钢-超薄UHPC层轻型组合桥面性能研究

邵旭东，张松涛,2，张 良，欧阳泽卉

(1. 湖南大学 土木工程学院,湖南 长沙 410082; 2. 广州市市政工程设计研究总院,广东 广州 510000)

钢-超薄UHPC层轻型组合桥面性能研究

邵旭东1，张松涛1,2，张 良1，欧阳泽卉1

(1. 湖南大学 土木工程学院,湖南 长沙 410082; 2. 广州市市政工程设计研究总院,广东 广州 510000)

提出一种钢-超薄UHPC(Ultra-High Performance Concrete)层轻型组合桥面，既使得该组合桥面能运用于铺装层较薄的桥面结构，又降低了正交异性钢桥面的疲劳开裂风险，避免了沥青铺装的病害问题。以某大桥为工程背景，从有限元分析和试验两方面对此结构的性能进行研究。结果表明：35 mm UHPC层对正交异性钢桥面板受力性能改善明显，顶板应力幅下降达到68.72%，U肋和横隔板接近14.74%～34.11%，可大大降低钢桥面板疲劳开裂风险。试验得出的UHPC层横桥向开裂强度26.3 MPa，大于有限元计算下车辆荷载作用产生的最大应力7.36 MPa，证明了此组合桥面结构的可行性。

桥梁工程；超薄UHPC层；应力分析；轻型组合桥面；正交异性钢桥面

0 引 言

目前，大跨径钢桥面铺装大多采用沥青铺装。然而，由于桥面板刚度较低，受重载以及南方夏季高温等原因，钢桥面易出现铺装层损坏[1]和钢桥面结构疲劳开裂[2]等病害。例如，2005年建成通车的润扬长江公路大桥，已于2007—2011年对其铺装层进行了较大范围病害集中处治。根据2012年对大桥钢桥面55 mm厚环氧沥青铺装定期调研情况来看，铺装病害主要表现为纵向开裂、网裂、坑槽、层间脱空、钢板锈蚀等，破损面积较大，已经影响了行车的安全性[3]。1997年建成的虎门大桥通车后逐渐暴露出正交异性钢桥面板与纵肋焊接处的疲劳破坏问题以及铺装层损坏问题[4-5]。

由于部分钢桥(如润扬长江大桥)的铺装厚度仅55 mm，早期研究的钢-UHPC层组合桥面结构的UHPC层厚度大部分在50 mm以上，加上磨耗层[6]的厚度，总厚度能达到70 mm左右，不能适应此类桥梁的铺装更换要求，这里需对“超薄”的UHPC层轻型组合桥面进行研究。笔者提出钢-超薄UHPC层轻型组合桥面结构，目的在于更大程度地适应桥梁铺装层厚度较小的桥面结构，就是将正交异性钢桥面板和薄至35 mm的 UHPC层组合形成组合结构，然后在UHPC层上覆盖15～20 mm厚的磨耗层。但是，由于UHPC层的厚度已经减小到了35 mm，考虑保护层的厚度，如果采用20 mm短栓钉作为抗剪连接件，会出现两个问题：首先是实际运用中发现，国内厂商暂时无法制造此种符合要求的短栓钉，其次是短栓钉和UHPC的锚固长度太短，安全性降低，因此考虑采用焊接于正交异性钢桥面顶板的钢筋网作为抗剪连接件。对于这种超薄的钢-配筋UHPC层组合结构的抗弯性能还需仔细研究。

为此，笔者以某大桥作为工程背景，从有限元分析和模型试验两个方面，对钢-超薄UHPC层轻型组合桥面进行研究，从而论证其运用于正交异性钢桥面铺装的可行性。

1 有限元分析

某大桥是一座单跨双铰简支悬索桥，其加劲梁为闭口扁平流线型钢箱梁，桥面系为正交异性钢桥面，该大桥的主要设计参数：主缆跨径1 490 m,矢跨比 1/9.96，索塔高度156.5 m，加劲梁高3.0 m，加劲梁宽36.3 m，吊索间距16.1 m。正交异性桥面板构造参数：顶板厚14 mm，U肋厚6 mm，上口宽300 mm，下口宽169 mm，U肋高280 mm，U肋间距600 mm。

