基于“界面脫黏”的橋梁連續式伸縮縫力學分析

肖敏敏，艾輝林

（1.同濟大學道路與交通工程教育部重點實驗室，上海201804；2.上海應用技術學院，上海201418）

基于“界面脫黏”的橋梁連續式伸縮縫力學分析

肖敏敏1，2，艾輝林2

（1.同濟大學道路與交通工程教育部重點實驗室，上海201804；2.上海應用技術學院，上海201418）

摘要：以“界面脫黏”病害為切入點，建立連續式伸縮縫結構有限元模型，在對有限元計算結果進行可靠性論證的基礎上，探討荷載作用位置、伸縮縫鋪裝與橋面鋪裝材料的模量比、伸縮縫鋪裝厚度及寬度、界面摩擦系數、橋端轉角對界面法向拉應力的影響。結果表明：不同工況下的界面法向拉應力計算結果均在伸縮縫材料的允許拉應力范圍之內，且選擇柔性更大、變形協調更好的伸縮縫材料，并選擇較厚的伸縮縫鋪裝、寬度選擇45-50 cm，并且將界面進行粗糙化處理可有效地改善應力狀態以減緩甚至避免“界面脫黏”病害。在此基礎上，得出連續式伸縮縫鋪裝參數設計方法，為實體工程的設計和施工提供了新思路。

關鍵詞：道路工程；連續式伸縮縫；界面脫黏；有限元；材料與結構設計

橋梁連續式伸縮縫是一種特殊的伸縮裝置，其工作機理是依靠高粘彈性特種瀝青結合料與石料形成的混合物的粘彈性來適應由于溫度和交通荷載作用而產生的橋梁端部位移［1］。其結構示意圖如圖1所示。該伸縮縫以其噪音小、行駛舒適、安裝維修方便等優點，已經被廣泛運用于中小跨徑橋梁上。

由于該伸縮縫結構與材料的特殊性，其行為狀態是不可預知的，因此出現了很多失效現象，其中以“界面脫黏”（即橋面鋪裝與伸縮縫鋪裝的界面脫開）尤為普遍（圖2），該現象是連續式伸縮縫鋪裝常見病害之一，指的是伸縮縫鋪裝與橋面鋪裝之間的界面較為薄弱而發生脫開，這是界面表現出的一種材料粘結失效與開裂現象［2-3］。

圖1　連續式伸縮縫結構示意圖Fig.1 Continuous bridge expansion joint structure

圖2　界面脫黏病害Fig.2 Interface debonding disease

目前，國內外關于連續式伸縮縫的研究大多局限于伸縮縫填縫材料的開發：D.S。布朗公司開發出MatriXTM502伸縮縫填充料；美國萬寶公司開發出WaboCreteⅡ彈性混凝土；重慶智翔鋪道技術工程有限公司開發出一種高性能彈塑體CEP；重慶交通大學對美佳瀝青進行二次改性，制備出高溫穩定性與抗老化能力更強的彈塑性改性瀝青等。基于材料的開發，研究人員提出了一系列常規評價指標［4］，這些指標無法評價伸縮縫結構的實際受力狀況，且連續式伸縮縫的結構性能應力分析研究也極少。此外，現有研究對連續式伸縮縫的病害認識不足，對病害的處理只能用普通瀝青混合料填補甚至將伸縮縫全部置換，缺乏較全面的病害機理分析。伸縮縫病害是伸縮縫結構與材料等共同作用的結果，僅從填縫材料性能單一方面來探尋病害成因并企圖解決問題是遠遠不夠的。

基于目前的研究現狀，本文以界面脫黏病害為切入點，建立橋梁連續式伸縮縫結構的ANSYS有限元模型，研究荷載作用下材料及結構尺寸對關鍵力學控制指標的影響，揭示病害產生的機理，在此基礎上形成伸縮縫鋪裝的參數設計方法，為連續式伸縮縫材料、結構尺寸等的選擇提供有益參考。

1　有限元分析準備

1.1荷載模型

城市道路橋梁采用城市-A、B級荷載作為橋梁設計荷載，其中，城-A級標準載重汽車采用五軸式貨車加載，總重700 kN，前后軸距為18.0 m，行車限界橫向寬度為3.0 m［5］。城-A級最大軸重200 kN的接地面積為0.25 m×0.6 m矩形荷載，道路設計中的計算荷載為雙輪荷載，在這里假設輪載接地面積為正方形，單輪接地面積一定，則可將后軸矩形荷載轉化為0.25 m×0.25 m雙正方形荷載。本文考慮選取城-A級荷載的最大軸重200 kN作為分析荷載，其接地面積為4個0.25 m×0.25 m正方形荷載，荷載分布如圖3所示。

