U形肋正交異性組合橋面板力學性能

蘇慶田, 韓　旭, 姜　旭， 邵長宇， 陳　亮

(1.同濟大學 土木工程學院, 上海200092； 2. 上海市政工程研究總院(集團)有限公司, 上海 200092)

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U形肋正交異性組合橋面板力學性能

蘇慶田1, 韓旭1, 姜旭1， 邵長宇2， 陳亮2

(1.同濟大學 土木工程學院, 上海200092； 2. 上海市政工程研究總院(集團)有限公司, 上海 200092)

為驗證橋面板在局部車輪荷載作用下的受力特性及橋面板在橋梁第二體系中的受力性能，提出新型U形肋正交異性組合橋面板系統，并區分其與常規橋面板的受力性能. 設計制作了3個不同橋面板試件，其中包括1個混凝土橋面板，1個正交異性鋼橋面板，1個帶U形肋正交異性組合橋面板. 通過靜力試驗測試了不同橋面板在荷載作用下負彎矩區混凝土開裂情況、橋面板不同部位的結構應變和變形等. 試驗結果表明:U形肋正交異性組合橋面板在車輪荷載作用下其局部應力水平顯著低于正交異性鋼橋面板，具有較強的抗疲勞性能； U形肋正交異性組合板在橋梁第二體系的承載能力分別是混凝土橋面板和鋼橋面板的1.37倍和0.93倍.

組合橋面板；正交異性；U形肋；受力性能；足尺試驗

在目前使用的橋面板中，混凝土橋面板因其整體性好、造價低在中小跨徑橋梁中廣泛使用，而正交異性鋼橋面板因其自重輕、強度高在大跨度橋梁中成為首選. 文獻[1-2]的病害調查表明由于混凝土抗拉強度低，混凝土橋面板容易開裂，腐蝕介質易侵入,導致鋼筋銹蝕和混凝土剝落，文獻[3]指出隨著車輛交通量的增長以及車輛荷載水平的提高，公路混凝土橋梁的疲勞問題也不容回避. 而文獻[4-7]指出鋼橋面板的疲勞破壞現象和橋面板鋪裝損壞，都極大地影響了橋梁的安全性、耐久性以及正常使用. 為了能夠充分發揮鋼與混凝土的材料優勢，在橋面系中采用組合結構成為了近幾年工程界中探索發展的一個重要方向. 國外學者提出了采用壓型鋼板與混凝土結合的組合橋面板形式，一方面壓型鋼板充當混凝土的模板，另一方面壓型鋼板代替混凝土中的受拉鋼筋，研究表明這種新式的橋面板具有良好的力學性能. 由于我國的組合結構橋梁建設處于初始發展階段，鋼橋相對于混凝土橋而言數量較少，目前橋梁中采用組合橋面板的實例則更少. 佛山東平大橋采用了10 mm平鋼板與12 cm混凝土相組合的組合橋面板. 根據文獻[8]，平鋼板-混凝土組合橋面板相對鋼筋混凝土橋面板具有較好的耐久性能，能有效減緩橋面板耐久損壞現象. 文獻[9]提出一種正交異性鋼-RPC組合橋面板，并對其進行了縱向足尺階段試驗和橫向受拉試驗，試驗表明新橋面體系的抗拉強度遠大于設計荷載下的拉應力. 根據目前組合結構橋面板發展情況和國內正交異性鋼橋面廣泛應用的現實[10-13]，本文提出了一種U形肋+平鋼板+混凝土的組合橋面板，總體上形成正交異性組合橋面板，為跨度介于中等跨度與大跨度之間的橋梁提供一種橋面板選擇形式. 為了檢驗這種帶U形肋正交異性組合橋面板的受力性能、優缺點及其適用范圍，特別是橋面板在第二體系下的力學性能，并進一步與常規橋面板的受力性能進行比較，本文設計制作了3個不同截面形式的橋面板，通過試驗測試了橋面板在不同荷載作用下的受力和變形，并對3個橋面板的受力性能進行比較分析.

1試　驗

1.1試件設計

本次靜力試驗共設計了1個U形肋鋼-混凝土組合橋面板試件(編號S-1)、1個鋼筋混凝土橋面板試件(編號S-2)和1個正交異性鋼橋面板試件(編號S-3)，各個橋面板的總長度同為10.5 m. 橋面板的截面形狀如圖1所示.

(a)S-1橫截面

(b) S-2橫截面

(c)S-3橫截面

混凝土中縱向鋼筋直徑為20 mm，橫向間距為150 mm，橫向鋼筋直徑為12 mm，縱向間距為150 mm；混凝土和鋼結構之間布置了直徑為13 mm、高度為80 mm的焊釘，焊釘沿試件寬度和長度方向的間距分別為240、200 mm. 試件S-2的混凝土板中縱向鋼筋直徑為20 mm，橫向間距為150 mm，橫向鋼筋直徑為12 mm，縱向間距為150 mm，上下層縱向鋼筋保護層厚度為50 mm. 試件S-3截面寬度為1 200 mm，兩個U肋中心相距為600 mm.

