2016, Vol. 48
2. 上海市政工程研究总院(集团)有限公司, 上海 200092
2. Shanghai Municipal Engineering Design Institute (Group) Co., Ltd., Shanghai 200092, China
在目前使用的桥面板中，混凝土桥面板因其整体性好、造价低在中小跨径桥梁中广泛使用，而正交异性钢桥面板因其自重轻、强度高在大跨度桥梁中成为首选. 文献[1-2]的病害调查表明由于混凝土抗拉强度低，混凝土桥面板容易开裂，腐蚀介质易侵入,导致钢筋锈蚀和混凝土剥落，文献[3]指出随着车辆交通量的增长以及车辆荷载水平的提高，公路混凝土桥梁的疲劳问题也不容回避. 而文献[4-7]指出钢桥面板的疲劳破坏现象和桥面板铺装损坏，都极大地影响了桥梁的安全性、耐久性以及正常使用. 为了能够充分发挥钢与混凝土的材料优势，在桥面系中采用组合结构成为了近几年工程界中探索发展的一个重要方向. 国外学者提出了采用压型钢板与混凝土结合的组合桥面板形式，一方面压型钢板充当混凝土的模板，另一方面压型钢板代替混凝土中的受拉钢筋，研究表明这种新式的桥面板具有良好的力学性能. 由于我国的组合结构桥梁建设处于初始发展阶段，钢桥相对于混凝土桥而言数量较少，目前桥梁中采用组合桥面板的实例则更少. 佛山东平大桥采用了10 mm平钢板与12 cm混凝土相组合的组合桥面板. 根据文献[8]，平钢板-混凝土组合桥面板相对钢筋混凝土桥面板具有较好的耐久性能，能有效减缓桥面板耐久损坏现象. 文献[9]提出一种正交异性钢-RPC组合桥面板，并对其进行了纵向足尺阶段试验和横向受拉试验，试验表明新桥面体系的抗拉强度远大于设计荷载下的拉应力. 根据目前组合结构桥面板发展情况和国内正交异性钢桥面广泛应用的现实[10-13]，本文提出了一种U形肋+平钢板+混凝土的组合桥面板，总体上形成正交异性组合桥面板，为跨度介于中等跨度与大跨度之间的桥梁提供一种桥面板选择形式. 为了检验这种带U形肋正交异性组合桥面板的受力性能、优缺点及其适用范围，特别是桥面板在第二体系下的力学性能，并进一步与常规桥面板的受力性能进行比较，本文设计制作了3个不同截面形式的桥面板，通过试验测试了桥面板在不同荷载作用下的受力和变形，并对3个桥面板的受力性能进行比较分析.
1 试 验 1.1 试件设计本次静力试验共设计了1个U形肋钢-混凝土组合桥面板试件(编号S-1)、1个钢筋混凝土桥面板试件(编号S-2)和1个正交异性钢桥面板试件(编号S-3)，各个桥面板的总长度同为10.5 m. 桥面板的截面形状如图 1所示.
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图 1 试件尺寸(mm) Figure 1 Dimension of the specimens (mm) |
混凝土中纵向钢筋直径为20 mm，横向间距为150 mm，横向钢筋直径为12 mm，纵向间距为150 mm；混凝土和钢结构之间布置了直径为13 mm、高度为80 mm的焊钉，焊钉沿试件宽度和长度方向的间距分别为240、200 mm. 试件S-2的混凝土板中纵向钢筋直径为20 mm，横向间距为150 mm，横向钢筋直径为12 mm，纵向间距为150 mm，上下层纵向钢筋保护层厚度为50 mm. 试件S-3截面宽度为1 200 mm，两个U肋中心相距为600 mm.
