鋼箱梁橋面鋪裝彎拉應變分布規律

陳艷金，程 鵬，蘭 超，張 鋒

（1.張家口翰得交通公路勘察設計有限責任公司，河北 張家口 075000；2.重慶市智翔鋪道技術工程有限公司，重慶 400060）

0 引言

正交異性鋼橋面板是國內外大跨徑橋采用的主要橋面板結構形式之一，而正交異性板鋼橋面鋪裝卻一直是世界性的工程技術難題。調查表明，目前國內鋼橋面鋪裝設計壽命15年，實際使用壽命只有3～8年左右。這種差距表明，鋼橋面鋪裝技術亟待提高。鋼橋面鋪裝需要解決的技術問題很多。鋪裝結構層彎拉應變的大小既反映了鋪裝結構體系（鋪裝結構層+正交異性板）的整體承載能力，也是鋪裝結構層受力狀態的主要評價指標，與鋪裝結構層常見的疲勞開裂現象和鋪裝結構的抗疲勞開裂使用壽命有直接的聯系，因此，研究正交異性板鋼橋面鋪裝結構層的彎拉應變及其分布規律對于科學合理地設計鋼橋面鋪裝結構體系，改善鋼橋面鋪裝結構的受力狀態，延長抵抗疲勞開裂的使用壽命，具有重要的學術和工程應用價值。

本文借助ANSYS結構有限元分析程序,通過對正交異性板鋼橋面鋪裝結構體系進行數值模擬，分析并提示了在鋪裝結構體系整體受力的情況下鋪裝結構層的彎拉應變大小及分布規律。本文主要考慮正交異性板對鋪裝結構層彎拉應變的影響，這里不考慮整橋結構變形對橋面鋪裝局部受力的影響。

1 數值模型的建立

1.1 基本假設

在有限元計算時作如下假設:

a）正交異性板鋼橋面鋪裝體系為均勻、連續和各向彈性材料的完整體系；

b）鋪裝層與鋼橋面板之間是完全連續的，黏結層不單獨考慮；

c）不計鋪裝層與橋面系的自重。

1.2 鋪裝結構體系有限元分析模型

綜合考慮計算精度和機時的平衡[1]，采用SOLID65單元模擬橋面鋪裝結構和鋼箱梁頂板，采用SHELL63單元模擬加勁肋和橫隔板等除頂板之外的正交異性板組件。有限元模型模擬了橫向9個加勁肋、縱向4個橫隔板的“九肋三跨”范圍（見圖1）。模型參數見表1。

圖1 鋼橋面鋪裝結構體系“三跨”有限元模型

表1 有限元模型參數

1.3 約束條件

依據正交異性鋼橋面板在鋼箱梁結構中的荷載傳遞特點[2]，設置模型約束條件如下：

a）在鋪裝結構層、鋼箱梁頂板的橫斷面上UY=0和UZ=0，在縱斷面上UX=0和UY=0；

b）橫隔板的底端完全約束，即ALL U=0；橫隔板左右兩側端部UX=0。

2 荷載

由于鋼橋面鋪裝結構體系的整體剛度相對較小，（車輛）荷載作用的影響半徑較大，左右兩側輪組荷載的疊加效應明顯,因此，除了特別指出之外，均采用軸載進行相關力學分析。

2.1 荷載選擇

選擇標準雙輪組軸載BZZ=100kN（接地壓強0.7MPa）為基本荷載進行有限元分析。

2.2 加載方案

為了研究鋪裝結構層彎拉應變的變化規律，參照文獻[3]，本文依據標準軸載與橫隔板、縱隔板之間的相對位置設計了以下荷載布置方案：

a）方案一 標準軸載作用于“中跨”縱向中心部位，并沿橫向移動加載；

b）方案二 標準軸載作用于“中跨”橫隔板附近，并沿橫向移動加載；

c）方案三 標準軸載作用于“中跨”橫向邊部（x=0.45m），并沿縱向移動加載；

d）方案四 標準軸載作用于“中跨”橫向中部（荷位Ⅱ），并沿縱向移動加載；

e）方案五 標準軸載作用于“中跨”橫向中部（荷位Ⅲ），并沿縱向移動加載。

其中荷位Ⅱ、荷位Ⅲ的位置詳情見表2。

表2 標準軸載的橫向相對位置

3 鋪裝結構層頂面彎拉應變

車輛行駛狀態可以按水平力系數的大小劃分為三種類型：

a）正常行駛，水平力系數f=0；

b）一般制動狀態，水平力系數f=0.3；

c）緊急制動狀態，水平力系數f=0.5。

本文按正常行駛和一般制動兩種工況進行有限元分析。

3.1 正常行駛狀態下的彎拉應變

3.1.1 橫向移動布載

在正常行駛狀態下，當標準軸載在“三跨”模型中跨的縱向正中位置沿橫向按每50mm的間隔移動時，對應一側雙輪荷載作用位置處瀝青鋪裝表面的最大橫向彎拉應變、最大縱向彎拉應變結果見圖2。在正常行駛狀態下，橫向彎拉應變總是大于縱向彎拉應變。圖中僅給出了頂板厚12mm時的縱向彎拉應變分析結果。