1.2有限元模型、邊界條件

選取兩跨簡支橋梁（單跨15 m）連續式伸縮縫結構建立有限元模型。設縱橋向（行車方向）為x向，橫橋向為z向，垂直于橋面鋪裝的方向為y向。

連續式伸縮縫結構由橋面鋪裝、伸縮縫鋪裝、素混凝土層、跨縫板和橋面板組成，其中伸縮縫鋪裝寬（x向）0.55 m，伸縮縫鋪裝兩側的橋面鋪裝寬15 m，跨縫板寬0.15 m，素混凝土層及梁板寬15.25 m；伸縮縫鋪裝厚（同伸縮縫鋪裝厚，y向）0.1 m，跨縫板厚0.01 m，素混凝土層厚0.02 m，梁板厚0.5 m；橋面鋪裝、伸縮縫鋪裝、素混凝土層、跨縫板和橋面板長（z向）均為3 m。

橋面鋪裝、跨縫板、素混凝土層、梁板均采用有限元的實體單元Solid45模擬，伸縮縫鋪裝材料由于模量較小，采用實體單元Solid65模擬，伸縮縫鋪裝與橋面鋪裝的界面用接觸單元Conta173與Targe170模擬。邊界條件為鋪裝結構底部簡支，端部節點施加x，z方向約束。

1.3計算參數

假定伸縮縫鋪裝結構各組成部分在荷載的作用下表現為一種瞬時彈性行為，因此取20℃抗壓模量值作為各材料的模量。設橋梁鋪裝材料、跨縫板、素混凝土、梁板的模量分別取1 000，22 000，22 000，36 000 MPa。

選擇當今市場上常見的3種連續式伸縮縫填縫材料，采用旋轉壓實成型，試件尺寸為直徑（100±2.0） mm、高（100±2.0）mm，將試件置于20℃的恒溫水箱中保溫2.5 h以上，按照《公路工程瀝青及瀝青混合料試驗規程》（JTG E20-2011）中瀝青混合料單軸壓縮試驗方法分別測定3種填縫料的抗壓回彈模量，試驗結果如表1所示。

由表1可得，市面上的填縫料模量約為200 MPa。基于伸縮縫填充材料的特殊性，要求其具有一定的剛度和延伸性，故與普通的橋面鋪裝材料模量相差較大，因此取伸縮縫材料模量與橋梁鋪裝材料模量之比分別為0.05，0.2，0.5，0.8，1，即伸縮縫材料的模量分別取50，200，500，800，1 000 MPa。

圖3　等效雙輪均布荷載平面圖（單位：cm）Fig.3 Two-wheeled equivalent uniformly distributed load

表1　填縫料壓縮試驗結果Tab.1 Test results of joint sealant compression

橋面鋪裝及伸縮縫鋪裝的厚度是一致的，分別取值4，6，8，10，12，14 cm；伸縮縫鋪裝的寬度分別取值35，45，55，65 cm；界面摩擦系數分別取值0，0.2，0.5，0.8，1；橋端轉角分別取值1/100，1/125，1/150，1/175，1/200，1/225，1/250，1/375，1/500。

2　有限元計算結果的可靠性驗證

伸縮縫鋪裝與橋面鋪裝之間是由熱熔狀態下的彈塑性改性瀝青粘結的，鋪裝材料經受荷載的反復作用而發生拉伸或壓縮變形，當兩種鋪裝的界面作用較弱不足以抵抗兩端鋪裝材料的變形時，便會出現界面脫黏病害。“界面脫黏”的主要成因是由于伸縮縫鋪裝與橋面鋪裝界面的拉應力不足以抵抗外界對界面的拉伸作用，因此，采用界面法向拉應力作為分析“界面脫黏”的指標［6-7］。

第1.2節建立的是有限元局部模型，局部分析模型在減少運算量和便于荷載施加等方面優勢明顯，但是局部模型的合理性也是影響計算結果的重要因素。本節以界面法向拉應力作為控制指標，通過對有限元模型縱向及橫向尺寸、荷載作用區網格密度大小、布載等情況的比選，實現驗證有限元計算結果可靠性的目的。