1.2 试验加载装置对试件S-1和试件S-3的一个5 m单跨测试车轮荷载作用时相邻两肋间的桥面板局部受力. 在跨中施加70 kN的车轮荷载，车轮与桥面板的接触面积为600 mm×200 mm，荷载值和接触面积与规范[14]规定相同. 由于试件S-1、试件S-3在纵桥向和横桥向的刚度不同，一般情况下桥面板加劲肋的长度沿桥纵向放置，这时车轮着地长边(600 mm)垂直于加劲肋长度方向，如图 2(a)所示，如果桥面板的加劲肋的长度沿横桥向放置时，车轮着地长边平行于加劲肋长度方向，如图 2(b)所示.
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图 2 试件加载示意(mm) Figure 2 Schematic diagram of the loading system(mm) |
另外，对所有试件的每一跨跨中施加竖向力，如图 2(c)所示，测试桥面板在桥梁第二体系中正、负弯矩区的整体受力性能. 试验测试装置如图 3所示.
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图 3 试件加载测试装置 Figure 3 Test device of the loading system |
根据正交异性钢桥面板容易产生疲劳裂纹的部位布设应变计. 在测试车轮局部荷载作用时仅在车轮作用位置的纵桥向跨中截面顶板与U肋的腹板交界处沿桥面板宽度方向布置了一个应变计，如图 4(a)、4(b)所示. 在测试桥面板整体受力行为时，在中支点、跨中截面处的桥面板混凝土上表面、钢板和U形肋上布置了应变计，在支点、跨中布置了位移计，在梁端设置了千分表测试钢板与混凝土间的相对滑移. 具体应变测点布置如图 4(c)、4(d)所示.
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图 4 应变测点布置 Figure 4 Layout of strain measured points |
对本次试验中的主要受力构件的材性进行了测试，其中钢材的主要力学性能指标如表 1所示，混凝土的主要力学性能指标：抗压强度65.27 MPa、抗拉强度4.91 MPa、弹性模量41 556 MPa.
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表 1 钢材的力学性能指标 Table 1 Material properties of steel |
在车轮局部加载方式1和局部加载方式2作用下，测得试件S-1和试件S-3桥面板的H-1测点(见图 4)的横向应变分布如图 5所示.
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图 5 车轮局部加载下试件的横向应变 Figure 5 Transverse strains of specimens under local wheel load |
由图 5(a)、5(b)可以看出，在车轮局部加载方式1或方式2作用下，试件S-1在H-1处的横向应变要远小于S-3在H-1处的横向应变. 对比试件S-1和试件S-3桥面板在车轮局部荷载作用下的应力水平可以看出：组合桥面板的应力水平比较低，均在5 MPa以内，而正交异性钢桥面板的应力水平最大可达17 MPa. 根据文献[14]中给出的应力幅与损伤度成三次方关系，组合桥面板的钢板比正交异性桥面板的钢板发生疲劳的可能性大大降低，在正常使用情况下组合桥面板中钢板自身基本上无疲劳问题.
3 竖向荷载作用下桥面板的整体受力采用图 2(c)所示的加载方式测试桥面板在桥梁第二结构体系的受力，持续增加外荷载而得到不同种类桥面板的受力性能及破坏发展变化过程.
3.1 试验过程及破坏特征试件S-1加载初期，试件处于弹性工作状态，混凝土和钢板的应变都随荷载增加而线性增加. 当荷载达到40 kN时，中支点截面附近出现第一条裂缝. 当荷载达到120 kN时，裂缝深度为33 mm. 此后，裂缝数目和深度随荷载的增加而逐渐增多. 当荷载达到约150 kN时，试件端部混凝土和钢板产生剥离. 当荷载达到约220 kN时，裂缝宽度达到0.2 mm，裂缝深度为39 mm. 当荷载达到约450 kN时，出现较大声响，此时最大裂缝深度已达84 mm. 当荷载达到700 kN时，左侧跨中截面附近混凝土被局部压坏，如图 6(a)所示. 当荷载达到约750 kN时，试件达到极限承载力.