圖2 標準軸載“跨中”橫移時鋪裝層頂面的彎拉應變

在正常行駛狀態下，當標準軸載在“三跨”模型中跨縱向接近橫隔板（距離橫隔板0.25m）的位置沿橫向按每50mm的間隔移動時，對應一側雙輪荷載作用位置處瀝青鋪裝表面的最大橫向彎拉應變（見圖3）。

從圖2中可以觀察到標準軸載在“中跨”縱向中間部位橫向移動時有以下現象：

a）在標準軸載作用位置不斷橫移的過程中，橫向彎拉應變的大小隨標準軸載相對加勁肋的位置呈現出上下“振蕩”的現象；

b）在標準軸橫移的過程中，靠近縱隔板附近，取得彎拉應變的最大值；

c）在標準軸橫移的過程中，橫向彎拉應變的振蕩在離開縱隔板一段距離后基本趨于穩定。

圖3 兩種縱向位置的鋪裝層結構頂面彎拉應變對比

在圖3中，給出了標準軸載位于“跨中”和位于橫隔板附近的橫向彎拉應變的對比圖，從中可以看到，相對于標準軸載位于“跨中”時，當標準軸載在橫隔板附近時，橫向彎拉應變的“振蕩”幅度加大，并且上端峰值的上移量略大于底端谷值的下移量，“振蕩中心”上移。

3.1.2 縱向移動布載

當標準軸載在“三跨”模型中跨沿縱向按每50mm的間隔移動時，方案三、方案四和方案五瀝青鋪裝結構頂面的橫向彎拉應變、縱向彎拉應變的分析結果見圖4。

從圖4中可以觀察到以下現象。

3.1.2.1 當標準軸載橫向處于不同的位置（橫向邊部x＝0.45m處，荷位Ⅱ、荷位Ⅲ）并沿縱向移動時，橫向荷位不同時對應的橫向彎拉應變的變化規律也不同，詳情如下：

圖4 標準軸載縱向移動時14mm頂板上瀝青鋪裝層表面的橫向彎拉應變

a）橫向荷位處于邊部時，其橫向彎拉應變的變化曲線是一個“元寶形”，該曲線有三個峰值點，最大的峰值點在縱向的“跨中”，兩個較小的峰值點在橫隔板附近且彼此對稱；

b）橫向荷位處于荷位Ⅱ時，橫向彎拉應變的變化曲線是一個中間較平坦的“馬鞍形”，有兩個峰值點，其位置也處于橫隔板附近，但峰值大小明顯小于邊部荷位時的兩個峰值；

c）橫向荷位處于荷位Ⅲ時，橫向彎拉應變的變化曲線是一個中間明顯下凹的“馬鞍形”，有兩個峰值點，其位置和峰值大小接近邊部荷位時兩側的兩個峰值。

3.1.2.2 在車輛正常行駛狀態下，橫向彎拉應變總是大于縱向彎拉應變且數值相差較大。

3.2 一般制動狀態下的彎拉應變

本文分析了鋼箱梁頂板厚度14mm、加勁肋厚度6mm、橫隔板厚度為10mm和橫隔板間距3000mm的條件下正常行駛和一般制動兩種工況下，在50mm厚瀝青鋪裝頂面作用縱向移動荷載（沿縱向按50mm的間隔）布置標準軸載時瀝青鋪裝頂面的縱向和橫向彎拉應變，其分析結果見圖5。

圖5 一般制動狀態下鋪裝結構頂面的彎拉應變

從圖5中可以觀察到以下現象：

a）在鋼箱梁頂板厚度、加勁肋壁厚、橫隔板厚度一定的情況下，兩種行駛狀態下瀝青鋪裝層頂面的橫向彎拉應變變化曲線幾乎重疊；

b）在鋼箱梁頂班厚度、加勁肋壁厚、橫隔板厚度一定時，相對正常行駛狀態下的縱向彎拉應變變化曲線，一般制動狀態下瀝青鋪裝結構層頂面的縱向彎拉應變變化曲線整體上移，同時出現當軸載接近橫隔板時的峰值幾乎不變，而當軸載離開橫隔板時的縱向彎拉應變峰值顯著上揚且大于橫向彎拉應變的現象。

3.3 結果分析

通過對鋼箱梁正交異性板鋼橋面鋪裝結構層頂面彎拉應變的有限元分析，可以認識到，在正常行駛狀態下，標準軸載相對于正交異性鋼橋面板不同位置布載時，鋪裝結構層頂面彎拉應變的變化是有規律可尋的，參照這些規律，可以制定出一些相應的技術對策以改善鋼箱梁正交異性板橋面鋪裝結構體系。

