装配式钢箱梁桥面柔性铺装结构力学分析

吴国雄，荆梦瑶，伍成忱

（1重庆建筑工程职业学院，重庆400072；2重庆交通大学，重庆400074）

装配式钢箱梁桥面柔性铺装结构力学分析

吴国雄1，2，荆梦瑶2，伍成忱1

（1重庆建筑工程职业学院，重庆400072；2重庆交通大学，重庆400074）

该文选定钢箱梁柔性桥面铺装体系为研究对象，运用局部箱梁段分析法，以铺装层和钢桥面板作为整体，应用ANSYS软件，针对正交异形板、铺装层构建三维有限元模型，探讨了车轮荷载作用下钢桥面板界面、柔性铺装层的变形分布规律、应力状况等。研究发现，在轮载增加的同时表面最大弯沉、横向拉应力等均随之而增大；铺装层中拉应力值较小，铺装层与钢板间剪应力较大；横向拉应力为柔性铺装中拉应力的主要控制指标；正交异性板的刚度突变位置处应力值往往达到最大。研究结果对钢桥面铺装设计和施工具有一定的指导作用。

装配式钢箱梁；正交异性板；柔性铺装；有限元；结构力学；力学响应

0 引言

钢桥面铺装技术中针对铺装材料的研制和铺装结构优化问题，属于建设大跨径钢箱梁的热点、难点所在。常用材料如沥青铺装强度等性能与钢桥面板相差较大，且因各种因素如行车荷载、气候等的影响，铺装体系受力变形日趋复杂。在运用过程中，铺装层车辙、疲劳开裂等诸多病害现象也较为常见。国内外对桥面铺装问题等各方面都进行了深入的研究[1]。最早探究桥面铺装的为德国，而如美、日等国也随之展开，结合理论分析和工程实践，在各自形成的钢桥面铺装体系基础上，对相关规范、设计等加以制定。各国纷纷对上述结构加以引入，令其逐步发展成为钢桥面铺装结构的主流[2-4]。国内针对此开展的探究相对较晚，但目前已取得许多成果。如东南大学、同济大学探究了环氧沥青混凝土铺装材料适用性；选取江阴长江大桥、润扬长江大桥作为探究对象，东南大学对材料性能、铺装结构等开展深入研究工作。重庆交通科研设计院则对钢桥进行选定，如虎门大桥等，针对双层式SMA铺装方案进行探究，制定了公路钢桥桥面铺装的设计指南，使我国在这一方面的探究得以更为深入。

本论文选取钢箱梁柔性桥面铺装体系进行探究，通过正交异形板体系三维有限元模型的构建，探究钢桥面板界面、柔性铺装层的应力和变形分布规律。结合各种力学控制指标的运用，进而分析破坏钢桥面铺装的机理，为施工、设计工作奠定理论基础。

1 有限元模型

1.1 模型的基本假设

图1柔性铺装结构

图1 即为柔性铺装方案[5]，在对正交异形板体系有限元模型进行构建时，为确定铺装体系材料特性以及结构，作如下假设：

（1）假定钢桥面板、铺装层材料各向同性，弹性体具有连续均匀的特性；

（2）钢桥面板、铺装层、以及上下层界面均属于全接触，不考虑强度较高的玄武岩碎石颗粒、粘接层；

（3）不考虑钢桥面体系、铺装层结构自重影响；

（4）以横隔板底部完全约束、铺装层等作为模型边界条件。

1.2 有限元模型及结构参数

钢桥面板、粘度较高的改性沥青SMA10下面层SMA13上面层、纵向加劲肋等共同构成了有限元模型。

横桥向由六个U形加劲肋组成，宽度为3.6m，顺桥向长为9m，共有三跨，横隔板四块。横隔板以3m作为间距，高度为1m，厚度为10mm；U形加劲肋的高度为284mm，开口、下闭口宽度为295.5mm以及170mm，U肋间距以及板厚分别为300mm以及8mm；板面桥厚度为16mm。上面层SMA13以及下面层SMA10厚度分别为30mm以及40mm。表1为各材料参数。

表1 有限元模型材料参数

以solid65单元来对桥面钢桥面板、铺装层进行模拟，shell63壳单元则可对其余结构进行模拟。模型如图2所示。

图2 有限元模型

1.3 计算荷载

在计算模型中使用单个车轮荷载施加荷载（依据《公路桥涵设计通用规范》JTG D60-2004[6]中规定的标准车辆，以70kN作为标准值），车轮荷载着地面简化为宽0.2m长0.6m的矩形，只考虑30%的冲击系数的荷载。

