新型正交異性鋼-混組合橋面板足尺模型疲勞試驗

葉華文，王應良， 張清華 ， 劉益銘 ， 艾宗良

(1.西南交通大學 土木工程學院， 成都 610031； 2.中鐵二院工程集團公司， 成都 610031)

新型正交異性鋼-混組合橋面板足尺模型疲勞試驗

葉華文1，王應良2， 張清華1， 劉益銘1， 艾宗良2

(1.西南交通大學 土木工程學院， 成都 610031； 2.中鐵二院工程集團公司， 成都 610031)

為改善新型正交異性鋼混組合鋼橋面疲勞性能，采用理論推導、有限元模擬和足尺模型疲勞試驗對其縱肋腹板與橫隔板焊接細節進行研究. 首先將由大尺寸縱肋組成的正交異性組合橋面系簡化成鉸接的雙縱肋計算模型，然后進行足尺模型疲勞試驗，分析混凝土層和鋼橋面構造受力及開裂情況. 結果表明：理論模型能較好反映縱肋實際力學行為；鋪設混凝土層后，橋面板焊接構造細節疲勞應力得到很大改善. 所提出的新型正交異性鋼混組合鋼橋面可作為解決正交異性鋼橋面疲勞開裂問題的一種新思路.

正交異性鋼混組合橋面板；大尺寸縱肋；疲勞試驗；裂紋；疲勞斷口

正交異性鋼橋面結構通常由鋼橋面板、縱肋和橫隔板組成，因其整體重量輕、施工方便和結構安全度大等特點，被廣泛應用于大跨橋梁. 運營過程中正交異性橋面板容易出現的兩類病害為鋪裝層損壞和鋼橋面焊接構造疲勞開裂[1]，其中一個很重要原因是瀝青混凝土鋼橋面系剛度偏低[2].

國內外學者[3-7]為提升正交異性鋼橋面板的疲勞性能，不斷優化設計參數，改進構造細節，已經形成典型的構造形式并在規范中推薦使用，但隨著交通量不斷增加，疲勞開裂問題仍然突出，因此發展新型組合橋面板結構成為提升正交異性鋼橋面板疲勞性能的主要發展方向和途徑. 組合橋面板的主要設計思路有二：1)沿用傳統正交異性鋼橋面板的構造設計參數，頂板鋪設薄層超高性能鋪裝混凝土材料，如RPC(活性粉末混凝土)、UHPC(超高性能混凝土)等. 邵旭東等[2,8]提出了薄層RPC組合橋面板，并在實橋中開始應用. Lamine[9]提出了超高性能纖維混凝土(UHPFRC)新型組合鋼橋面板；2)改進正交異性鋼橋面板構造結構體系，采用大尺寸、大間距縱肋，同時增大橫肋間距，并在頂板上鋪設較厚且容許開裂的高性能混凝土結構層(混凝土層裂縫寬度滿足規范要求)和瀝青鋪裝層，這樣可大量減少焊接構造數量，顯著提高橋面板的局部剛度，大幅度降低各疲勞易損部位的應力水平，改善橋面鋪裝的受力狀況，從而為鋼橋面板疲勞開裂和橋面鋪裝易損提供整體解決方案[10-13]. 第二類思路的組合面板的研究成果大多為靜力試驗[10-11]和數值模擬[12]，缺乏疲勞試驗研究.

縱肋腹板與面板、縱肋腹板與橫隔板這兩類連接焊縫處容易出現疲勞開裂，劣化結構使用性能. 文獻[7]研究表明：增加橋面板厚度顯著降低了縱肋腹板與頂板焊縫處應力，大幅度提高該細節疲勞壽命，因此新型正交異性鋼-混組合橋面的頂板厚度增加，剛度提高，縱肋腹板與面板連接焊縫構造疲勞性能明顯改善. 但鋼-混組合橋面的縱肋截面尺寸和間距增大，扭轉剛度將大幅度增加，橫橋向剛度分配不均勻程度隨之增加，縱肋扭轉變形也將明顯變大，縱肋腹板與橫隔板連接焊縫構造(弧形開口處)的疲勞問題更加復雜和突出. 因此本文從理論分析和足尺模型試驗兩方面對這種新型正交異性鋼混組合橋面結構進行研究，以期探明縱肋腹板與橫隔板連接焊縫構造的疲勞機理和性能.

