吳國雄，程菓，伍成忱

（1重慶建筑工程職業(yè)學(xué)院，重慶400072；2重慶交通大學(xué)，重慶400074）

裝配式鋼箱梁橋面剛?cè)釓?fù)合鋪裝結(jié)構(gòu)力學(xué)分析

吳國雄1，2，程菓2，伍成忱2

（1重慶建筑工程職業(yè)學(xué)院，重慶400072；2重慶交通大學(xué)，重慶400074）

選擇鋼箱梁剛?cè)釓?fù)合橋面鋪裝體系為研究對象，建立正交異形板以及鋪裝層的三維有限元模型，探索車輪荷載作用下剛?cè)釓?fù)合鋪裝層及其與鋼橋面板界面上力學(xué)響應(yīng)的分布規(guī)律。分析表明，剛?cè)釓?fù)合鋪裝結(jié)構(gòu)整體剛度較好，鋪裝層受力的局部效應(yīng)減弱；縱向拉應(yīng)力為剛?cè)釓?fù)合鋪裝中拉應(yīng)力的主要控制指標(biāo)；正交異性板的剛度突變位置易出現(xiàn)最大應(yīng)力值。研究結(jié)果可對鋼橋面鋪裝設(shè)計提供理論依據(jù)。

正交異性板；剛?cè)釓?fù)合鋪裝；有限元；剪力連接件

鋼橋面鋪裝是鋼箱梁橋的重要組成部分，可以保護(hù)行車道板，給車輛提供一個平整、舒適的路面。我國雖修建了很多大跨徑鋼橋，但由于橋面鋪裝材料選擇不當(dāng)，鋪裝結(jié)構(gòu)設(shè)計不妥等因素的影響，很多橋梁運(yùn)營不久便出現(xiàn)疲勞開裂、車轍、結(jié)構(gòu)剪切破壞等病害，要解決這些病害對于鋼橋面鋪裝而言，無疑是一個世界性技術(shù)難題［1］。本文選擇正交異性板以及鋼箱梁剛?cè)釓?fù)合橋面鋪裝體系為研究對象，建立正交異形板體系三維有限元模型，探索車輪荷載作用下剛?cè)釓?fù)合鋪裝層及其與鋼橋面板界面上力學(xué)響應(yīng)的應(yīng)力和變形的分布規(guī)律，提出了在不同力學(xué)控制指標(biāo)下的最不利加載荷位，分析常見鋼橋面鋪裝破壞產(chǎn)生的機(jī)理，以期對鋼橋面鋪裝設(shè)計與施工具有較好的指導(dǎo)作用。

1　有限元模型

1.1模型的基本假設(shè)

鋼箱梁剛?cè)釓?fù)合鋪裝方案如圖1所示［2］，建立局部梁段的正交異性板體系有限元模型時，假設(shè)鋼板、橫隔板、加勁肋這類鋼材以及上面層SMA13為彈性材料。由于粘結(jié)層較薄，不單獨(dú)考慮粘結(jié)層。鋪裝層與鋼橋面板間完全粘結(jié)，不考慮兩者的相對滑移，且不考慮結(jié)構(gòu)自重的影響。橫隔板底部完全固結(jié)，同時，鋪裝層、鋼板、縱向加勁肋無水平位移。

圖1　剛?cè)釓?fù)合鋪裝結(jié)構(gòu)

1.2模型的結(jié)構(gòu)參數(shù)

橫橋向由6個U形加勁肋組成，寬3.6m，順橋向長9m，包含3跨，4塊橫隔板。橫隔板間距3m，高1m，板厚10mm；U形加勁肋高284mm，開口寬度295.5mm，下閉口寬度170mm，U肋間距300mm，板厚8mm；橋面板厚度16mm。上層SMA13厚度30mm，混凝土下面層厚度50mm，如表1所示。

表1　有限元模型材料參數(shù)