1.2試驗加載裝置

對試件S-1和試件S-3的一個5 m單跨測試車輪荷載作用時相鄰兩肋間的橋面板局部受力. 在跨中施加70 kN的車輪荷載，車輪與橋面板的接觸面積為600 mm×200 mm，荷載值和接觸面積與規范[14]規定相同. 由于試件S-1、試件S-3在縱橋向和橫橋向的剛度不同，一般情況下橋面板加勁肋的長度沿橋縱向放置，這時車輪著地長邊(600 mm)垂直于加勁肋長度方向，如圖2(a)所示，如果橋面板的加勁肋的長度沿橫橋向放置時，車輪著地長邊平行于加勁肋長度方向，如圖2(b)所示.

另外，對所有試件的每一跨跨中施加豎向力，如圖2(c)所示，測試橋面板在橋梁第二體系中正、負彎矩區的整體受力性能. 試驗測試裝置如圖3所示.

(a)局部受力加載1

(b)局部受力加載2

(c)整體受力加載

1.3測試內容及測點布置

根據正交異性鋼橋面板容易產生疲勞裂紋的部位布設應變計. 在測試車輪局部荷載作用時僅在車輪作用位置的縱橋向跨中截面頂板與U肋的腹板交界處沿橋面板寬度方向布置了一個應變計，如圖4(a)、4(b)所示. 在測試橋面板整體受力行為時，在中支點、跨中截面處的橋面板混凝土上表面、鋼板和U形肋上布置了應變計，在支點、跨中布置了位移計，在梁端設置了千分表測試鋼板與混凝土間的相對滑移. 具體應變測點布置如圖4(c)、4(d)所示.

圖3　試件加載測試裝置

(a)試件S-1鋼板橫向受力測點

(b)試件S-3鋼板橫向受力測點

(c)試件S-1鋼板縱向受力測點

(d)試件S-3鋼板縱向受力測點

1.4材性試驗

對本次試驗中的主要受力構件的材性進行了測試，其中鋼材的主要力學性能指標如表1所示，混凝土的主要力學性能指標：抗壓強度65.27 MPa、抗拉強度4.91 MPa、彈性模量41 556 MPa.

表1　鋼材的力學性能指標

2　車輪荷載作用下的橋面板局部受力

在車輪局部加載方式1和局部加載方式2作用下，測得試件S-1和試件S-3橋面板的H-1測點(見圖4)的橫向應變分布如圖5所示.

(a) 加載方式1

(b) 加載方式2

Fig.5Transverse strains of specimens under local wheel load

由圖5(a)、5(b)可以看出，在車輪局部加載方式1或方式2作用下，試件S-1在H-1處的橫向應變要遠小于S-3在H-1處的橫向應變. 對比試件S-1和試件S-3橋面板在車輪局部荷載作用下的應力水平可以看出：組合橋面板的應力水平比較低，均在5 MPa以內，而正交異性鋼橋面板的應力水平最大可達17 MPa. 根據文獻[14]中給出的應力幅與損傷度成三次方關系，組合橋面板的鋼板比正交異性橋面板的鋼板發生疲勞的可能性大大降低，在正常使用情況下組合橋面板中鋼板自身基本上無疲勞問題.

3　豎向荷載作用下橋面板的整體受力

采用圖2(c)所示的加載方式測試橋面板在橋梁第二結構體系的受力，持續增加外荷載而得到不同種類橋面板的受力性能及破壞發展變化過程.

3.1試驗過程及破壞特征

試件S-1加載初期，試件處于彈性工作狀態，混凝土和鋼板的應變都隨荷載增加而線性增加. 當荷載達到40 kN時，中支點截面附近出現第一條裂縫. 當荷載達到120 kN時，裂縫深度為33 mm. 此后，裂縫數目和深度隨荷載的增加而逐漸增多. 當荷載達到約150 kN時，試件端部混凝土和鋼板產生剝離. 當荷載達到約220 kN時，裂縫寬度達到0.2 mm，裂縫深度為39 mm. 當荷載達到約450 kN時，出現較大聲響，此時最大裂縫深度已達84 mm. 當荷載達到700 kN時，左側跨中截面附近混凝土被局部壓壞，如圖6(a)所示. 當荷載達到約750 kN時，試件達到極限承載力.