1.1 整体分析

利用Midas-Civil有限元分析软件建立空间整体模型，采用如图1所示的组合桥面构造设计方案。即在正交异性钢面板顶板上浇筑35 mm UHPC层，然后在UHPC层上铺设15～20 mm厚磨耗层。

图1 组合桥面构造设计方案Fig.1 Design scheme of composite bridge deck

整体计算是按照表1中的三种工况计算的，计算模型如图2。

图2 Midas整体有限元计算模型Fig.2 Midas overall finite element model

表1 Midas整体模型计算工况

由表2中的计算结果可知，若将原55 mm环氧沥青铺装换成35 mm UHPC层+20 mm磨耗层，则其主缆轴力较原桥面铺装下的主缆轴力增大1.010%，若换成35 mm UHPC层+15 mm磨耗层后反而减小0.144%，可见改换组合桥面后其主缆轴力增加或减少的程度相对原铺装下的主缆轴力都比较小，因此，换成组合结构不会对原桥结构造成较大影响，可以保证其安全性。对于两种组合桥面结构，第2种方案要优于第1种方案。

表2 主缆轴力变化

1.2 基于热点应力法的轻型组合桥面ANSYS局部分析

1.2.1 名义应力法和热点应力法简介

所谓的名义应力是指按照弹性理论计算出来的母材或者临近开裂位置的焊缝上的应力。目前，各国钢桥的疲劳验算多采用基于截面的名义应力法，该方法适用于构件受力较明确的情况。但随着钢桥的重载化和整体化，钢结构无论是从几何构造方面还是受力方面来讲都比较复杂，而名义应力法对复杂的正交异性钢桥面结构效果不理想，现行规范在对应的应力验算细节上也没有规定。

热点应力又称结构应力或几何应力，是接近焊趾的母材上的最大主应力，即考虑结构构造细节应力集中的总体几何应力，但不考虑焊缝外形引起的局部应力集中。热点应力法是目前综合考虑评估精度和工程应用两个关键因素的最佳选择，是可以反映正交异性钢桥面板疲劳开裂实质[8-9]。

1.2.2 组合桥面的局部分析

取大桥加劲梁一个吊装梁段(5跨共16.1 m，每跨3.22 m)，利用有限元分析软件ANSYS进行局部轮载分析，为加快计算速度，局部计算模型取半幅宽，忽略风嘴，宽16.45 m，模型材料力学参数如表3，ANSYS模型如图3。

表3 模型材料力学参数

图3 ANSYS局部有限元计算模型Fig.3 ANSYS local finite element model

分析中的钢板是采用4节点弹性壳单元SHELL63模拟，UHPC层采用3D 8节点实体单元SOLID45模拟，底板U型肋、腹板开口肋和钢筋焊接点的焊缝采用BEAM189单元模拟。底板U型肋和腹板开口肋的通过实际模拟其截面形状，由程序计算其刚度，钢筋焊接点焊缝的尺寸为50 mm×10 mm，其抗剪刚度取值于试验得出的平均值1 838 kN/mm。分析中考虑了纯钢梁以及钢-UHPC层组合梁两种模型，组合梁模型偏安全考虑UHPC与钢桥面板之间的滑移效应。即在整个钢面板和UHPC的结合面，只考虑UHPC层中钢筋网和钢面板焊接点处钢面板和UHPC层的连接效果，其他部位不考虑钢板和UHPC层之间的横向黏接抗剪能力，按可滑移处理，焊点的纵桥向间距为400 mm，横桥向间距为300 mm。

对于选取梁段模型的边界条件，为了最大程度地接近实际情况，在横隔板端部，约束钢箱梁的纵桥向平动自由度和绕竖直方向与横桥向的转动自由度，在半幅箱梁对称轴处采用对称约束，在吊点处仅考虑约束吊索方向的竖向位移。

