增設鋼板條的鋼-UHPC組合橋面加固效果評估

高立強，張佳斌，余麗輝，王秋萍，秦世強

(1.橋梁結構健康與安全國家重點實驗室，湖北 武漢 430034;2.武漢理工大學 土木工程與建筑學院，湖北 武漢 430070;3.中鐵大橋局集團有限公司，湖北 武漢 430034)

0 引言

正交異性鋼橋面板擁有自重輕、跨越能力強等優點，被廣泛應用于中、大跨徑橋梁。它主要由鋼頂板、縱肋和橫隔板3部分組成，各部分通過焊接形成整體。早期修建的正交異性橋梁鋼頂板普遍偏薄，厚度大多僅為12 mm，并存在上焊縫數量多，焊縫質量不易控制[1]等問題。在車輛荷載的循環作用下，鋼箱梁內部焊接部位極易出現疲勞裂紋。英國的Severn橋[2]、美國的Throgs Neck橋[3]、我國的天津海河大橋[4]和江陰長江大橋[5]在修建后不久，鋼箱梁內部就出現了不同程度的開裂現象。正交異性鋼橋面板疲勞裂紋主要集中在面板-縱肋焊縫、縱肋-橫隔板焊縫、橫隔板弧形切口、縱肋對接焊縫區域[6]。其中，面板-縱肋焊縫處的裂紋數量最多且危害較大[7]。鋼頂板處裂紋如不進行及時處治，等到裂紋貫穿鋼頂板后，會導致橋面板剛度和承載能力下降引發橋面鋪裝開裂[8]。同時，雨水會沿裂紋逐漸滲入鋼箱梁內部，加速鋼箱梁的銹蝕過程[9]。

目前解決現役正交異性鋼橋面板疲勞開裂的措施主要有鉆止裂孔[10]、裂紋沖擊閉合[11]、栓接鋼板[12]、粘貼鋼板[13]和纖維材料[14-15]等。這些加固措施可有效抑制鋼箱梁內部局部疲勞開裂的擴展。然而，這些措施對鋼箱梁的整體疲勞性能提升效果有限。通過在鋼頂板上方設置超高性能混凝土(Ultra-high Performance Concrete，UHPC)層，并在UHPC層中設置鋼筋網和栓釘，使UHPC層與鋼頂板緊密結合在一起，從而形成鋼-UHPC組合橋面。鋼-UHPC組合橋面通過提高正交異性橋面的抗彎剛度、擴大車輛輪載的影響范圍，從而減小正交異性橋面疲勞易損細節局部應力，被認為是解決現役正交異性橋梁疲勞開裂問題最有效的加固方法[16]。目前，已有多座現役正交異性鋼橋采用鋼-UHPC組合橋面方案進行加固改造[17-18]。

鋼-UHPC組合橋面UHPC層在正彎矩區和負彎矩區分別表現為UHPC層底部受拉和頂部受拉。鋼頂板會幫助UHPC層底部承擔一部分拉應力的作用；橫向鋼筋布置在縱向鋼筋上方，可幫助UHPC層頂部承擔一部分拉應力。若橋梁疲勞開裂情況較為嚴重，鋼頂板存在貫穿裂紋時，鋼頂板將無法協助UHPC層底部承受拉應力的作用。此時，UHPC層將承受較大拉應力，UHPC層底部存在受拉破壞的風險?，F有的處理方法是對疲勞裂紋進行補焊處理，增強鋼橋頂板的連續性。然而，鋼頂板處的疲勞裂紋位于鋼箱梁頂部，需采用仰焊的方式修復，焊接質量難以保證,且該處空間狹小，相鄰縱肋間距只有30 cm，進一步增大了該處裂紋的補焊難度。這使得修補后的鋼頂板內部很難恢復到完好狀態并協助UHPC層底部承受拉應力的作用。鋼頂板裂紋經補焊后，UHPC層底部仍存在較大拉應力。

基于此，本研究通過在鋼箱梁頂板上方增設橫向通長鋼板條協助UHPC層底部承受拉應力的作用。該方法無需對鋼頂板裂紋進行補焊處理，即可保證UHPC層在帶裂紋鋼面板上良好的受力性能。某橋采用該方案對下游側橋面進行了加固。首先，采用有限元計算軟件Midas Civil對加固改造后的橋梁整體受力進行計算分析。然后，采用有限元軟件Hyper Mesh和ANSYS建立該橋的局部有限元模型，將鋼頂板裂紋簡化為初始缺陷，驗證帶鋼板條的鋼-UHPC組合橋面UHPC層在帶裂縫鋼橋面上良好的受力性能。最后，在該橋鋼箱梁內部布置應變測點，監測各疲勞易損細節處的應力時程信息，對加固后該橋的疲勞性能進行評估。