1.4 计算荷位

依据车轮荷载相距横隔板、相对U形加劲肋位置，从纵桥、横桥向对荷载位置进行布置。横桥向布置3种荷位，控制点设定为荷载中心，图3即为横向荷位作用位置。荷位1到荷位3即表示在U形肋正上方、边正上方、以及之间正上方对应的车轮荷载中心作用。

在中间跨，纵桥向布置七个加载位置作为荷载布置，其与横隔板距离具体如下，即0m、0.125m、0.15m、0.375m、0.75m、1.125m、1.5m，如图4所示。

图3 车轮荷横向加载位置

图4 车轮荷载纵向加载位置

2 钢桥面柔性铺装力学分析

2.1 SMA13上面层应力分析

通过有限元模型计算，SMA13上面层应力结果如下。

（1）不同横向荷位下的铺装上面层横向拉应力变化并无明显的规律，但纵向最大拉应力因横隔板影响，认识到数值先增大后减小，且在0.125m这一位置有最大值出现。主要是因为横隔板位置纵向拉应力刚度发生突变，横隔板的正上方的铺装结构有横隔板支撑，因此变形往往较小，而和横隔板相距较近的位置则不存在支撑，则会有较大纵向拉应力，出现应力局部集中现象[7]。

图5 横向荷位1下SMA13上面层的拉应力

图6 横向荷位2下SMA13上面层的拉应力

图7 横向荷位3下SMA13上面层的拉应力

（2）结合横向荷位1到3的对比可以发现，纵向拉应力水平远比横向拉应力小，结合表2可以发现，纵向拉应力不论在何种工况之下，最大值均处于0.1MPa以内，主要是因为双层SMA铺装层钢桥面铺装的刚度整体偏小。SMA13上面层应力因存在轮载作用，局部效应更为显著，轮载处拉应力体现为横向超过纵向。由此，在控制铺装层上面层内部应力方面主要为横桥方向。

（3）铺装层上面层的第一主拉应力几乎等同于横向拉应力值。就铺装层出现开裂破坏而言，主拉应力是引发问题的主要原因，且无法结合试验测量对主应力值进行获取[8]。进而选择与之接近的横向拉应力替代主应力，铺装层受力方面将上面层横向拉应力作为控制指标，可有效控制铺装层开裂破坏问题。

SMA13上面层在3个横向加载位置之下，对应的最大拉应力值参见如图8、表2。

图8 SMA13上面层横、纵向拉应力和主拉应力对比

表2 SMA13上面层最大拉应力（MPa）

结合SMA13上面层在3个横向荷位之下对应的横向最大拉应力的分析，变化较大的为横向最大拉应力，主拉应力。其中受力较为良好的为荷位1处，而最为不利的为荷位2处。所以依据纵桥向分析结果能够发现，横向拉应力以加劲肋侧肋边正上方作为加载最不利的位置。依据经验可以判断，在双层SMA之中，铺装层的纵向裂缝往往是其早期病害的常见形式之一，由计算结果更加明确在纵向加劲肋顶处的铺装层容易产生纵向开裂。

2.2 铺装层与钢板间剪应力分析

铺装层和钢箱梁顶板之间由于各种因素共同作用易产生撞击和错动[9]，最终导致铺装结构的磨损乃至破坏。通过有限元计算铺装层与钢板间的剪应力，其应力变化规律如图9图11所示。

图9 横向荷位1下铺装层与钢板间的剪应力

图10 横向荷位2下铺装层与钢板间的剪应力

图11 横向荷位3下铺装层与钢板间的剪应力

（1）结合3个横向荷位下的纵向最大剪应力进行分析，在荷载加载跨中位置和横隔板位置时纵桥向受力最为不利。在横隔板向跨中移动时，荷载数值快速下降，在和横隔板间隔0.25m时，最小峰值出现。

（2）结合3个横向荷位下的横向最大剪应力进行分析，受力最为不利的位置即为荷载加载横隔板时。位于荷位1时其纵桥向变化不大，其余两个荷位的最大、最小之间存在较大的横向剪应力的差值为0.24MPa。

（3）整体而言，对比纵横向层间最大剪应力，后者比前者大，且具有明显差异。这与铺装上面层的拉应力横向值大于纵向值一致。所以，层间剪应力以横桥方向作为控制的主要方向，并且就钢箱梁板间和铺装层的粘结破坏而言，以横向剪切力作为控制指标。