为了找到正交异性钢桥面板各应力验算细节在轮载作用下的最不利位置和应力值，施加轴重140 kN的单轴轮载，考虑冲击系数1.15倍加载。局部轮载作用面积为一个轴的加载面积，即两块尺寸为200 mm(纵桥向)×600 mm(横桥向)的加载面积[10]。在横桥方向上局部轮载的布置分为正U肋、U肋间和骑U肋3种加载位置，如图4，在纵桥向分别选取第3跨跨中以及第2跨与第3跨之间横隔板两处加载，因此一共有6个加载位置。

图4 车轮荷载在桥面板上的横向布置Fig.4 Transverse distribution of wheel loads on decks

根据文献[11]所述正交异性钢桥面板疲劳开裂的主要位置，应力验算细节取下面5类构造细节，如图5，分别是：①顶板与U肋焊接处附近的顶板位置；②顶板与U肋焊接处附近的U肋位置；③U肋与横隔板焊接处附近的横隔板位置；④横隔板弧形缺口处；⑤U肋底部对接焊缝处。热点应力的提取方法应用最广泛的当属表面外推的方式，这里采用国际焊接协会推荐的表面外推法中的两点线性外推法[12-14]，其外推原理如图6。

图5 应力验算细节Fig.5 Stress checking details

图6 两点线性外推原理Fig.6 Principle of two linear extrapolation

对图5应力验算细节①～③，按照国际焊接协会中热点应力的计算的推荐标准对其ANSYS网格进行局部细划分。对于细节①和②分别选择距离焊接位置0.5 t和1.5 t作为外推点(t为外推点处焊接板的厚度)，将外推点获得的应力值按照公式(1)进行外推，从而得到该位置处的热点应力值；细节③选择沿着过焊孔弧线作为外推路径，选取距离焊接位置5 mm、15 mm处作为外推点，按照公式(2)进行外推以获得热点应力值。以顶板细节①为例，图7示出了其网格细划分的情况以及外推点的选择。对于细节④过焊孔弧形缺口位置，由于远离焊接构造，故直接取最大名义应力。对于细节⑤，由于其热点应力与名义应力相近，直接取其名义应力作为热点应力。

σhs=1.5σ0.5t-0.5σ1.5t

(1)

σhs=1.5σ5-0.5σ15

(2)

式中：σhs为为热点应力；σ0.5t,σ1.5t,σ5,σ15为距离焊接位置0.5t mm,1.5t mm,5 mm和15 mm处的应力。

图7 细节①热点应力外推示意Fig.7 The extrapolation of hot spot stress of detail ①

1.2.3 各类应力验算细节中最不利位置的确定

分别计算在上述模型在6种加载位置下，对应图5所示各类应力验算细节的拉应力和压应力最大值，将上述应力最大值的位置，作为计算各类应力验算细节疲劳应力幅的最不利位置，计算结果如表4。表4中正值为最大拉应力，负值为最大压应力。

表4 各细节的应力最大值以及应力降幅

1.2.4 各类应力验算细节最不利位置疲劳应力幅

取表4计算得出的各类应力验算细节的最不利位置，采用重复加载的方法计算其应力幅，由于正交异性桥面板局部受力特征明显，计算采用标准重车后轴(140 kN+140 kN)双联轴加载，沿着桥梁纵向重复加载，模拟重车后轴驶过计算梁段的过程，在各最不利位置附近采用较小的加载间距，并且在横桥向也根据正U肋、U肋间和骑U肋3种横向分布情况进行加载，得到各应力验算细节最不利位置在整个加载过程的应力变化情况，从而得到各类应力验算细节最不利位置在标准重车后轴作用的过程中的应力幅，5种应力验算细节最不利位置最大应力幅的情况见表5。

表5 各不利位置应力幅最大值

由表5可以看出，35 mm UHPC层对钢结构的受力情况有明显的改善作用，尤其是对顶板应力幅的降低作用达68.72%，U肋以及横隔板的应力幅也有14.74%到34.11%的下降。计算得出，UHPC层表面最大拉应力为7.48 MPa，横向拉应力为7.36 MPa。

