朱勇战

(中铁第五勘察设计院集团有限公司，北京 102600)

随着桥梁服役年限的增加，世界各国的钢桥面板结构相继出现了大量的疲劳裂纹和铺装层破坏案例，较为典型的如Severn桥、Van Brienenoord桥、Haseltal桥、日本部分高速公路和东京市内高架桥等，我国1990年代开始建造的虎门大桥、海沧大桥等在运营数年后即出现了钢桥面病害现象[1]。国内外的研究表明，钢桥面疲劳开裂的原因可分为三类[2]：①钢桥面在车轮作用下，关键部位产生较大的应力集中，从而萌生大量裂纹；
②约束环境下，焊接区域产生较大的焊接残余应力，焊接残余应力大小很难预测，可能会比荷载产生的应力更大；
③制造加工开孔形式和焊缝的不适当，形成较为明显的应力集中引发点。日本钢结构委员会厚板焊接接头调查研究分委员会曾于2007年对日本阪神高速公路和首都高速公路中约7 000个闭口纵肋正交异性钢桥面板疲劳裂纹进行过统计分析，典型疲劳易损部位示意如图1所示，主要疲劳裂纹类型及其构成如表1所示[1]。我国的正交异性钢桥面板迄今发现的主要的疲劳裂纹类型及其比例与上述统计结果基本一致。

表1 正交异性钢桥面板典型疲劳易损部位及病害占比

图1 典型疲劳易损部位

传统的钢桥面铺装体系主要分为双层SMA体系、环氧沥青混凝土体系和浇注式沥青混凝土体系。钢桥面铺装层的破坏问题主要是开裂、与钢桥面的分离、车辙和抗滑能力不足；
另外，在我国钢桥面铺装层必须面对一些更为现实的问题，比如严重的货车超载，当车轮压力比设计活载大很多时，设计荷载模式从而不再合理，因此超载产生的破坏力也是设计必须考虑的实际问题[3]。

为解决正交异性钢桥面存在的普遍共性问题，近年来提出了超高性能混凝土(Ultra-High Performance Concrete,UHPC)-正交异性板组合桥面结构体系，可显著提高桥面的局部刚度从而减小轮压作用下的局部应力[4-7]。基于超高性能混凝土超强的力学性能和耐久性，能够有效抵抗常规桥面铺装抗拉、抗裂强度不足，同时解决钢桥面疲劳开裂和铺装层破坏两大技术难题，故廊坊市光明桥采用超高性能混凝土组合桥面结构体系，本文以此为例通过有限元计算分析和模型试验研究其力学性能。

廊坊市光明桥上跨京沪高铁、京沪铁路，孔跨布置为(118+268+118)m，双向6车道，考虑人行和非机动车上桥。主梁为上加劲体系变高连续钢桁梁[8]，主桁横向间距24.2 m，桥面全宽34.2 m，桥面采用超高性能混凝土组合桥面结构体系，铺装层为50 mm厚UHPC+30 mmSMA。钢桥面为14 mm正交异性钢桥面，U肋高280 mm，顶宽300 mm，底宽180 mm，板厚8 mm，横向间距600 mm；
主梁间横梁采用鱼腹式倒T形截面，板厚14 mm，间距2.80～3.05 m。主梁纵肋为连续结构，横梁处设U通过孔，所有纵梁、横梁与钢桥面板焊接成整体。

2.1 建立有限元计算模型

选取钢桁梁一个节间长度范围内桥面结构，建立三维实体计算分析模型，节段模型纵向上包含4个节间，长12.2 m，横向取半幅桥面。UHPC层与沥青混凝土磨耗层均采用实体单元，钢板均采用板壳单元模拟，计算时假设铺装层与钢桥面板间无相对滑移，提高模型计算效率，对轮载作用局部区域中的U肋、横梁区域及跨中进行了网格加密，网格尺寸为10 mm，非加密区域网格尺寸为100 mm，计算模型如图2所示。

图2 桥面板有限元计算模型

2.2 疲劳荷载

对于钢结构桥梁，交通荷载是导致疲劳破坏的主要因素。根据《公路钢结构桥梁设计规范》(JTG D64-2015)，桥面系构件应采用疲劳荷载模型Ⅲ(疲劳模型已考虑动力效应)，模型车轴载及分布见图3所示。该模型为单车模式，不与其它车辆同时出现，车辆最重，轮数较少，适用于局部受力构件的疲劳验算。根据城市桥梁荷载调研资料[9]，单轴轴重大于140 kN的超限车轴数量比例不足2%，其中90%以上的轴重均小于210 kN，因此考虑超载影响后，疲劳验算模型轴重采用210 kN，相当于超载系数(210 kN/120 kN=1.75)。车轮横桥向间距为2.0 m，顺桥向间距为1.2 m，轮载作用面积为0.6 m×0.2 m。

图3 疲劳荷载分布(单位：m)

荷载的纵向布置工况包含3个，分别为：A，两车轮对称分布在横梁两侧；
B，一车轮作用在两横梁之间；
C，两车轮对称分布于两横梁之间，如图4所示。结合英国规范BS5400的规定，针对重车道及相邻行车道进行加载计算，车辆中心线平行于车道中心线并在其临近不超过0.3 m范围内，将双轴荷载在车道上进行横向移动加载，移动步长取0.15 m，以确定最不利加载位置，两条车道共计10个加载工况，计算工况共包含30个，分别为A1～A10、B1～B10、C1～C10。

图4 车轮加载示意(单位：mm)