1 縱肋受力理論分析模型

1.1 模型說明及假定

正交異性橋面構造復雜，一般采用復雜的空間有限元模型進行受力分析，但有限元結果只能反映荷載綜合效應，很難區分扭轉、彎曲和剪切等基本變形行為的影響效應，因此有必要以車輪荷載作用下正交異性鋼混組合橋面板為分析對象，以縱肋的基本變形模式(扭轉和彎曲)為研究內容進行分析，如圖1所示，并假定如下：1)鋼材和混凝土均為理想線彈性材料；2)多縱肋橋面系簡化成閉口縱肋截面與肋間橋面板鉸接，且縱肋剛性扭轉；3)縱肋截面扭轉為自由扭轉；4)縱肋扭轉變形忽略混凝土層抗剪剛度；5)橫隔板面內無限剛性，面外無限柔性.

1.2 計算模型

以縱肋腹板與頂板的接頭B點為原點建立坐標系，疲勞車輪荷載分布集度為q，分布范圍為a×b，經混凝土層45°擴散后作用于鋼橋面的分布集度為q1，分布范圍為a1×b1，且端部離B點距離分別為x1、x2；Hr和Hc分別為縱肋高和混凝土層厚度；縱肋上下底寬分別為drt和drb，截面外形輪廓線包圍的面積為Ar，td和tr為頂板和縱肋的厚度，縱肋間凈距為d，橫隔板間距L；Tr和Qr為縱肋扭矩和彎曲剪力，如圖1 所示.

圖1 正交異性組合橋面板受力分析模型

根據歐洲規范[13]，標準疲勞車輪荷載分布范圍a×b=400 mm×400 mm，混凝土層45°擴散分布范圍和分布集度q1分別

a1=b1=400+2Hc，

(1)

q1=q{400/(400+2Hc)}2.

(2)

由式(2)可知：Hc對荷載分布影響很大，當Hc=150 mm時，分布集度q1減少了2/3.

根據影響線加載，最不利狀態為輪載部分或全部作用于縱肋上(x2≤b1)，如圖1所示，可得縱肋間橋面板上輪載傳給縱肋B和C點的荷載分別為q1a1x2(d-x2/2)/d和q1a1x22/d，則縱肋的扭矩Tr和彎曲剪力Qr分別為

Tr=0.5q1a1[b1drt-(b1-x2)2-0.5x22drt/d]，

(3)

Qr=q1a1(b1-0.5x22/d).

(4)

縱肋剪應力分析如圖2所示，自由扭轉剪應力τ1，彎曲剪應力τ2和總剪應力τr(方向如箭頭方向) 分別為

τ1=Tr/(2Artr)，

(5)

τ2=QrSr/(Irtr)，

(6)

τr=τ1+τ2.

(7)

式中:Ir為縱肋抗彎剛度，Sr為以頂(底)板對稱軸為起點的縱肋腹板面積矩，tr為縱肋厚度.

將橫隔板間的縱肋看作輪載作用的鋼混組合梁(跨度為L)分析縱肋彎曲行為，其彎矩Mr和相應彎曲正應力σr為

σr=Mrh/Ie.

(8)

式中Ie為鋼混組合梁等效抗彎剛度，h為梁上的點到中性軸的距離.

根據式(1)～(8)可得到縱肋的主應力情況. 縱肋腹板主要承擔剪力，且車輪作用下橫隔板處的縱肋一般處于負彎矩區，縱肋腹板底部承擔壓應力，忽略其有利影響，則橫隔板弧形開口處縱肋主拉應力Sr可簡化為

Sr=τr.

(9)

圖2 縱肋剪應力分析

由理論分析模型可知：混凝土層厚度對車輪荷載分布范圍(a1×b1)影響很大，對局部受力(彎矩、扭矩和剪力)分布有很大影響，且混凝土層增加了橋面系的抗彎剛度，減小了縱肋和面板的正應力.

2 試驗設計

2.1 試驗概況

基于某大橋正交異性鋼混組合橋面結構節段設計，選擇歐洲規范[13](EC3)中480 kN標準疲勞車進行疲勞加載，根據實橋關鍵細節疲勞應力值和應力等效原則設計并制作了3.13 m×2.45 m×0.98 m足尺試驗模型，其腹板、頂板、橫隔板和U肋厚度分別為16、14、20、8 mm，Q345qD鋼材. 模型縱橋向中部設一道橫隔板，橫橋向上設兩個U肋，肋間凈距600 mm，頂板上鋪150 mm厚，配鋼筋網(Φ12鋼筋)的C50混凝土，剪力鍵為長10 cm、直徑19 mm的栓釘，栓釘間距(長和寬均為)525 mm，試驗模型如圖3所示，焊接工藝按歐洲規范進行. 根據實測，Q345qD鋼材彈性模量205 GPa，屈服強度360 MPa，抗拉強度475 MPa. C50混凝土彈性模量34.7 GPa，抗壓強度63.3 MPa.