1.3計算荷載

在計算模型中使用單個車輪荷載加載方式施加荷載，荷載取值參照《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》JTG D60-2004［3］中規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)車輛，即采用后軸單側(cè)車輪的重力，其標(biāo)準(zhǔn)值140/2= 70kN，簡化車輪荷載的著地面積為長、寬分別為0.2m、0.6m的矩形，只考慮車輪荷載作用和30%的沖擊系數(shù)。

1.4計算荷位

根據(jù)車輪荷載相對U形加勁肋和橫隔板的位置，本文分別沿橫橋和縱橋布置荷位。以荷載中心為控制點(diǎn)，荷位1、2、3分別表示車輪荷載的中心作用在U形肋的正上方、U形肋邊正上方以及兩個U形肋中心之間的正上方。如圖2所示。

圖2　車輪荷載橫向加載位置

縱橋向在中間跨取五個加載位置，把荷載中心作為控制點(diǎn)，用0.375m的等間距從橫隔板正上方移動到兩橫隔板跨中位置，如圖3所示。

圖3　車輪荷載縱向加載位置

1.5有限元模型

有限元模型包含了鋼橋面板、U形加勁肋、橫隔板、上面層SMA13、下面層剛性混凝土和剪力連接件，為了提高分析精度，對剪力連接件上綁扎的鋼筋網(wǎng)也展開了模擬。模型如圖4所示。

圖4　有限元模型

2　鋼橋面剛?cè)釓?fù)合鋪裝力學(xué)分析

2.1SMA13上面層應(yīng)力分析

由圖5-圖7可知：受橫隔板的影響，三個荷位下的縱向最大拉應(yīng)力在縱橋向都呈現(xiàn)先增大再減小的趨勢，當(dāng)荷載中心距離橫隔板0.375m的位置處出現(xiàn)峰值。鋪裝層在橫隔板位置由于有支撐作用而應(yīng)力不大，而在其附近無支撐作用，剛度發(fā)生突變而出現(xiàn)大的變形［4］。

圖5　橫向荷位1下SMA13上面層的拉應(yīng)力

圖6　橫向荷位2下SMA13上面層的拉應(yīng)力

圖7　橫向荷位3下SMA13上面層的拉應(yīng)力

對比不同橫向荷位下的橫、縱向拉應(yīng)力值，發(fā)現(xiàn)在縱橋向除了橫隔板、跨中斷面，其余位置的拉應(yīng)力均是縱向大于橫向。除環(huán)氧瀝青鋼橋面鋪裝結(jié)構(gòu)，傳統(tǒng)的幾種鋼橋面鋪裝結(jié)構(gòu)的整體剛度比較小［5］，所以鋪裝層應(yīng)力在輪載作用下表現(xiàn)出橫向拉應(yīng)力值大于縱向拉應(yīng)力的局部效應(yīng)。但是這里的“上層SMA13+下層輕質(zhì)混凝土”鋼橋面復(fù)合鋪裝結(jié)構(gòu)卻是有所不同，這表明了剛?cè)釓?fù)合鋪裝整體剛度提高，受力的局部效應(yīng)減弱。