2.1有限元模型尺寸的選擇

以1.2節建立的有限元模型為基礎，變化橋面鋪裝的行車道寬度，分別選擇單車道（車道寬3 m）、雙車道（車道寬6 m）、四車道（車道寬12 m），計算車道寬度變化下的界面法向應力極值，結果如表2所示。可知，3種工況下的應力相差很小，考慮計算的簡便性，選擇單車道3 m作為連續式伸縮縫的長度。

表2　不同模型尺寸下應力計算結果Tab.2 Stress calculation results under different sizes of model

2.2荷載作用區網格密度的確定

有限元分析的計算精度對單元尺寸很敏感，在邊界和荷載條件等不變的情況下，有限元模型的應力值將隨著網格密度有所差別，網格密度越大，計算值越收斂。因此在劃分網格時需注意網格密度、網格疏密、單元階次、網格質量等因素。

討論單元網格大小對連續式伸縮縫鋪裝受力的影響，荷載作用區域網格尺寸l×w，其中l為橫橋向長度，w為縱橋向寬度，網格大小分別定為20×10，10×10，10×5，5×5，2×2，1×1 cm2，考察界面法向拉應力在荷載作用下隨單元尺寸的變化情況，結果如表3所示。

表3　不同單元尺寸下應力計算結果Tab.3 Stress calculation results under different cell size

由表3可知，網格尺寸越小，應力值呈不斷增大的趨勢，在5×5 cm的尺寸下達到收斂。基于平衡極端資源與計算精度之間的矛盾，即合理的分析模型是采用盡量短的時間得到滿足要求的結果，本文將采用5 cm×5 cm的單元尺寸作為荷載作用區域尺寸。

2.3軸載的確定

在整車全橋布載時，橋梁結構將承擔多軸荷載同時作用，不同輪軸之間的荷載耦合與疊加作用可能會對伸縮縫鋪裝層結構受力狀態產生影響。表3.10所示為不同軸載下伸縮縫鋪裝層控制指標計算結果。

由表4可得，城A級軸載與單軸200 kN的界面應力計算結果基本相同，說明城A級其他軸的作用對200 kN軸區域的受力影響可以基本忽略，也說明進行伸縮縫鋪裝力學分析時，可以省略多軸而僅考慮單軸荷載作用情況。

綜上可得，第1節選取的有限元計算模型及參數合理，所得的有限元計算結果可靠。

表4　不同軸載下應力計算結果Tab.4 Stress calculation results under different axle loads

3　影響因素分析

利用有限元程序ANSYS建立連續式伸縮縫鋪裝力學分析模型［8］，考察荷載作用位置、填縫料與橋梁鋪裝材料的模量比、伸縮縫鋪裝厚度［9］、寬度、界面摩擦系數、橋端轉角等因素的變化對界面法向拉應力的影響。

3.1荷載作用位置的影響

計算時考慮四種荷載的作用形式，即（1）荷載作用在橋面鋪裝一側且輪跡邊緣位于相交線上（位置1）；（2）荷載作用橫跨橋面鋪裝和伸縮縫鋪裝的相交線（位置2）；（3）荷載作用在伸縮縫鋪裝一側且輪跡邊緣位于相交線上（位置3）；（4）荷載作用在伸縮縫鋪裝上（位置4）。這四種荷載作用位置如圖4所示。4種荷載作用下界面法向拉應力極值計算結果如表2所示。

圖4　荷載作用位置Fig.4 Load position

表5　不同荷載位置作用下的應力計算結果Tab.5 Stress calculation results in different load action position

由表5可得，荷載作用在位置3時界面法向拉應力極值均較其他位置的大，綜合考慮下，取位置3——即荷載作用在伸縮縫鋪裝一側且輪跡邊緣位于相交線上為最不利荷載位置。

3.2模量比的影響

橋面鋪裝材料模量1 000 MPa不變，伸縮縫材料與橋面鋪裝模量比分別取值0.05，0.2，0.5，0.8，1，考察模量比變化對界面法向拉應力的影響，結果如表6所示。

表6　模量比變化下界面法向拉應力變化情況Tab.6 Effects of modulus ratio on normal tensile stress of interface

由表6可得：

1）隨著模量比的不斷增加，法向拉應力均呈不斷增加的趨勢，模量比從0.05增至1，應力增加了1.5%；且界面拉應力與模量線性相關，相關系數為0.969 3。由于界面法向拉應力極值的作用位置在伸縮縫鋪裝上，計算結果表明伸縮縫鋪裝材料的模量越小，對材料的應力作用就越小。因此，模量比的減小有助于減小應力，為了降低荷載作用下伸縮縫與鋪裝層的界面應力，延緩界面開裂的速度，應適當降低伸縮縫材料的模量，宜選擇柔性更大、變形協調更好的材料作為伸縮縫填料。