圖3 疲勞試驗模型

2.2 加載工況

疲勞荷載由1 000 kN作動器通過分配梁兩點作用于橫隔板兩側等距離位置，由應力等效原則得到設計壽命期疲勞荷載為Pmin=20 kN，Pmax=320 kN，ΔP=300 kN，作動器與橋面板之間采用面積為400×400 mm的橡膠墊接觸，試件端部用螺栓錨固于地基，如圖 3(b)所示.

疲勞加載根據需要分兩步：1) 設計壽命期疲勞試驗. 實橋疲勞荷載幅(300 kN)作用下加載 200萬次，驗證細節設計的疲勞可靠性；2) 疲勞裂紋擴展試驗. 兩倍實橋疲勞荷載幅作用下(Pmin=30 kN，Pmax=630 kN，ΔP=600 kN)繼續加載100萬次，按照疲勞S-N曲線(斜率取3)，等效實橋疲勞荷載幅作用1 000萬次，研究疲勞裂紋擴展情況. 每隔一定周期對試件焊縫進行一次無損探傷，并每隔一定循環次數后進行一次靜載試驗，靜載試驗采用逐級加載，以觀測試件是否出現裂紋及測點應變的變化規律.

2.3 應變監測及混凝土開裂觀測

在研究區域焊縫連接構造控制點位置粘貼應變片，且在試件跨中縱肋及肋間關鍵點處設置百分表監測梁的豎向撓度. 橫隔板，頂板和加勁肋連接構造區域(均在縱肋外表面)按一般焊縫應力的測量要求，離焊縫一定距離(板厚)布置應變片，各測點主拉應力由0°、45°、90°三向應變花實測得到. 在混凝土層中的鋼筋網和栓釘上亦對稱布置應變片，栓釘上的應變片位于根部，且位置與縱肋長度方向平行且沿橫隔板對稱布置，如圖4所示. 在混凝土層頂面畫出方格線，利用裂縫觀測儀觀測每級荷載作用下裂縫開展及分布情況.

2.4 試件空間有限元模型

根據試驗模型建立正交異性組合橋面板空間有限元模型，如圖5所示. 采用線彈性三維板殼單元模擬鋼板，實體單元模擬C50混凝土層，板殼單元與實體單元采用節點耦合分析以模擬鋼混組合行為，混凝土層不考慮鋼筋網和栓釘，鋼構造不考慮焊縫. 鋼材彈性模量206 GPa、泊松比0.3. 模型端部被約束，在橫隔板兩側各施加接觸面為400 mm×400 mm的160 kN均布面荷載. 根據計算精度要求劃分單元尺寸，關鍵細節處尺寸為1 mm，其他為5 mm.

(a)交叉細節應變片布置 (b)混凝土層應變片布置

(c)栓釘應變片布置(箭頭所示為粘貼位置，對稱布置)

圖5 試件有限元分析模型

3 試驗結果分析與討論

3.1 設計壽命期疲勞試驗

3.1.1 試驗模型的有效性分析

根據實橋節段模型在EC3標準疲勞車荷載作用下的應力計算結果，得到設計壽命期的細節疲勞荷載幅值. 基于應力等效原理，疲勞試驗模型采用實橋疲勞荷載幅進行200萬次加載，驗證細節設計疲勞強度. 以橫隔板弧形開孔處主拉應力較大的應變測點為應力控制點，為校核應力控制點處應力是否達到設計幅值，比較該處應力測點實測值及有限元計算值，如圖6所示，目標值為50.8 MPa，實測值在49.4～51.0 MPa. 測點實測應變與荷載呈線性關系，多次靜載實測應力值和目標值很接近，且加載和卸載過程中均具有很好的對稱性和線彈性，表明試驗模型能反映實橋受力情況，在疲勞荷載循環加載200萬次過程中，正交異性組合鋼橋面板構造細節力學行為未發生改變.