2.2混凝土下面層應(yīng)力分析

通過有限元計算3個橫向荷位作用下混凝土下面層的應(yīng)力計算結(jié)果見圖8-圖10。

圖8　橫向荷位1下混凝土下面層的拉應(yīng)力

圖9　橫向荷位2下混凝土下面層的拉應(yīng)力

圖10　橫向荷位3下混凝土下面層的拉應(yīng)力

（1）混凝土下面層的橫向拉應(yīng)力均隨輪載的移動呈現(xiàn)先減小再增大的趨勢，其最大值出現(xiàn)在橫隔板斷面位置。

（2）不同橫向荷位下混凝土下面層的縱向拉應(yīng)力水平較高，并在荷載距離橫隔板0.375 m處鋪裝層下面層出現(xiàn)了峰值，在橫隔板上方出現(xiàn)了應(yīng)力局部集中的現(xiàn)象，這與SMA13上面層有相同的變化規(guī)律。其中在荷位2出現(xiàn)了最大峰值，其值為1.4366MPa。該值比C50混凝土的抗拉設(shè)計強(qiáng)度1.83MPa要小，所以一定要選擇抗拉強(qiáng)度較高且韌性較好的混凝土材料作為下面層。本文中的輕質(zhì)混凝土摻入了纖維可以達(dá)到增韌改性的效果。另外，除了橫隔板斷面和跨中斷面，其它地方的縱向拉應(yīng)力水平都要比橫向拉應(yīng)力大，鋪裝層整體剛度的提高和受力的局部效應(yīng)變?nèi)酢?/p>

（3）不同荷位下混凝土下面層中的主拉應(yīng)力均表現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，并且在縱橋向距離橫隔板0.375m的位置達(dá)到最大值。并且同混凝土下面層中縱向拉應(yīng)力值比較靠近。所以在實(shí)際測量中，可以用縱向拉應(yīng)力來代替主拉應(yīng)力。

2.3鋪裝層與鋼板間剪應(yīng)力分析

通過有限元計算3個橫向荷位作用下的鋪裝層和鋼橋面板間的剪應(yīng)力，計算結(jié)果見圖11-圖13。

圖11　橫向荷位1下鋪裝層與鋼板間的剪應(yīng)力

圖12　橫向荷位2下鋪裝層與鋼板間的剪應(yīng)力

圖13　橫向荷位3下鋪裝層與鋼板間的剪應(yīng)力

（1）不同橫向荷位下的層間橫向最大剪應(yīng)力最大峰值均出現(xiàn)在橫隔板位置，之后，隨著荷載從橫隔板移動到跨中的過程中，鋼板和鋪裝層界面間的縱向剪應(yīng)力迅速降低，橫向荷位1在距離橫隔板0.375m的斷面出現(xiàn)最小峰值，橫向荷位2在距離橫隔板0.75m的斷面出現(xiàn)最小峰值，橫向荷位3在距離橫隔板1.125m的斷面出現(xiàn)最小峰值，此后又分別逐漸增大跨中。

（2）不同橫向荷位下的層間縱向最大剪應(yīng)力在縱橋向各加載斷面的變化規(guī)律比較一致，最大峰值均出現(xiàn)在橫隔板位置，之后，隨著荷載從橫隔板移動到跨中的過程中，其值迅速降低，在距離橫隔板0.375m的斷面出現(xiàn)最小峰值，此后又逐漸增大至跨中，除在荷位1縱橋向最不利為跨中斷面，其余荷位均在為橫隔板位置最不利。

（3）通過對比分析不同橫向荷位下的橫向、縱向剪應(yīng)力，發(fā)現(xiàn)前者明顯大于后者。因此橫橋方向為層間剪應(yīng)力的主要控制方向，且橫向剪應(yīng)力是鋪裝層和鋼箱梁頂板間粘結(jié)破壞的主要控制指標(biāo)。

2.4鋪裝層最大撓度分析

通過有限元計算3個橫向荷位作用下的剛?cè)釓?fù)合鋪裝結(jié)構(gòu)表面最大豎向位移，計算結(jié)果見表2。

表2　鋪裝層表面最大彎沉

通過對比不同橫向荷位下的鋪裝層表面最大彎沉，發(fā)現(xiàn)均呈現(xiàn)持續(xù)增長的趨勢，在跨中斷面達(dá)到最大值，在縱橋向各斷面的變化規(guī)律相同，這是由于U形加勁肋間距比較小，鋪裝結(jié)構(gòu)在橫向的剛度分布較均勻，因此受力時表現(xiàn)出變化一致的現(xiàn)象［6］。但表面最大彎沉在縱橋向的最小峰值與最大相比增加了400%，則說明正交異性鋼橋面板縱向剛度變化較大。比較3個荷位的受力情況，鋪裝層表面最大彎沉值在荷位3且縱向加載跨中位置最不利。