2 试验研究

为了研究钢-超薄UHPC层轻型组合结构的性能，文献[15]已证明，由于正交异性钢板-UHPC组合结构纵桥向受弯时，截面中和轴位于纵肋上，此时的UHPC层具有较大的偏心距，使得UHPC层内钢筋能发挥更大的作用，因而具有更高的抗拉强度。由此可知，正交异性钢板-超薄UHPC组合桥面板结构的横桥向受力较纵桥向受力情况不利，设计时应更重视UHPC层的横桥向受力特征。由于纵桥向的强度要明显高于横桥向的强度，因此选择横桥向模型，忽略纵桥向U肋对面板的作用，进行横桥向组合桥面板抗弯试验。对于采用焊接钢筋网作为抗剪连接件，文献[16]已经由试验验证，钢筋网抗剪连接件比短栓钉连接件有更佳的抗剪性能，常用尺寸下的钢筋网连接件抗剪能力是短栓钉连接件的3倍，是能够保证组合板抗剪性能的。

2.1 试验材料

试验试件UHPC层采用活性粉末混凝土组分配方，钢纤维体积掺量为3.5%，采用蒸汽养护，钢筋和钢板分别采用HRB335和Q345C级钢材。加载前对活性粉末混凝土进行了材料特性试验如表6。

表6 活性粉末混凝土材料特性

2.2 受弯全过程试验

2.2.1 试件概况

试件长宽高分别为1 200 mm×200 mm×49 mm，其中钢板厚度采用大桥正交异性钢桥面的顶板厚度14 mm，UHPC层的厚度为35 mm。横纵向钢筋直径均采用直径为10 mm的钢筋，底部横向钢筋间距均为50 mm，焊接严格控制焊缝长度。图8以试件B5为例，绘出了底部横向钢筋焊接的构造示意图，焊缝的焊接总面积与采用栓钉抗剪时的焊接总面积相近为原则，中部的横向钢筋采用长40 mm的焊缝，两端的各采用两条长20 mm的焊缝，其余试件除了纵向钢筋的数量和间距不同外，横向钢筋的数量、间距以及焊接方式均相同。试件分为4组，每组采用不同的纵向配筋方式，横向配筋方式和焊接方式均相同，纵向钢筋在上部，横向钢筋在下部，不同组试件的横截面如表7，UHPC层厚度如图9。

图8 试件B5底部横向钢筋焊接构造Fig.8 Welded construction of bottom transverse bar of specimen B5

表7 试件横截面构造

图9 UHPC层厚度Fig.9 Thickness of UHPC layer

2.2.2 加载方案

试验方案采用四点加载方案，中间400 mm段为纯弯段，上部UHPC层受弯拉作用，下部钢板受压，如图10，图中单位为mm。

图10 试验板四点加载方案Fig.10 Four-point loading plan of test plate

2.2.3 试验结果

表8汇总了各组试件在受弯全过程中的各项数据，包括两端传感器的平均荷载值，纯弯段的应力和应变值，尤其关注UHPC层表面出现宽度达到0.05 mm的裂缝以及达到极限强度时上述测量值。绘制得到各组试件荷载-跨中位移曲线的平均值和应力-应变曲线的平均值如图11和图12。根据裂缝发展的情况，首先是在纯弯段两侧的支座处出现横向裂缝，随着荷载值的增加，裂缝分布由纯弯段两侧支座处向跨中逐渐出现，裂缝宽度增大，长度沿着横向伸长，最后横向裂缝贯通，试件破坏。

表8 试件受弯全过程关键点数据

图11 各组荷载-跨中位移平均值的曲线Fig.11 Average value of load-midspan displacement curve

图12 各组应力-应变平均值的曲线以及临界应力Fig.12 Average of stress-strain curve and critical stress

2.3 试验结果分析

根据文献[17]得出的结论，UHPC层的临界裂缝宽度为0.05 mm，当裂缝宽度小于临界宽度时，此时裂缝的出现对结构的使用性能和耐久性能基本没有影响，因此笔者将出现0.05 mm裂缝时的荷载定义为结构耐久性发生变化的临界荷载，此时的应力定义为临界应力或开裂应力。由表11以及图9、图10的试验结果可知，当配筋率达到5.61%，即纵向配置5根钢筋的时候，最小的开裂前应力也已经达到了26.3 MPa，是理论计算中车辆荷载作用下UHPC表层横桥向弯拉应力的4倍之多，因此是能够保证结构安全可靠的。