1 工程概況

1.1 橋梁基本信息

該橋為主跨460 m的雙塔雙索面斜拉橋，跨徑為(48+204+460+204+48)m，主梁形式為正交異性鋼箱梁。橋面總寬38.80 m，雙向六車道。鋼橋面板厚度為12～16 mm，重車道區域有16 mm和14 mm這2種厚度，主要為14 mm。行車道區域有12，14，16 mm這3種厚度，主要為12 mm?？v肋厚6 mm，底部寬180 mm，上口寬300 mm，高260 mm，橫橋向間距為300 mm。橫隔板厚10 mm，板間間距為3 m。主橋立面及橫斷面布置如圖1和圖2所示。圖1中 Ⅰ-Ⅰ 截面為布置應變測點的截面，是橋梁縱向鋼橋面板最薄的截面，其重車道鋼橋面板厚度為14 mm，行車道鋼橋面板厚度為12 mm。

圖1 橋梁立面圖(單位：m)Fig.1 Elevation view of bridge (unit:m)

圖2 橋梁橫截面圖(單位：mm)Fig.2 Cross-section of bridge (unit:mm)

1.2 橋面加固方案

由于車流量大，超載車輛數量多，運營后不久，該橋鋼箱梁內部就開始出現了疲勞裂紋。2017年橋檢報告顯示，該橋存在6 831條疲勞裂紋。刨除橋面鋪裝層后，發現該橋鋼頂板中存在大量的貫穿裂紋，如圖3所示。疲勞裂紋的存在對橋梁的安全造成了極大地威脅。對于存在少量疲勞裂紋的正交異性橋梁可采用鋼-UHPC組合橋面方案直接進行加固。然而，該橋開裂較為嚴重，并且頂板存在大量的貫穿裂紋。鋼頂板裂紋雖然可通過補焊的措施進行修復，但補焊施工較為困難，并且修復后裂紋位置仍存在較大的內部幾何缺陷。因此，修補后的鋼橋面板仍無法良好地協助UHPC層承受拉應力的作用，從而使得UHPC層的抗裂性能不能滿足設計要求。

圖3 鋼頂板貫穿裂紋Fig.3 Penetrating cracks of steel deck

基于此，擬采用增設鋼板條的鋼-UHPC組合橋面方案對該橋進行加固。該方案通過在鋼頂板增設橫向通長的鋼板條，無需對鋼頂板裂紋進行修復，即可保證UHPC層良好的受力性能。帶鋼板條的鋼-UHPC組合橋面加固方案如圖4所示。UHPC層厚度為55 mm，層內密布HRB400鋼筋網，通過Φ13×35 mm 的栓釘與橋面板連接。同時，在UHPC 層下部每間隔200 mm設置1個80 mm×8 mm 橫向鋼板條，鋼板條通過黏鋼膠固定在橋面鋼板上，以抑制鋼頂板裂紋的繼續擴展并保證UHPC層在帶裂縫橋面板上良好的受力性能。UHPC層上部鋪設30 mm厚的SMA-10瀝青混凝土，采用環氧樹脂黏結材料進行連接，用以改善路面使用性能并減少UHPC層對車輪的磨損，提供良好的行車舒適性。

圖4 增設鋼板條的鋼-UHPC組合橋面Fig.4 Steel-UHPC composite deck with steel strip

2 整體受力分析

該橋為大跨度斜拉橋，其整體受力對橋梁自重變化十分敏感。因此，為確保關鍵受力構件(鋼箱梁、斜拉索)具有足夠的安全性，應對加固前后該橋的整體受力狀態進行對比分析。

2.1 有限元模型

利用有限元軟件Midas Civil建立該橋整體有限元模型，如圖5所示。主梁、橋墩和主塔采用梁單元模擬，拉索采用桁架單元模擬。該模型共計梁單元614個、桁架單元144個。模型中各材料參數均根據設計資料取值。建模時根據實際橋梁施工過程和施工方案確定施工階段。在邊界條件設置上，各墩及主塔底部采用固定約束，橋墩與鋼箱梁交接處采用彈性連接模擬支座，并考慮各施工階段對加固前后該橋的整體受力狀態進行計算。

