性鋼箱梁疲勞評(píng)估［J］.合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2014，37（4）：449－452.