2）不同填縫料模量時，界面法向拉應力隨模量比的變化曲線趨勢基本重合，可采用線性規律描述兩者關系，如式1所示。

計算伸縮縫鋪裝層厚度變化對界面法向拉應力的影響情況，結果如圖5所示。其中，伸縮縫與鋪裝層模量比選取0.05，0.2，0.5，0.8，1，鋪裝厚度選0.04，0.06，0.08，0.1，0.12，0.14 m。可以得到如下結論：

1）隨著鋪裝層厚度的增加，界面法向拉應力逐漸降低，厚度由4 cm增加至14 cm時，界面法向拉應力降幅為25.7%。說明厚度的增加將有利于緩解伸縮縫與鋪裝層界面開裂的風險。一方面，厚度增加將降低伸縮縫與鋪裝層界面法向應力的水平；另一方面，一旦伸縮縫與鋪裝層層底首先發生開裂，厚度增加也延遲了裂縫向上反射的速度，間接延長了橋面伸縮縫的使用壽命。

2）隨著模量比的增加，界面法向應力-鋪裝厚度變化曲線線位有所提高。同時隨著模量比增加界面法向應力隨鋪裝厚度增加而衰變的趨勢也增加。即當鋪裝層模量與伸縮縫模量接近時，鋪裝厚度的增加對界面法向應力的降低效果明顯，反之，當鋪裝層模量與伸縮縫模量相差很大時，鋪裝厚度的增加對降低界面法向應力的作用不顯著。

根據圖5，將鋪裝厚度與界面法向應力之間建立數值關系：

圖5　鋪裝厚度與界面法向拉應力的關系Fig.5 Relationship of pavement thickness and normal tensile stress of the interface

3.4伸縮縫寬度的影響

分析伸縮縫鋪裝寬度變化對界面法向拉應力的影響情況，其中寬度分別取值35，45，55，65cm。

表7　鋪裝寬度變化下界面法向拉應力變化情況Tab.7 Effect of pavement width on normal tensile stress of the interface

計算結果列于表7，可得：隨著鋪裝寬度不斷增加，界面法向拉應力呈不斷減小的趨勢，但減小的幅度很小，根據施工經驗，選擇45 cm的寬度較為合適，因為如果寬度太小，伸縮縫鋪裝范圍內易出現裂縫；寬度太大則會造成伸縮縫鋪裝層的支承能力薄弱，會多發車轍、推移等現象，且也提高了整個伸縮縫的造價。因此，在選擇最佳伸縮縫寬度時，應綜合工程的實際情況，本文推薦45～50 cm為最佳伸縮縫寬度。

3.5界面摩擦系數的影響

伸縮縫鋪裝與橋面鋪裝界面摩擦系數分別取值0，0.2，0.5，0.8，1，分別計算界面接觸條件變化對界面應力的影響情況，計算結果列于表5。

表8　界面摩擦系數變化下界面法向拉應力變化情況Tab.8 Effect of interface friction coefficient on the interface’s normal tensile stress

由表8可得：摩擦系數從0增加到1，界面法向拉應力減小了2.5%，說明摩擦系數的增加有利于減小界面法向拉應力。因此，為了提高伸縮縫鋪裝與橋面鋪裝界面處的抗拉性能，將界面進行粗糙化處理是有必要的。

3.6橋端轉角的影響

橋端轉角分別取值1/100，1/125，1/150，1/175，1/200，1/225，1/250，1/375，1/500，分別計算橋端轉角變化對界面應力的影響情況，計算結果列于表9。

表9　橋端轉角變化下界面法向拉應力變化情況Tab.9 Effect of bridge side angle on the interface’s normal tensile stress

由表9可得：橋端轉角越大，界面拉應力值也就越大，橋端轉角的變化對界面拉應力的影響很小，幾乎可以忽略不計。

參考瀝青路面設計標準，要求連續式伸縮縫界面法向拉應力小于鋪裝材料的容許應力，即r≤R，其中：，由室內試驗可得連續式伸縮縫鋪裝材料的劈裂強度為1.5 MPa，Aa取1，Ac取1，Ne取1.2×107次（根據連續式伸縮縫適用輕、中等交通及部分重交通），得R為0.469 MPa，則第3節有限元計算的界面法向拉應力均滿足r≤R，如大于此值，則界面粘結失效，出現界面脫黏現象。