圖5 整體有限元模型Fig.5 Global finite element model

加固前后有限元模型保持一致，僅通過調整恒荷載的大小來模擬加固前后橋面鋪裝重量對結構整體受力狀態的影響。計算時主要考慮恒荷載(1期恒載和2期恒載)、移動荷載及溫度荷載的作用。1期恒載包括混凝土和鋼箱梁自重，在加固前后，1期恒載保持不變。因此，加固前后，混凝土容重均取26 kN/m3，鋼箱梁容重均取76.98 kN/m3。2期恒載主要是指橋面鋪裝的重量。加固前，該橋上下游兩側均為瀝青混凝土橋面鋪裝。加固后，上游側保持原有橋面形式不變，下游側橋面鋪裝形式更改為鋼-UHPC組合橋面。因此，加固前，上、下游兩側2期恒載自重集度取值均為42.5 kN/m。加固改造后，上游側2期恒載自重集度取值仍為42.5 kN/m，下游側2期恒載自重集度取值為50 kN/m。移動荷載采用公路 Ⅰ 級荷載，按照《公路橋涵設計通用規范》(JTG D60—2015)[19]中相關規定對溫度荷載進行取值，考慮整體升溫23.8 ℃和整體降溫23.8 ℃。

2.2 主梁上下緣應力

提取該橋加固前后在恒載+移動荷載+溫度荷載共同作用下鋼箱梁上下緣的最大應力，如表1所示。分析可知，采用帶鋼板條的鋼-UHPC組合橋面加固方案，對該橋下游側進行加固改造后，其鋼箱梁上、下緣應力均變化較小。鋼箱梁上緣受力由拉應力主導，加固后，下游側鋼箱梁上緣最大拉應力由106.04 MPa增大到107.05 MPa，增幅為0.95%。鋼箱梁下緣受力由壓應力主導，加固后，下游側鋼箱梁下緣最大壓應力由100.89 MPa增大到103.14 MPa，增幅為2.23%。加固后，該橋鋼箱梁的最大應力值為103.14 MPa，未超過規范[20]容許應力值(275 MPa)。

表1 加固前后鋼箱梁整體應力Tab.1 Overall stress of steel box girder before and after reinforcement

由此可見，采用帶鋼板條的鋼-UHPC組合橋面方案，對該橋下游側進行加固后，該橋鋼箱梁上、下緣的應力基本保持不變。加固后，鋼箱梁應力最大增幅為2.23%。加固后，該橋鋼箱梁上、下緣應力均保持在較低水平，滿足規范要求，且具有較大的安全儲備。

2.3 斜拉索索力

橋面恒載的變化會引起斜拉索索力的變化，橋梁的線型也會隨之改變。若加固后，斜拉索索力發生較大變化，就要對斜拉索的索力進行調整，以保持橋梁的線型基本不變。此外，斜拉索的索力變化對斜拉橋的受力性能影響較大，計算索力的大小是判斷加固后橋梁承載能力是否滿足使用要求的重要指標。該橋斜拉索采用的鋼絞線抗拉強度標準值為1 670 MPa，抗拉強度設計值fd為900 MPa。根據《公路斜拉橋設計規范》(JTG/T 3365—1)[21]的規定，在持久狀況下，斜拉索的承載力應滿足以下要求：

(1)

式中，γ0為結構重要性系數，該處取值為1.1；Nd為斜拉索的軸向應力；A為斜拉索的截面面積；φd為斜拉橋的結構體系修正系數，該處取值為1；fd為抗拉強度設計值。

計算可得加固改造后該橋斜拉索的最大索力，如表2所示。分析可知，對該橋下游側進行加固改造后，相較于上游側，下游側的梁端和塔端應力均有所增大，斜拉索應力增幅最大約1.59%。加固后，下游側斜拉索應力最大值為503.68 MPa，計算可知，加固后斜拉索最大應力仍滿足式(1)的要求。

表2 單側加固后斜拉索最大應力Tab.2 Maximum stress of stay cable after unilateral reinforcement

綜上所述，采用增設鋼板條的鋼-UHPC組合橋面方案，對該橋下游側進行加固后，下游側斜拉索應力略有增大，無需對斜拉索的索力進行調整。此外，斜拉索最大應力仍滿足規范[21]的要求，且具有較大的安全儲備。