3　結(jié)論

針對剛?cè)釓?fù)合鋪裝方案建立了局部鋼箱梁結(jié)構(gòu)的三維實(shí)體靜力有限元模型，研究了荷載作用下鋪裝層的力學(xué)特性，得到如下結(jié)論。

（1）鋪裝層中縱向拉應(yīng)力水平大于橫向拉應(yīng)力，且接近主拉應(yīng)力值，因此可替代主拉應(yīng)力，作為鋪裝層開裂破壞的主要控制指標(biāo)。與幾種傳統(tǒng)的鋼橋面鋪裝結(jié)構(gòu)相比，鋪裝層整體剛度得到提高，受力的局部效應(yīng)變?nèi)酢?/p>

（2）橫向剪應(yīng)力遠(yuǎn)大于縱向剪應(yīng)力，可將其作為控制鋪裝層間剪切破壞的主要控制指標(biāo)。

（3）通過鋪裝層最大撓度分析可知正交異性鋼橋面板橫向的剛度分布較均勻，縱向剛度變化較大。

（4）剛?cè)釓?fù)合鋪裝結(jié)構(gòu)縱向最大拉應(yīng)力最不利荷載位置往往出現(xiàn)在距離橫隔板0.375m處。SMA13上面層中拉應(yīng)力以及鋪裝層與鋼板間剪應(yīng)力峰值均出現(xiàn)在橫隔板位置，因此可對鋼橋面板的結(jié)構(gòu)構(gòu)造進(jìn)行優(yōu)化，特別是橫隔板構(gòu)造，以改善復(fù)合鋪裝結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，延長鋪裝結(jié)構(gòu)的使用壽命。

［1］皮育暉，陳仕周.澆注式瀝青混凝土在橋面鋪裝中的應(yīng)用［J］.中外公路，2006（1）：155-158.

［2］姚永永.鋼箱梁橋面鋪裝層材料與結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計研究［D］.武漢：武漢理工大學(xué)，2007.

［3］中交公路規(guī)劃設(shè)計院.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.

［4］崔晨，孫立軍.正交異性鋼橋面鋪裝的力學(xué)分析［J］.公路工程，2010（6）：49-53.

［5］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.

［6］姚波，霍成軍，程剛.開口加勁肋正交異性鋼橋面鋪裝力學(xué)分析［J］.中外公路，2008（6）：141-144.

責(zé)任編輯：孫蘇，李紅

Mechanics Analysison Rigid-flexible Composite PavementStructureof Fabricated Steel Box GirderBridge Deck

This paper chooses rigid-flexible composite steelbox girder bridge deck as the research object，establishes a three-dimensional finite element modelof orthotropic plate and pavement to explore the distribution rule of themechanical response from the rigid-flexible composite pavementand the bridgedeck interface underwheel loads.The analysis shows that the overall stiffness of the rigid-flexible composite pavementstructure isgood，and the local effects of pavement force weakens；longitudinal tensile stress is themain control indicator of the tensile stress in the rigid-flexible pavement composite；thestiffnessmutation oforthotropic plate isprone to themaximum stress.The resultsprovide a theoreticalbasis forpavementdesign.

orthotropic plate；rigid-flexible composite pavement；finiteelement；shear connector

［TU 997］，U 443.33

A

1671-9107（2016）08-0023-04

10.3969/j.issn.1671-9107.2016.08.023

2016-07-06

吳國雄（1966-），男，湖北崇陽人，博士，教授，主要從事路面結(jié)構(gòu)分析與破壞機(jī)理、公路邊坡治理與加固、山區(qū)公路線形設(shè)計理論與方法、道路cad和道路立交規(guī)劃設(shè)計理論與方法等研究和教學(xué)工作。