2.3 疲劳计算结果

正交异性钢桥面板典型的疲劳构造细节有加劲肋与顶板连接构造、加劲肋与横梁、连接构造及弧形切口处，研究选取的疲劳应力计算位置即针对以上构造，如图5所示。

图5 U肋应力计算位置

分别对80 mm厚传统柔性沥青铺装和三种超高性能混凝土组合结构体系钢桥面方案进行计算分析，计算结果见图6所示。

图6 U肋与顶板及横隔板连接的各应力计算位置最大应力幅

图6给出了两种常幅疲劳极限，其中500万次常幅疲劳极限为欧洲规范EC3采用值，1 000万次常幅疲劳极限为英国规范BS5400采用值。疲劳计算结果显示：①光明道立交桥采用传统80 mm厚沥青混凝土铺装方案，U肋与顶板连接构造中U肋侧的应力幅值超过了500万次常幅疲劳极限，具有较大的疲劳开裂风险。②采用组合桥面体系后，三种方案的加劲肋与面板连接构造、加劲肋与横梁连接构造及弧形切口的应力幅值基本低于1 000万次常幅疲劳极限，满足无限疲劳寿命的要求；
14 mm钢板+50 mmUHPC+30 mmSMA方案具有较好的经济性和抗疲劳性能。

3.1 有限元计算分析

桥梁整体计算采用Midas有限元分析软件，桥面板采用板单元建立，整体模型板单元结果涵盖了一、二体系的受力，以主桁下弦杆轴力引起的轴向应力作为面板结构的第一体系应力。主桁下弦杆在汽车活载、人群活载、支座沉降、温度、风组合作用下，最大拉应力为39.7 MPa，如图7所示，发生在主跨跨中范围内。由于UHPC层与面板通过密集短剪力钉连接形成组合结构，且面板结构相对于主桁而言，高度较小，为计算简便，面板与UHPC层的应变可视为相等，UHPC的应力由两者的弹模比(UHPC弹模取44.1 GPa，钢材弹模取220 GPa)换算得到，UHPC层的最大拉应力为7.9 MPa，发生在主跨跨中范围内。

图7 主桁下弦杆轴力引起的轴向应力(单位：MPa)

UHPC层第二、三体系计算模型与钢桥面板疲劳计算模型相同，所用的轴载和边界条件均一致。组合桥面体系UHPC层顺/横桥向拉应力如图8所示，各计算工况的顺/横桥向最大拉应力见表2。

图8 组合桥面UHPC层拉应力(单位：MPa)

表2 组合桥面体系方案UHPC层最大拉应力汇总 MPa

光明道钢桥面设计选用14 mm钢板+50 mmUHPC+30 mmSMA10的组合桥面铺装结构，根据疲劳和抗裂计算分析结果，考虑体系叠加效应后，桥面铺装顺桥向最大拉应力16.9 MPa，横桥向最大拉应力16.5 MPa。

3.2 模型试验研究

为研究钢-UHPC组合桥面板在局部车轮压力作用下UHPC板静力开裂强度，进行了钢-UHPC组合桥面板顺桥向弯曲试件以及6块横桥向弯曲试件的两点对称负弯矩加载试验。两类试验均采用两点对称加载方式，UHPC面朝下放置，顺桥向弯曲试件纯弯段长度为700 mm，横弯试件纯弯段长度为400 mm。顺桥向弯曲试件如图9所示，横桥向弯曲试件如图10所示。钢-UHPC组合桥面板试验试件根据结构刚度进行等效设计，顺桥向间距600 mm、高280 mm、板厚8 mm的U肋等效为高度和板厚相同的T型肋，横桥向直接为14 mm厚桥面钢板与5 cm厚的UHPC组合结构试件。

图9 顺桥向弯曲试件构造(单位：mm)

图10 横桥向弯曲试件构造(单位：mm)

试验分析了不同顺、横桥向钢筋的摆放形式与多种钢筋布置间距对钢-UHPC组合桥面板开裂强度的影响(试验结果见表3)。试验加载过程如图11所示，顺桥向弯曲试验竖向加载从0逐渐加载至230 kN，每次加载的荷载步为5 kN；
横桥向弯曲试验竖向加载从0逐渐加载至10 kN，每次加载的荷载步为0.2 kN。试验过程记录试件加载与对应的混凝土表面裂纹，根据所加荷载按组合截面毛截面计算试件UHPC层表面名义拉应力，得到各试件UHPC层表面出现0.05 mm宽度裂缝时的名义拉应力。

表3 不同构造参数开裂强度

图11 弯曲试件加载

由模型试验结果可知，采取50 mm间距钢筋网、横桥向钢筋在上的构造时，组合桥面体系UHPC层横向开裂强度为19.4～20.8 MPa，顺桥向开裂强度为21.2～30.0 MPa。光明道立交桥组合桥面体系中顺、横桥向拉应力均未达到开裂应力，在设计荷载作用下，组合桥面体系中UHPC层能够满足抗裂性能要求，且具备较大的静力承载能力富余度。

(1)UHPC具有超高的力学能力和耐久性，能够满足组合桥面结构体系的使用需求。

(2)采用超高性能混凝土组合桥面结构体系，能够较大程度降低正交异性钢桥面各构造细节的疲劳应力幅值，理论上实现无限疲劳寿命。

(3)组合桥面体系UHPC层具有较好的抗裂性能，设计荷载作用下，光明道立交桥组合桥面体系UHPC层顺桥向、横桥向均未出现裂纹，名义应力达到19.4 MPa时出现0.05 mm宽裂纹。

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