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图 6 试件破坏形态 Figure 6 Failure mode of specimens |
试件S-2加载初期，试件处于弹性工作状态. 当荷载达到20 kN时，跨中截面底板混凝土受拉开裂. 当荷载达到70 kN时，中支点截面顶板混凝土受拉开裂. 当荷载达到180 kN时，中支点负弯矩区顶板混凝土裂缝达到0.2 mm. 当荷载达到250 kN时，跨中底板混凝土受拉区裂缝达到0.2 mm，此时跨中截面附近混凝土最大裂缝深度达到118 mm. 此后，跨中正弯矩区和中支点负弯矩区的混凝土裂缝数目均随荷载增加而增加. 当荷载达到418 kN时，跨中截面下层受拉钢筋屈服. 当荷载接近432 kN时，中支点截面处上层受拉钢筋屈服. 当荷载达到450 kN时，跨中截面混凝土顶板被压碎，如图 6(b)所示，结构无法继续承载.
试件S-3加载初期，试件处于弹性工作状态. 当荷载达到272 kN时，中支点截面U肋底板达到受压屈服. 当荷载达到430 kN时，跨中截面U肋底板达到受拉屈服. 当荷载达到644 kN时，中支点截面钢顶板上缘达到屈服应变. 当荷载达到660 kN时，跨中位移已经达到80 mm，结构因位移过大无法继续承载，如图 6(c)所示，此时中支点附近U肋底板处已经出现局部屈曲.
3.2 试验结果和分析 3.2.1 跨中挠度与荷载关系由于本文的3个试件横截面高度几乎一致，但宽度不同，为了对比分析3个试件在竖向荷载下的整体受力性能，把3个试件均换算成单位板宽的承载力进行比较分析. 根据每个试件的实际截面宽度和所承受的竖向荷载，得到3个试件单位宽度的跨中挠度与竖向荷载的关系曲线如图 7所示. 图中跨中竖向位移取左右两跨的平均值.
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图 7 试件荷载-跨中挠度关系 Figure 7 Load versus mid-span deflection curves of specimens |
由上图看出，3个试件均经历了近似线弹性和明显塑性两个阶段. 在弹性阶段试件S-1刚度大于试件S-2，略小于试件S-3，表明T形肋正交异性组合桥面板的结构刚度介于钢桥面板和混凝土桥面板之间. 当荷载达到280 kN时，由于中支点截面附近混凝土开裂，结构刚度降低，试件S-1的荷载位移曲线斜率开始逐渐变缓，最终结构的单位宽度极限承载力为515.2 kN. 当荷载达到280 kN时，试件S-2的荷载-位移曲线斜率明显变化，表明结构从弹性状态到部分塑性转变，试件单位宽度的极限荷载为376.4 kN；试件S-3从弹性状态向塑性状态转变的荷载为500 kN，试件单位宽度的极限荷载为551.3 kN. 试验结果表明U形肋正交异性组合桥面板的极限荷载是混凝土桥面板的1.37倍. 由于试件S-1存在负弯矩区混凝土开裂导致其刚度减弱，其整体结构刚度要低于钢桥面板试件，但其极限承载力与钢桥面板基本持平，为钢桥面板的0.93倍，而试件S-1的钢材用量为每平方米88.1 kg，钢筋用量为每平方米17.0 kg，每平方米钢材钢筋总用量为105.1 kg，试件S-3的钢材用量为195.3 kg，组合桥面板试件的每平米钢材钢筋总用量比钢桥面板降低了46%.
综合考虑结构受力性能、钢材用量和结构抗疲劳性能的因素，U形肋正交异性组合桥面板相对混凝土桥面板和钢桥面板有一定的优势. 在重量比混凝土桥面板轻50%的情况下，组合桥面板的承载力是混凝土桥面板的1.37倍；在用钢量约为钢桥面板一半的情况下，二者的承载力相当，但组合桥面板避免了钢桥面板疲劳开裂和桥面铺装易损的问题. 不可否认，本文所提的正交异性组合桥面板的造价介于混凝土桥面板和钢桥面板之间，但综合考虑自重和承载力等因素本文所提的正交异性组合桥面板可以适用于中等跨度与大跨度之间的桥梁中.