3.1.2 關鍵焊接細節構造應力分析

頂板、橫隔板和縱肋交叉構造焊接細節關鍵位置應力實測如圖7所示，300 kN疲勞荷載幅作用下，頂板測點的主拉應力幅不超過10 MPa，而相應位置縱肋和橫隔板測點的主拉應力幅都超過28 MPa，橫隔板開孔處測點達到50 MPa，都遠大于頂板測點應力值，由此可見：鋪設混凝土層后，頂板剛度得到很大提高，因此應力水平最低，其疲勞性能得到明顯改善.

圖6 應力控制點應力變化曲線

圖7 頂板主拉應力幅變化曲線

Fig.7 Principal tensile stress range-cycle number relationship of deck

圖8為300 kN疲勞荷載幅作用下橫隔板上各關鍵點應力情況，括號內為有限元值. 結果表明：有限元值和實測值較好吻合. 測點越靠近頂板，應力值越小，說明頂板剛度較大. 縱肋與橫隔板連接焊縫處應力較大，開孔處應力最大，容易產生疲勞開裂.

根據理論模型得到縱肋剪應力分布理論值如圖9所示，A和B為縱肋腹板與橫隔板弧形開口交叉焊縫以下10 mm縱肋上的測點，A點的實測值、有限元值和理論值分別為8.7、9.3、10.5；B點的實測值、有限元值和理論值分別為49.2、50.6、53.8. 縱肋腹板剪應力理論值與實測值及有限元值吻合得較好. 由于忽略混凝土層抗剪強度及橫隔板約束，理論值比實測偏大. 考慮到焊縫附近區域應力梯度較大，實測應力為一定區域的平均應力值，因此理論值與實測值合理吻合. 從縱肋剪應力理論值組成可見，扭轉剪應力為21.6 MPa，彎曲剪應力為29～45 MPa，扭轉剪應力占總剪應力值30%以上. 縱肋腹板與橫隔板弧形開口交叉焊縫處的扭轉效應尤其明顯，容易疲勞開裂.

圖8 橫隔板關鍵點主拉應力幅(MPa)

圖9 縱肋理論剪應力分布

3.1.3 混凝土層

橫隔板上方的混凝土層因負彎矩產生超過3 MPa的主拉應力，在疲勞荷載作用一萬次后即發生開裂，如圖10所示，而且隨著次數增加，裂紋寬度基本不變，裂縫長度和數量增加. 200萬次疲勞加載后，最大裂縫寬度為0.135 mm，考慮到混凝土上面還有防水層和鋪裝，裂縫寬度可以滿足耐久性要求. 鋼筋應力變化不大，大多數測點主拉應力在15 MPa以下，且應力與荷載呈線性關系，最大主拉應力實測結果如圖11所示. 混凝土開裂后，荷載因鋼筋傳力而重分布，因此裂縫長度和數量增加，但寬度基本不增加.

圖12為栓釘測點應力情況，疲勞荷載作用下混凝土層與鋼頂板產生滑移，大部分栓釘測點為不超過15 MPa的主壓應力. 栓釘剪力跟滑移量有很大關系，離加載點距離越遠，滑移量往往越大，栓釘受力也越大，如圖12(a)中兩個離加載處不同距離測點的應力情況. 由于縱肋的扭轉變形和橫隔板處產生的負彎矩效應，導致混凝土與鋼頂板的脫離現象，即“掀起”效應，此時栓釘受到拉應力，如圖12(b)所示.

(a)開裂位置

(b)裂縫寬度

圖11 同一鋼筋不同位置主拉應力幅

Fig.11 Principal stress ranges of different positions in the reinforcement

(a)離橫隔板不同距離測點

(b) 受拉栓釘測點

Fig.12 Principal stress range-cycle number relationship of studs

3.2 疲勞裂紋擴展試驗

為研究新型正交異性鋼混組合橋面板的疲勞強度儲備，分析其疲勞裂紋擴展行為，在完成設計壽命期200萬次疲勞循環加載試驗后，開展超長服役期內超負荷疲勞試驗研究，進行200～300萬次循環加載時，疲勞荷載幅為600 kN，即達到設計期疲勞荷載幅的兩倍.