4　基于界面拉應力控制的連續式伸縮縫鋪裝參數設計方法探討

第3節的研究結果表明，伸縮縫鋪裝寬度、界面摩擦系數及橋端轉角的變化對界面法向拉應力的影響不大，因此本文主要關注模量比與伸縮縫鋪裝厚度對應力的影響，探討界面法向拉應力為控制指標的連續式伸縮縫鋪裝參數設計方法［10-12］。

將式1和式2匯總后得到圖6（鋪裝厚度、模量比與界面法向應力基本關系圖）。為了便于分析，將界面法向應力作為橫坐標，而模量比R與鋪裝厚度H分別作為縱坐標，得到的兩個關系分別為：R()和H()，可以看出隨界面法向應力的增加，模量比增加；隨界面法向應力的增加，鋪裝厚度降低。因此兩條曲線存在一交點i。

從設計者的角度看，鋪裝厚度越小越經濟，同時較薄的鋪裝將減小橋梁恒載，對結構有利，但減小厚度將提高界面法向應力的水平，從而增加界面粘結措施的費用。由力學分析可知，伸縮縫與鋪裝層模量比越小，界面法向應力也小，通過降低伸縮縫材料模量可以達到降低模量比的目的，而降低伸縮縫材料模量需要采用柔韌性能更好的材料，這將增加伸縮縫材料的造價。反之，提高模量比，雖然提高了，但降低了造價，因此R()隨增加而增加的過程是一個降低的過程。綜合考慮，當滿足=i時的模量比R與厚度H的組合將達到技術經濟的最佳，因此確定伸縮縫設計參數將據此進行。

在圖6中，根據伸縮縫材料與橋面鋪裝材料的模量比范圍[Rmin,Rmax]可以確定相應的界面法向應力范圍，圖中為[1,3]；由橋面鋪裝層厚度范圍[Hmin,Hmax]可以確定相應的界面法向應力范圍，圖中為[2,4]。上述兩個范圍的公共部分為：[2,3]。

圖6　鋪裝厚度、模量比與界面法向拉應力基本關系Fig.6 Relationship of pavement thickness，modulus ratio and interface’s normal tensile stress

5　工程實踐

該實體工程為一伸縮縫改造工程，地點位于福建省福州市區某城市橋梁上，橋梁所在路段為雙向八車道，該路段的交通量情況為：通行的車輛速度較快；重型車輛較多。需要改造的伸縮縫為型鋼伸縮縫，橫跨四個車道，其中靠近中央分隔帶的伸縮縫破損較為嚴重，已出現明顯的啃邊及混凝土破碎現象。

將舊的伸縮縫改造為連續式伸縮縫，將彈塑性改性瀝青混合料填入其中，模量為200 MPa；伸縮縫鋪裝與橋面鋪裝的界面處理方法為：在填入彈塑性瀝青混合料之前，用熱熔的彈塑性改性瀝青（溫度在180℃以上）均勻涂抹于界面處；伸縮縫的改造尺寸為：厚度8 cm（與原橋面鋪裝的厚度一致），寬度50 cm，長度15 m。

該實體工程于2012年6月中旬施工，歷時兩天，改造效果良好，通車情況正常，汽車行駛平穩，無跳車感。項目完成后，對該伸縮縫進行跟蹤觀測，歷時一年后，于2013年6月拍攝現場情況，發現伸縮縫表面仍舊保持平整，無任何“界面脫黏”病害及其他破損現象。對改造好的伸縮縫進行現場檢測，其試驗數據如表10所示，結果顯示符合連續式伸縮縫的質量檢測標準。

表10　連續式伸縮縫的檢測結果及質量評定標準Tab.10 The test results and quality evaluation standards of continuous expansion joints

6　　結語

本文對橋梁連續式伸縮縫鋪裝結構進行了有限元力學分析，得出相關結論如下：

1）首次從連續式伸縮縫常見病害“界面脫黏”入手，通過分析病害成因，提煉出界面脫黏的力學控制指標——界面法向拉應力，為后續連續式伸縮縫的病害防治及結構、材料設計提供新思路；

2）在對有限元計算結果進行可靠性論證的基礎上，探討了荷載作用位置、填縫料與橋梁鋪裝材料的模量比、伸縮縫鋪裝厚度、寬度、界面摩擦系數、橋端轉角等因素的變化對界面法向拉應力的影響，得出以下結論：模量較小的伸縮縫鋪裝材料、較厚鋪裝、伸縮縫寬度45～50 cm、界面做粗糙化處理、嚴格控制橋端轉角對緩解界面拉應力有效。以上建議對施工過程中的材料選擇、結構尺寸設計、界面處理具有重要參考價值。