2.3 铺装层最大挠度分析

通过有限元来计算三个横向荷位作用下柔性复合铺装结构表面竖向位移，表3即为计算结果。

表3 铺装层表面最大弯沉（MPa）

结合横向荷位对应的铺装层表面最大弯沉进行对比，随着加载位置向跨中移动，弯沉值逐渐增大，最大值出现于跨中断面位置，且结合纵桥各向断面来看其变化规律相同。这是由于钢桥面板中U形加劲肋间距较小[10]，使得铺装结构刚度在横向分布均匀，因此三组横向荷位在移动的过程中出现相同变化规律。将纵桥向的最小、最大峰值进行对比，表面最大弯沉增加了300%，表明正交异性钢桥面板刚度在纵桥向存在较大变化。三组荷位中荷位3出现最大弯沉值，且在纵向加载跨中位置，其所处的位置最为不利。

3 结论

为研究钢桥面柔性铺装的结构力学特性，选取局部钢箱梁结构，完成三维实体静力有限元模型的构建。探究其相应的力学性质，通过研究得到下列研究结论：

（1）铺装层内通过对纵横向拉应力的计算对比分析发现，水平更高的明显为横向拉应力，更为接近于主拉应力值。因此，可用于替代主拉应力，并由此作为对开裂破坏的相关控制指标。结果显示跨中断面是纵向最不利加载位置，表明纵向加劲肋顶处的铺装层容易产生纵向开裂。

（2）对比横向和纵向剪应力，前者远大于后者，可以将横向剪应力作为控制铺装层间剪切破坏的主要指标。

（3）依据铺装层最大挠度分析结果可知，正交异性钢桥面板横向刚度的分布较为均匀，而变化较大的为纵向刚度变化。

（4）在与横隔板间距0.125m时，最不利荷载位置将出现于柔性铺装结构横向最大拉应力。铺装层间和钢板对应的剪切应力值将出现于横隔板位置。因此，可以优化横隔板构造，使铺装结构对应的受力状态得以改善，延长其使用寿命。

[1]黄卫，刘振清.大跨径钢桥面铺装设计理论与方法研究[J].土木工程学报，2005，38（1）：51-59.

[2]阎伟，刘昌仁，郭小宏.大跨径正交异性板钢桥面铺装方案选择研究[J].公路与汽运，2010（1）：125-127.

[3]王林.钢桥面SMA铺装技术理论与试验研究[D].武汉：武汉理工大学，2002.

[4]黄修林.基于灌入式环氧沥青混合料的钢箱梁桥面铺装层结构设计[D].武汉：武汉理工大学，2009.

[5]姚永永.钢箱梁桥面铺装层材料与结构优化设计研究[D].武汉：武汉理工大学，2007.

[6]中交公路规划设计院.JTG D60—2004公路桥涵设计通用规范[S].北京：中华人民共和国交通部，2004.

[7]皮育晖，陈仕周.浇注式沥青混凝土在桥面铺装中的应用[J].中外公路，2006（1）：155-158.

[8]崔晨，孙立军.正交异性钢桥面铺装的力学分析[J].公路工程，2010（6）：49-53.

[9]陆庆.环氧沥青混凝土钢桥面铺装结构和试验研究[D].南京：东南大学，2000

[10]姚波，霍成军，程刚.开口加劲肋正交异性钢桥面铺装力学分析[J].中外公路，2008（6）：141-144.

责任编辑：孙苏，李红

Mechanical Analysis of Flexible Pavement Structure of Fabricated Steel Box Girder

In this paper,the flexible deck pavement system of steel box girder serves as the research object.The pavement layer and the steel bridge deck are seen as a whole,assisted with the local box section analysis method and the ANSYS software,and a three-dimensional finite element model is estab lished for the orthogonal-shaped plate and the pavement layer to discuss the deformation distribution law and the stress situation of the steel bridge deck interface and the flexible pavement layer under the wheel load.It is found that the maximum deflection and lateral tension stress increase with the increase of the wheel load,and the tensile stress in the pavement layer is small,and the shear stress between the pavement layer and the steel plate is large the lateral tension stress is the main control index of that in the flexible pavement,and the stress value of the stiffness spot of the orthogonal-shaped plate generally reaches the largest.The research results can somewhat guide the design and construction of the steel bridge deck pavement.

fabricated steel box girder;orthogonal-shaped plate;flexible pavement;finite element;structural mechanics;mechanical response

TU18

A

1671-9107（2017）08-0005-04

基金论文：该论文为重庆市建设科技计划项目2015年重大课题“装配式住宅建设关键技术研究集成与示范”（项目编号：城科字2015第（0-1）号）论文之一。

10.3969／j.issn.1671-9107.2017.08.005

2017-07-06

吴国雄（1966-），男，湖北崇阳人，博士，教授，主要从事道路工程教学与科研工作。