3.2.1 應力分析

疲勞荷載幅增加到600 kN后，對各關鍵測點主拉應力進行監測，發現實測主拉應力與荷載基本保持線性關系. 250萬次循環后，橫隔板與U形肋焊縫焊趾處觀察到長度為18 mm的疲勞裂紋，按照疲勞S-N曲線(斜率取3)，此時總疲勞加載次數應該等效于實橋疲勞荷載作用次數600萬次. 200～220萬次循環，橫隔板與縱肋底部焊縫焊趾測點處主拉應力幅變化很?。?20～250萬次循環加載過程中逐步降低，表明焊趾測點處萌生了疲勞裂紋，周圍區域應力重分布，且測點應力隨裂紋擴展逐漸變小，尤其是裂紋下部測點應力降低最明顯，如圖13(a)所示. 200～250萬次循環加載過程中其他關鍵測點應力荷載曲線如圖13(b)所示，遠離開裂處各關鍵點的主拉應力幅變化很小，且試驗模型實測整體位移變化也很小，說明開裂是局部行為，對整體剛度影響不大.

(a)縱肋開裂附近關鍵測點

(b) 其他位置關鍵測點

圖13縱肋-橫隔板焊接構造關鍵測點主拉應力幅與循環次數關系曲線

Fig.13 Principal tensile stress range-cycle number relationship of key points

3.2.2 裂紋擴展與斷口分析

250萬次疲勞荷載作用后，橫隔板與縱肋腹板焊縫焊趾處疲勞裂紋沿基本平行于縱肋長度方向擴展，并有向縱肋腹板上部擴展的趨勢，且擴展速率很快. 裂紋長度約100 mm時，在裂尖鉆直徑6～8 mm止裂孔，但裂紋擴展速率仍然很快，最后總長度達到230 mm，如圖14所示. 從試件上切割下疲勞裂紋部分采用掃描電鏡(SEM)進行疲勞斷口分析，如圖15所示. 裂紋萌生于焊趾，然后沿縱肋板厚方向擴展，穿透后快速向長度方向擴展. 橫隔板約束了縱肋截面扭轉變形，車輪荷載作用下縱肋局部產生了較大面外變形，因此離橫隔板左右一倍板厚(20 mm)范圍，縱肋疲勞斷口顯示為彎-拉應力斷口，其他區域為受拉斷口.

圖14 縱肋裂紋擴展情況

圖15 縱肋疲勞斷口分析

4 結 論

1)通過新型正交異性鋼混組合橋面板縱肋與橫隔板焊接構造細節疲勞機理的理論和足尺模型疲勞試驗分析，將正交異性組合橋面簡化成鉸接的雙縱肋受力計算模型，與實測結果對比證明了雙縱肋模型力學概念明確，能合理反映縱肋實際力學行為.

2)鋪設混凝土層后頂板應力水平大幅度降低，疲勞性能得到很大改善，但車輪荷載作用下縱肋扭轉變形明顯，縱肋腹板和橫隔板焊接連接細節下部應力較大，容易產生裂紋.

3)混凝土層開裂對橋面鋼結構焊接細節應力水平影響很小. 混凝土層與鋼橋面間產生滑移，混凝土層與鋼橋面間存在“掀起”效應，可能引起栓釘的疲勞破壞.

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Full-scalefatiguetestofnewsteel-concretecompositeorthotropicbridgedeck

YE Huawen1, WANG Yingliang2, ZHANG Qinghua1, LIU Yiming1, AI Zongliang2

(1. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2.China Railway Eryuan Engineering Group Co., Ltd., Chengdu 610031, China)

In order to improve the fatigue performance of new-type steel-concrete composite orthotropic deck, fatigue test and numerical investigation were conducted to evaluate the fatigue performance of its rib-to-crossbeam welded joints. First of all, a double-rib theoretical model joined with hinges was presented to analyze shear behavior of large size rib due to torsion and bending of orthotropic deck. Then the stress and cracking in the concrete slab and steel details were measured and analyzed in the full-scale specimen. The theoretical results showed a good correlation with the observed stress results. The test results indicated that the fatigue stress of rib-to-deck joints decreased significantly with overlaying concrete, namely the risk of fatigue cracking reduces. The proposed composite orthotropic deck is recommended as a new solution to the steel deck cracking.

steel-concrete composite orthotropic deck; large size rib; fatigue test; cracking; fatigue fracture

10.11918/j.issn.0367-6234.201611055

A

0367-6234(2017)09-0025-08

2017-11-11

國家自然科學基金(51208430)

葉華文(1982—)，男，副教授，工學博士

葉華文，hbha2000@163.com

(編輯魏希柱)