3）通過驗算各種工況下的界面法向拉應力有限元計算結果在伸縮縫材料的容許拉應力范圍內，進一步論證有限元計算的可靠性。

4）基于界面法向拉應力影響較大的兩個因素——模量比與伸縮縫鋪裝厚度，綜合考慮最佳技術經濟條件，探索了連續式伸縮縫鋪裝的參數設計方法，也為新舊拼接路面結構分析提供新的研究方法。

參考文獻：

[1]李楊海,程海洋,鮑衛剛,等.公路橋梁伸縮裝置實用手冊[M].2版.北京:人民交通出版社,2007:45-48.

[2] JOAO MARQUES LIMA, JORGE DE BRITO. Inspection survey of 150 expansion joints in road bridges [J].Engineering Structure , 2009(31):1077-1084.

[3]胡朋,柳志軍.加速加載條件下瀝青路面疲勞破壞分析[J].山東交通學院學報,2010,18(1):74-77.

[4] LIANTONG MO, DONGLIN SHU, XUN LI. Experimental investigation of bituminous plug expansion joint materials containing high content of crumb rubber powder and granules [J].Materials and Design,2012(37):137-143.

[5]中華人民共和國住房和城鄉建設部.城市橋梁設計規范[R]. 2011:31.CJJ 11-2011.北京:中國建筑工業出版社.

[6]趙巖荊,蔣玲.水泥混凝土橋梁雙層橋面鋪裝結構力學分析[J].武漢理工大學學報,2014,38(2):352-353.

[7]劉黎萍,等.基于抗剪性能的混凝土橋瀝青鋪裝設計方法[J].同濟大學學報,2013,41(1):89-92.

[8]祁文洋,孔晨光,于增義.縱坡彎道橋面瀝青鋪裝結構剪應力分析[J].華東交通大學學報,2014,31(3):19-20.

[9] PHILIP PARK, SHERIF EI-TAWIL, PH D, P E, F ASCE, et al. Improved geometric design of bridge asphalt plug joints[J].Jour?nal of Bridge engineering,2011,129(4):158.

[10] MARTIN A E, WALUBITA L F, HUGO F,et a1.Pavement response and rutting for full scale and scaled APT[J].Journal of Trans?portation Engineering,2003,129(4):451-461.

[11] PHILIP PARK, SHERIF EI-TAWIL, SANG YEOL PARK, et al. behavior of bridge asphalt plug joints under thermal and traffic loads[J]. Journal of Bridge Engineering,2010,5-6:250.

[12] SIRIN O,TIA M,ROQUE R,et a1. Evaluation of performance characteristics of the heavy vehicle simulatorin Florida[J].Building and Environment,2007,42(3):270-277.

（責任編輯王建華）

Mechanical Response Analysis of Bridges' Continuous Expansion Joint Based on Interface Debonding

Xiao Minmin1,2, Ai Huilin2
(1. Key Laboratory of Road and Traffic Engineering of the Ministry of Education, Tongji University, Shanghai 201804, China; 2. Shanghai Institute of Technology, Shanghai 201418, China)

Abstract:Aiming at interface debonding disease, this study adopts finite element method to analyze the mechani?cal response of the expansion joint pavement. On the basis of expounding and proving the finite element calcula?tion results, the interface's normal tensile stress under the condition of the different load position, the interface con?tact state, the modulus ratio of expansion joint pavement and bridge pavement, the thickness and width of expan?sion joint pavement, bridge side angle are discussed. The results show that the finite element calculation results of the interface's normal tensile stress under different conditions are in the scope of the expansion joint gap filling material's allowable tension stress, and in order to improve the stress state effectively to slow down or even avoid the "interface debonding" diseases, it is necessary to choose appropriate, flexible and thicker expansion joint mate?rial with pavement width 45-50cm for achieving the interface roughness. It finds the parameter design method of the expansion joint pavement provides new thought for the real engineering design and construction.

Key words:road engineering; continuous expansion joint; interface debonding; finite element method; material and structure design

作者簡介：肖敏敏（1983—），女，講師，博士研究生，研究方向為道路結構與材料。

基金項目：同濟大學道路與交通工程教育部重點實驗室開放基金項目（K201001）；上海自然科學基金項目（13ZR1441100）

收稿日期：2015-04-05

文章編號：1005-0523（2015）03-0042-08

中圖分類號：U416.217

文獻標志碼：A