3 局部受力分析

UHPC具有超高的抗壓強度(>100 MPa)，然而，其抗拉強度僅有7～9 MPa[22]。因此，UHPC層的拉應力是設計的主要控制指標。帶鋼板條的鋼-UHPC組合橋面內部布設有2層鋼筋網，橫向鋼筋布置在UHPC頂部，協助頂部UHPC承受負彎矩下的橫向拉應力，UHPC層底部的橫向拉應力則由鋼板條協助分擔。在貫穿裂紋處，雖然鋼板條協助UHPC層分擔了一部分拉應力，但若貫穿裂紋較長，UHPC層底部仍可能存在受拉破壞的風險。因此，應對UHPC層底部橫橋向的拉應力進行驗算。

3.1 有限元模型

頂板貫穿裂紋處為應力集中區域，若網格太疏，則計算結果將會與實際結果存在較大差異。ANSYS子模型技術是指只在關心的區域細化網格并進行分析的技術。子模型方法是通過切割邊界的計算位移值作為子模型的邊界條件，進行等效載荷代替的計算方法。

采用有限元前處理軟件Hyper Mesh，建立有、無鋼板條的鋼-UHPC組合橋面的粗糙模型和子模型，如圖6所示，并將有限元模型導入ANSYS軟件進行計算。模型中鋼材和UHPC材料參數均根據設計資料取值，鋼材彈性模量為2.1×105MPa，泊松比為0.3。UHPC層彈性模量為4.26×104MPa，泊松比為0.2。粗糙模型縱橋向長12 m，包含5個橫隔板。橫橋向長6 m，包含10個U肋。其鋼箱梁部分采用Shell63單元模擬，UHPC及鋼板條采用Solid45單元進行模擬。網格尺寸統一劃分為20 mm×20 mm。UHPC層、鋼板條及鋼頂板之間采用共用節點的方式相連，不考慮三者之間的相對滑移。邊界條件設置上，頂板四周及縱肋兩端采用簡支約束，橫隔板底端采用固支約束。

基于建立的粗糙模型，采用殼到體的子模型方法，建立精細化網格的實體子模型結構，并使用8節點單元solid185進行模擬。子模型在粗糙模型中的位置如圖6所示。將貫穿裂紋設置在橫隔板2與橫隔板3中間位置。在對鋼頂板貫穿裂紋模擬時，對于粗糙模型，直接斷開裂紋對應位置節點的連接。對于子模型，將裂紋簡化為結構的初始缺陷，直接刪除裂紋對應位置的單元[23]。橋檢報告顯示，該橋鋼頂板裂紋長度最長為854 mm。因此，僅對長度為80，160，240，320，400，480，560，720，800，880，960 mm貫穿裂紋進行了模擬和計算分析，并將貫穿裂紋的寬度統一設置為1 mm。裂紋的存在使得子模型UHPC層在裂紋位置產生了應力奇異，裂紋位置的應力不能準確反映UHPC層的真實應力狀態。為避免應力奇異對計算結果的影響，提取UHPC遠離裂紋1 mm處的應力作為其名義應力，并對該處應力的收斂性進行了討論。最終，確定加密網格尺寸為1 mm×1 mm，其他部分網格尺寸為4 mm×4 mm，如圖6所示。

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

網格劃分完成后，將模型導入有限元軟件ANSYS進行計算分析。此外，在計算時為偏安全地考慮，并未考慮層內鋼筋[22]和瀝青鋪裝層的剛度貢獻[24]。

3.2 加載工況

加載模型選用《公路鋼結構橋梁設計規范》(JTG D64—2015)[20]中的疲勞荷載模型Ⅲ，如圖7所示。由于正交異性橋面的荷載效應是局部的，其疲勞易損部位的縱向影響線較短[22,25]。本研究加載時僅采用相鄰較近的2個軸(圖7虛線方框)進行加載。車輛軸重為120 kN，車輪中心縱橋向間距為1.2 m，橫橋向間距為2.0 m，輪載作用面積為0.2 m×0.6 m。

圖7 《公路鋼結構橋梁設計規范》疲勞荷載模型Ⅲ(單位：m)Fig.7 Fatigue load model Ⅲ of Specifications for Design of Highway Steel Bridge (unit:m)