規律之一是當軸載一側的輪組荷載作用于橫向相對于U型加勁肋一側壁頂端不同距離的位置時，橫向彎拉應變的大小呈現出上下“振蕩”的態勢，這與頂板受到縱向U肋的支撐在橫向的力學圖示上具有連續梁多點彈性支撐的特點是一致的，頂板的厚薄決定了“連續梁”的抗彎剛度，結果就出現了圖2中頂板越薄，相應彎拉應變的“振蕩”幅度就越大并趨向于整體上移的態勢。

因此，針對這一規律，選擇較大的頂板厚度或采取減小縱向加勁肋間距等技術措施以加大鋼頂板的橫向抗彎剛度是減小橫向彎拉應變，避免鋪裝結構層縱向疲勞開裂的有力措施。

規律之二是當軸載一側的輪組荷載距相鄰橫隔板等距并接近縱隔板時，橫向彎拉應變可取得最大值，這與頂板“連續梁”在縱隔板處豎向位移的“固結”約束有直接的聯系，因此，減弱這種約束和使縱隔板的位置避開輪跡集中帶是在鋼箱梁設計時需要采取的必要技術措施。

規律三是在正常行駛狀態下，當軸載橫向遠離縱隔板并接近橫隔板時，橫向彎拉應變和縱向彎拉應變均可取得最大值，且橫向彎拉應變明顯大于縱向彎拉應變；在一般制動狀態下，橫向彎拉應變變化曲線相對正常行駛狀態幾乎沒有變化,但是，對于縱向彎拉應變，相對于正常行駛狀態在整體上呈現上移的現象。對于縱向彎拉應變，當軸載橫向遠離縱隔板并接近橫隔板時取得的峰值與正常行駛狀態下取得的峰值幾乎相等，而當軸載離開橫隔板時在橫隔板附近卻能取得異常大的峰值，其大小甚至大于橫向彎拉應變的最大值（緊急制動時也有類似現象）。這種縱向彎拉應變在制動狀態下當軸載離開橫隔板時取得最大值的現象，可能導致瀝青鋪裝結構層在橫隔板附近的部位出現橫向彎拉疲勞開裂。因為這種現象的產生與橫隔板在此處改變橋面板的剛度并導致軸載經過此處時橋面板變形發生突變有直接的聯系，因此，采取技術措施減小頂板在橫隔板附近出現較大的剛度改變是十分必要的。

4 結論

通過本文的研究可以歸納出以下幾點結論：

a）鋼箱梁橋面板的正交異性是由縱肋和縱橫隔板與頂板構造關系引起的，當軸載作用在橋面板的不同位置時，鋪裝層頂面彎拉應變的大小也不同；

b）在正常行駛狀態下，橫向彎拉應變總是大于縱向彎拉應變；

c）當軸載布置在縱隔板附近且與相鄰橫隔板等距時，橫向彎拉應變取得最大值，其峰值大小明顯大于軸載遠離縱隔板時的結果，在設計鋼箱梁縱隔板時，宜將其布置在遠離輪跡集中帶的位置上；

d）相對于正常行駛狀態，在車輛處于制動狀態下，縱向彎拉應變會顯著提高，計算表明，在橫隔板附近，軸載制動時產生的縱向彎拉應變遠大于橫向彎拉應變，說明車輛制動可能會引起鋪裝結構出現橫向彎拉疲勞開裂。

此外，可以預知，在進行有限元分析時,鋪裝結構層的模量采用本文取值以外的數值可以得到不同的彎拉應變大小，但是，本文反映出來的彎拉應變的變化規律依然存在，因此，本文的研究對于鋼箱梁正交異性板橋面鋪裝結構體系的進一步優化和鋪裝結構設計具有積極的參考價值。

[1]闞前華，譚長建，張娟，等.ANSYS高級工程應用實例與二次開發[M].北京：電子工業出版社，2006.

[2]Pelikan W,Esslinger M.Die Stahlfahrbahn Berechnung and Konstruktion[J].M.A.N.Forsch-Hft,1957,（7）：305-345.

[3]黃衛.大跨徑橋梁鋼橋面鋪裝設計理論與方法[M].北京：中國建筑工業出版社，2006.

[4]胡光偉，黃衛，張曉春.潤揚大橋鋼橋面鋪裝層力學分析[J].公路交通科技，2002，（4）：1-3.

[5]明圖章，胡光偉，黃衛.大跨徑鋼橋面鋪裝體系多目標優化設計[J].土木工程學報，2007，40（2）：70-73.

[6]方萍，何兆益，周虎鑫.正交異性鋼橋面板與瀝青混凝土鋪裝的計算分析[A].第三屆全國橋梁學術會議論文集[C].北京：人民交通出版社，1983.453-456.

[7]Gunther G H,Bild S,Sedlacek G.Durabilidy of Asphaltic Pavements on Orthotropic Decks of Steel Bridges[J].J.Construct,Steel Research,1987，（7）：85-106.

[8]傅威，徐勛倩，林廣平.正交異性鋼橋面系的多目標正交設計[J].南通大學學報：自然科學版，2005，4（2）：31-35.