試件S-2加載初期，試件處于彈性工作狀態. 當荷載達到20 kN時，跨中截面底板混凝土受拉開裂. 當荷載達到70 kN時，中支點截面頂板混凝土受拉開裂. 當荷載達到180 kN時，中支點負彎矩區頂板混凝土裂縫達到0.2 mm. 當荷載達到250 kN時，跨中底板混凝土受拉區裂縫達到0.2 mm，此時跨中截面附近混凝土最大裂縫深度達到118 mm. 此后，跨中正彎矩區和中支點負彎矩區的混凝土裂縫數目均隨荷載增加而增加. 當荷載達到418 kN時，跨中截面下層受拉鋼筋屈服. 當荷載接近432 kN時，中支點截面處上層受拉鋼筋屈服. 當荷載達到450 kN時，跨中截面混凝土頂板被壓碎，如圖6(b)所示，結構無法繼續承載.

試件S-3加載初期，試件處于彈性工作狀態. 當荷載達到272 kN時，中支點截面U肋底板達到受壓屈服. 當荷載達到430 kN時，跨中截面U肋底板達到受拉屈服. 當荷載達到644 kN時，中支點截面鋼頂板上緣達到屈服應變. 當荷載達到660 kN時，跨中位移已經達到80 mm，結構因位移過大無法繼續承載，如圖6(c)所示，此時中支點附近U肋底板處已經出現局部屈曲.

圖6　試件破壞形態

3.2試驗結果和分析

3.2.1跨中撓度與荷載關系

由于本文的3個試件橫截面高度幾乎一致，但寬度不同，為了對比分析3個試件在豎向荷載下的整體受力性能，把3個試件均換算成單位板寬的承載力進行比較分析. 根據每個試件的實際截面寬度和所承受的豎向荷載，得到3個試件單位寬度的跨中撓度與豎向荷載的關系曲線如圖7所示. 圖中跨中豎向位移取左右兩跨的平均值.

圖7　試件荷載-跨中撓度關系

Fig.7Load versus mid-span deflection curves of specimens

由上圖看出，3個試件均經歷了近似線彈性和明顯塑性兩個階段. 在彈性階段試件S-1剛度大于試件S-2，略小于試件S-3，表明T形肋正交異性組合橋面板的結構剛度介于鋼橋面板和混凝土橋面板之間. 當荷載達到280 kN時，由于中支點截面附近混凝土開裂，結構剛度降低，試件S-1的荷載位移曲線斜率開始逐漸變緩，最終結構的單位寬度極限承載力為515.2 kN. 當荷載達到280 kN時，試件S-2的荷載-位移曲線斜率明顯變化，表明結構從彈性狀態到部分塑性轉變，試件單位寬度的極限荷載為376.4 kN；試件S-3從彈性狀態向塑性狀態轉變的荷載為500 kN，試件單位寬度的極限荷載為551.3 kN. 試驗結果表明U形肋正交異性組合橋面板的極限荷載是混凝土橋面板的1.37倍. 由于試件S-1存在負彎矩區混凝土開裂導致其剛度減弱，其整體結構剛度要低于鋼橋面板試件，但其極限承載力與鋼橋面板基本持平，為鋼橋面板的0.93倍，而試件S-1的鋼材用量為每平方米88.1 kg，鋼筋用量為每平方米17.0 kg，每平方米鋼材鋼筋總用量為105.1 kg，試件S-3的鋼材用量為195.3 kg，組合橋面板試件的每平米鋼材鋼筋總用量比鋼橋面板降低了46%.

綜合考慮結構受力性能、鋼材用量和結構抗疲勞性能的因素，U形肋正交異性組合橋面板相對混凝土橋面板和鋼橋面板有一定的優勢. 在重量比混凝土橋面板輕50%的情況下，組合橋面板的承載力是混凝土橋面板的1.37倍；在用鋼量約為鋼橋面板一半的情況下，二者的承載力相當，但組合橋面板避免了鋼橋面板疲勞開裂和橋面鋪裝易損的問題. 不可否認，本文所提的正交異性組合橋面板的造價介于混凝土橋面板和鋼橋面板之間，但綜合考慮自重和承載力等因素本文所提的正交異性組合橋面板可以適用于中等跨度與大跨度之間的橋梁中.

3.2.2彎矩重分布特性

根據每個試件實際承受的豎向荷載及測得的支座反力，可以得到每個試件跨中及中支點截面的彎矩，進一步得到豎向荷載變化情況下的截面彎矩變化情況，具體如圖8(a)～8(c)所示. 圖中，橫坐標為作用在跨中的千斤頂的荷載，縱坐標為試件的最大正(負)彎矩值. 最大正彎矩為千斤頂作用位置處的跨中截面彎矩，根據測得的邊支座反力計算得到；最大負彎矩為中支點截面處彎矩，由邊支座反力和千斤頂荷載計算得到. 此外按照線彈性理論不計混凝土開裂和鋼材屈服影響計算了每個試件的正負最大彎矩與跨中荷載的關系.