3.2.2 弯矩重分布特性根据每个试件实际承受的竖向荷载及测得的支座反力，可以得到每个试件跨中及中支点截面的弯矩，进一步得到竖向荷载变化情况下的截面弯矩变化情况，具体如图 8(a)~8(c)所示. 图中，横坐标为作用在跨中的千斤顶的荷载，纵坐标为试件的最大正(负)弯矩值. 最大正弯矩为千斤顶作用位置处的跨中截面弯矩，根据测得的边支座反力计算得到；最大负弯矩为中支点截面处弯矩，由边支座反力和千斤顶荷载计算得到. 此外按照线弹性理论不计混凝土开裂和钢材屈服影响计算了每个试件的正负最大弯矩与跨中荷载的关系.
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图 8 试件荷载-弯矩关系 Figure 8 Relation between load and max/min moment of specimens |
按照线弹性理论计算的正负最大弯矩与施加的荷载呈现严格的线性关系，但对比不同试件的正负最大弯矩与施加荷载的关系可以看出，试验测试和理论计算的结果有所不同. 这种不同是由于实际结构中随着荷载的增大，试件中有些部位的材料进入非弹性而引起的构件内力重分布. 对于试件S-1，中支点处的顶板混凝土随着荷载增加逐渐开裂，导致中支点处的最大负弯矩比理论计算值小，而跨中处的最大正弯矩比理论值大. 图 8(d)为试件S-1最大正负弯矩之比随荷载增加而变化的曲线，可以看出随着荷载增加，比值明显增大. 尽管试件S-2的理论测试值与测试结果较近，实际上该试件在中支点和跨中截面的混凝土基本同时在开裂，结构内力在两个截面同时发生重分布. 对比每个试件中的最大正(负)弯矩-荷载曲线可以看出，组合桥面板试件S-1随着荷载的增大，弯矩重分布效应显著，最大正负弯矩之比显著增加，而试件S-2和试件S-3在不同荷载作用下发生截面弯矩重分布的程度基本不变.
3.2.3 跨中下翼缘钢板荷载-应变曲线对比将整体加载工况下试件S-1和S-3跨中下缘的荷载-钢板纵向应变曲线进行对比，结果见图 9.
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图 9 试件荷载-跨中钢底板应变关系 Figure 9 Load versus longitudinal strains of the bottom of steel plate curves in the mid-span of specimens |
从图 9可以看出，当荷载在200 kN以下时，两个试件的荷载-应变曲线均为直线，当荷载达到200 kN时，试件S-1由于中支点截面附近混凝土开裂，试件发生内力重分布，试件S-1的荷载-应变曲线的斜率开始变缓，钢板应变随荷载增加的速率要大于钢桥面板试件；当荷载达到320 kN时，试件S-1跨中底部钢板达到屈服应变；当荷载达到400 kN时，试件S-3跨中底部钢板达到屈服应变. 从两个试件的荷载-跨中应变曲线中，可以看出构件内力重分布对于荷载-应变曲线的影响.
4 结 论1) 对1个U形肋正交异性组合桥面板、1个混凝土桥面板和1个正交异性钢桥面板进行了静载试验研究，发现在车轮荷载作用下，所提的U形肋正交异性组合桥面板具有良好的受力性能，其最不利位置的横向应力要远低于正交异性钢桥面板，大大降低了桥面板中钢板发生疲劳破坏的可能性.
2) 在两跨跨中集中荷载作用下，所提到的U形肋组合桥面板的单位宽度抗弯承载力是混凝土桥面板和正交异性钢桥面板的1.37倍和0.93倍，这种桥面板可以应用于跨度介于中等跨度与大跨度之间的桥梁.
3) 连续组合桥面板由于在中支点截面处混凝土开裂会引起桥面板弯矩的重分布，组合桥面板试件S-1由于截面宽度较大，重分布效应较为明显.
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