3 结 论

以某大桥为工程背景，通过有限元计算与试验对钢-超薄UHPC层轻型组合桥面的性能进行研究，得到以下结论：

1)对钢-超薄UHPC层轻型组合桥面整体分析表明，采用超薄UHPC层的轻型组合桥面能够保证铺装层较薄的桥梁结构的整体安全性，这是进一步研究的前提条件。

2)局部分析中车辆荷载作用下的钢桥面顶板在横桥向的应力幅下降最大，达到68.72%，U肋以及横隔板应力幅下降接近14.74%～34.11%，因此可显著改善正交异性钢桥面板的受力性能。

3)对钢-超薄UHPC层组合桥面板的抗弯试验表明，当配筋率达到5.61%时，UHPC层开裂前的应力已经达到了26.3MPa，是实桥设计荷载下UHPC层表层横桥向最大拉应力7.36 MPa的4倍，即超薄UHPC层的强度已经完全能满足组合桥面的应力、抗裂等要求，方案是可行的。

4)将钢-UHPC层组合桥面板的厚度从70 mm以上减小到了50 mm左右，使得组合桥面板的运用范围更广，可以在尽量不改变此类铺装层较薄桥梁受力的情况下满足桥梁铺装的更换要求，解决了实际工程运用中遇到的问题。

[1] 黄卫.大跨径桥梁钢桥面铺装设计[J].土木工程学报,2007,40(9):65-77. HUANG Wei.Design of deck pavement for long-span steel bridges [J].ChinaCivilEngineeringJournal,2007,40(9):65-77.

[2] 童乐为,沈祖炎.正交异性钢桥面板疲劳验算[J].土木工程学报,2000,33(3):16-21. TONG Lewei,SHEN Zuyan.Fatigue assessment of orthotropic steel bridge decks [J].ChinaCivilEngineeringJournal,2000,33(3):16-21.

[3] 孙春林.润扬长江公路大桥钢桥面铺装养护维修的监理要点[J].华东公路,2013(1):13-15. SUN Chunlin.Supervision points of maintenance and repair of Runyang Yangtze river highway bridge steel deck pavement [J].EastChinaHighway,2013(1):13-15.

[4] 陈斌,邵旭东,曹君辉.正交异性钢桥面疲劳开裂研究[J].工程力学,2012,29(12):170-174. CHEN Bin,SHAO Xudong,CAO Junhui.Study of fatigue cracking for orthotropic steel bridge deck [J].EngineeringMechanics,2012,29(12):170-174.

[5] 王迎军,朱桂新,陈旭东.虎门大桥钢桥面铺装的使用和维护[J].公路交通科技,2004,21(8):64-67. WANG Yingjun,ZHU Guixin,CHEN Xudong.The using and maintenance of the steel deck pavement in Humen Bridge [J].JournalofHighwayandTransportationResearchandDevelopment,2004,21(8):64-67.

[6] 章莹.超薄磨耗层施工技术在高速公路养护中的应用[J].安徽建筑,2009,16(5):99-100. ZHANG Ying.The application of nova chip surface treatment process to highway surface maintenance [J].AnhuiArchitecture,2009,16(5):99-100.

[7] 钟建驰.润扬长江公路大桥建设(悬索桥)[M].北京:人民交通出版社,2006,3-20. ZHONG Jianchi.ConstructionofRunyangYangtzeRiverHighwayBridge(SuspensionBridge)[M].Beijing:China Communications Press,2006,3-20.

[8] 王亚飞,徐海鹰.热点应力法进行钢桥疲劳检算[J].铁道工程学报,2012(9):49-58. WANG Yafei,XU Haiying.Check of steel bridge fatigue with hot spot stress method [J].JournalofRailwayEngineeringSociety,2012(9):49-58.