按照線彈性理論計算的正負最大彎矩與施加的荷載呈現嚴格的線性關系，但對比不同試件的正負最大彎矩與施加荷載的關系可以看出，試驗測試和理論計算的結果有所不同. 這種不同是由于實際結構中隨著荷載的增大，試件中有些部位的材料進入非彈性而引起的構件內力重分布. 對于試件S-1，中支點處的頂板混凝土隨著荷載增加逐漸開裂，導致中支點處的最大負彎矩比理論計算值小，而跨中處的最大正彎矩比理論值大. 圖8(d)為試件S-1最大正負彎矩之比隨荷載增加而變化的曲線，可以看出隨著荷載增加，比值明顯增大. 盡管試件S-2的理論測試值與測試結果較近，實際上該試件在中支點和跨中截面的混凝土基本同時在開裂，結構內力在兩個截面同時發生重分布. 對比每個試件中的最大正(負)彎矩-荷載曲線可以看出，組合橋面板試件S-1隨著荷載的增大，彎矩重分布效應顯著，最大正負彎矩之比顯著增加，而試件S-2和試件S-3在不同荷載作用下發生截面彎矩重分布的程度基本不變.

(a)試件S-1正負最大彎矩-荷載曲線

(c)試件S-3正負最大彎矩-荷載曲線

(b)試件S-2正負最大彎矩-荷載曲線

(d)試件S-1正負最大彎矩比值-荷載曲線

3.2.3跨中下翼緣鋼板荷載-應變曲線對比

將整體加載工況下試件S-1和S-3跨中下緣的荷載-鋼板縱向應變曲線進行對比，結果見圖9.

圖9　試件荷載-跨中鋼底板應變關系

Fig.9Load versus longitudinal strains of the bottom of steel plate curves in the mid-span of specimens

從圖9可以看出，當荷載在200 kN以下時，兩個試件的荷載-應變曲線均為直線，當荷載達到200 kN時，試件S-1由于中支點截面附近混凝土開裂，試件發生內力重分布，試件S-1的荷載-應變曲線的斜率開始變緩，鋼板應變隨荷載增加的速率要大于鋼橋面板試件；當荷載達到320 kN時，試件S-1跨中底部鋼板達到屈服應變；當荷載達到400 kN時，試件S-3跨中底部鋼板達到屈服應變. 從兩個試件的荷載-跨中應變曲線中，可以看出構件內力重分布對于荷載-應變曲線的影響.

4　結　論

1)對1個U形肋正交異性組合橋面板、1個混凝土橋面板和1個正交異性鋼橋面板進行了靜載試驗研究，發現在車輪荷載作用下，所提的U形肋正交異性組合橋面板具有良好的受力性能，其最不利位置的橫向應力要遠低于正交異性鋼橋面板，大大降低了橋面板中鋼板發生疲勞破壞的可能性.

2)在兩跨跨中集中荷載作用下，所提到的U形肋組合橋面板的單位寬度抗彎承載力是混凝土橋面板和正交異性鋼橋面板的1.37倍和0.93倍，這種橋面板可以應用于跨度介于中等跨度與大跨度之間的橋梁.

3)連續組合橋面板由于在中支點截面處混凝土開裂會引起橋面板彎矩的重分布，組合橋面板試件S-1由于截面寬度較大，重分布效應較為明顯.

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(編輯魏希柱)

Performance of the orthotropic composite bridge deck with U-shape stiffener

SU Qingtian1, HAN Xu1, JIANG Xu1, SHAO Changyu2, CHEN Liang2

(1.College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China;2.Shanghai Municipal Engineering Design Institute (Group) Co., Ltd., Shanghai 200092, China)

In order to check the performance of the new type of composite bridge deck proposed in this paper under the wheel load and its performance in the second system of the bridge deck, also to compare it with the performance of the normal bridge deck, 3 different types of bridge deck are designed and fabricated. One is concrete bridge deck, another is orthotropic steel bridge deck, and another is composite bridge deck with concrete slab and orthotropic steel plate with U-shape stiffener. Static load test is conducted on these specimens to reveal the cracking behavior of concrete in the negative moment zone and measure the deformation and the strains in different locations on the decks. The result proves that the local stress level of the composite bridge deck burdened the vehicle load is lower than that of the orthotropic steel bridge deck. The composite bridge deck has a high fatigue strength and wheel-load resisting strength. The bearing capacity of orthotropic composite deck in the second system of the bridge deck is 1.37 times and 0.93 times of that of the concrete deck and orthotropic deck respectively.

composite bridge; orthotropic deck; U-shape stiffener; mechanical behavior; full-scale experiment

2015-06-17

國家重點基礎研究發展計劃(2013CB036303);國家自然科學基金(51408424)

蘇慶田(1974—)，男，教授，博士生導師

姜旭, jiangxu@tongji.edu.cn

TU398

A

0367-6234(2016)09-0014-06