[9] 蒲黔辉，高立强,刘振标,等.基于热点应力法的正交异性钢桥面板疲劳验算[J].西南交通大学学报,2013,48(3):395-401. PU Qianhui,GAO Liqiang,LIU Zhenbiao,et al.Fatigue assessmentof orthotropic steel bridge deck based on hot spot stress method [J].JournalofSouthwestJiaotongUniversity,2013,48(3):395-401.

[10] 中交公路规划设计院.公路桥涵设计通用规范:JTG D60—2004[S].北京:人民交通出版社,2004. CCCC Highway Consultants.GeneralCodeforDesignofHighwayBridgeandCulverts:JTG D60—2004[S].Beijing:China Communications Press,2004.

[11] RASMUS W,JOHN F.Analysis of an orthotropic deck stiffened with a cement-based overlay [J].JournalofBridgeEngineering,2007,12(3):350-363.

[12] HOBBACHER,A F.RecommendationsforFatigueDesignofWeldedJointsandComponents[R].Paris:International Institute of welding,2003.

[13] HOBBACHER A F.The new IIW recommendations for fatigue assessment of welded joints and components-a comprehensive code recently updated [J].InternationalJournalofFatigue,2009(31):50-58.

[14] FRUCKE W.Recommended hot spot analysis procedure for structural details of ships and FPSOs based on round-robin fe analyses [J].InternationalJournalofOffshoreandPolarEngineering,2002,12(1):40-47.

[15] 邵旭东,张哲,刘梦麟,等.正交异性钢-UHPC组合桥面板弯拉强度的实验研究[J].湖南大学学报(自然科学版),2012,39(10):7-13. SHAO Xudong,ZHANG Zhe,LIU Menglin,et al.Research on bending tensile strength for composite bridge deck system composed of orthotropic steel deck and thin RPC topping [J].JournalofHunanUniversity(NaturalScience),2012,39(10):7-13.

[16] 周环宇.钢-活性粉末混凝土(RPC)组合梁界面受剪分析[D].长沙:湖南大学,2013:36-41. ZHOU Huanyu.ResearchontheInterfacialShearResistanceoftheCompositeDeckSystemComposedofOrthotropicDeckandUltra-thinRPCLayer[D].Changsha:Hunan University,2013:36-41.

[17] JALIREZA R.ComputerModelingandInvestigationontheSteelCorrosioninCrackedUltraHighPerformanceConcrete[D].Kassel:Kassel University,2012:182-184.

Performance of Light-Type Composite Bridge Deck System with Steeland Ultra-thin UHPC Layer

SHAO Xudong1, ZHANG Songtao1, 2, ZHANG Liang1, OUYANG Zehui1

(1. College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, Hunan, P.R.China; 2. Guangzhou Municipal Engineering Design & Research Institute, Guangzhou 510000, Guangdong, P.R.China)

A kind of light-type composite bridge deck system composed with steel and ultra-thin UHPC (Ultra-High Performance Concrete) layer was proposed. The proposed composite bridge deck not only could be used in deck structure whose pavement was thin, but also could reduce the risk of fatigue cracking of orthotropic steel deck and avoid the damage of asphalt pavement. Taking a certain large-scaled bridge as an engineering background, its performance was studied from FEM analysis and experiment. The results show that the 35 mm UHPC layer significantly improves the performance of the orthotropic steel deck, the fatigue stress-range of the top deck plate reaches a decline of 68.72% and the trough rib and transverse rib reach a decline ranging from 14.74% to 34.11%. The 35 mm UHPC layer can significantly reduce the risk of fatigue cracking of the deck. The transverse cracking strength of the UHPC layer obtained form the experiment is close to 26.3 MPa, and it is bigger than the maximum stress value 7.36 MPa produced by vehicle load with finite element method, which proves the feasibility of the proposed composite bridge deck system.

bridge engineering; ultra-thin UHPC layer; stress analysis; light-type composite bridge deck; orthotropic steel plate

2015-03-03；

2015-06-14

国家自然科学基金项目(51178177)

邵旭东(1961—)，男，浙江富阳人，教授，博士生导师，主要从事大跨与新型桥梁结构的理论研究。E-mail：shaoxd@vip.163.com。

10.3969/j.issn.1674-0696.2016.01.05

U443.33

A

1674-0696(2016)01-022-06