正交異性鋼橋面板各疲勞易損細節疲勞應力對輪載的橫向位置十分敏感，應首先確定有限元模型的橫向加載位置。文獻[26]對面板-縱肋焊縫的應力影響面進行了計算，結果表明，當輪載位于面板-縱肋焊縫正上方時，面板-縱肋焊縫及UHPC鋪裝層的受力最不利。由此確定橫橋向加載位置，如圖8所示。沿縱橋向布置21個加載工況，相鄰工況輪載中心間距為200 mm，模擬車輛荷載從橫隔板2駛入到橫隔板3駛出，如圖9所示。其中，工況1表示加載車輛的前輪剛好完全越過橫隔板2，工況21表示加載車輛的后輪將要越過橫隔板3。

圖8 橫橋向加載位置Fig.8 Transverse loading position

圖9 縱橋向加載工況Fig.9 Longitudinal loading condition

3.3 縱橋向最不利加載工況

按照圖8所示橫橋向位置，沿縱橋向工況1～工況21進行逐步加載，以確定縱橋向最不利加載工況。計算得到各加載工況下UHPC層的橫橋向最大拉應力，如圖10所示。由圖10可知，當車輛荷載某車輪恰好作用于橫隔板2和橫隔板3中心線時，即車輛荷載位于縱橋向加載工況8和加載工況14所示位置時，UHPC層的橫向拉應力最大。此時，UHPC層橫橋向最大拉應力分別為1.50 MPa和1.49 MPa。

圖10 UHPC層最大拉應力Fig.10 Maximum tensile stress of UHPC layer

3.4 裂紋長度對UHPC層應力的影響

計算了車輛荷載位于最不利荷載位置(工況8)時，無裂紋及帶貫穿裂紋的無鋼板條鋼-UHPC組合橋面UHPC層的橫橋向最大拉應力，如圖11所示。分析可知，當鋼頂板不存在貫穿裂紋時，鋼-UHPC組合橋面UHPC層的最大拉應力維持在較低的水平，為1.50 MPa，遠小于UHPC材料的抗拉強度8 MPa[22]。當鋼頂板貫穿裂紋由0擴展為80 mm時，UHPC層的拉應力增長明顯。當裂紋長度為80 mm時，UHPC層底部橫橋向最大拉應力已超過大于UHPC材料的抗拉強度(8 MPa)。此時，UHPC層底部橫橋向最大拉應力為8.09 MPa，為無裂紋時的5.4倍，并且隨著裂紋長度的不斷增加，UHPC層的最大拉應力仍在不斷增加。若采用不設鋼板條的鋼-UHPC組合橋面對該橋進行加固，則當貫穿裂紋長度超過80 mm時，UHPC層底部抗裂性能將不再滿足設計要求。

圖11 不同裂紋長度下UHPC層的最大拉應力Fig.11 Maximum tensile stresses of UHPC layer with different crack lengths

3.5 增設鋼板條后UHPC層的最大拉應力

增設鋼板條后，UHPC層在無裂紋以及帶裂紋(寬度1 mm，長960 mm的貫穿裂紋)鋼頂板的橫橋向最大拉應力如圖12所示。分析可知，對于無裂紋的鋼橋面板，鋼板條對于UHPC層的受力性能改善效果有限。增設鋼板條后，UHPC層底部橫橋向最大拉應力由1.50 MPa降低到1.33 MPa。對于存在貫穿裂紋的鋼面板，鋼板條對于UHPC層的受力性能改善效果明顯。當鋼頂板存在寬1 mm，長960 mm的貫穿裂紋時，增設鋼板條后，UHPC底部橫橋向最大拉應力由 12.20 MPa降低到7.91 MPa，應力降幅為35%。

圖12 增設鋼板條后UHPC層的最大拉應力Fig.12 Maximum tensile stress of UHPC layer after adding steel strip

由此可見，鋼板條有效改善了UHPC層在帶貫穿裂紋鋼橋面上的受力性能。增設鋼板條后，UHPC層的最大拉應力降低到其抗拉強度以下，有效減小了UHPC層底部的開裂風險。這主要是因為：鋼板條提供了較大的橫向抗彎剛度，幫助UHPC層分擔了部分拉應力的作用，從而保證了UHPC層在帶裂紋鋼橋面板上良好的受力性能。

4 疲勞性能評估

2018年，增設鋼板條的鋼-UHPC組合橋面加固方案成功應用到該橋下游側橋面的加固改造工程中。鋼箱梁內部疲勞開裂問題是該橋的最大問題，同時也是鋼-UHPC組合橋面加固方案需要解決的首要問題。鋼箱梁各疲勞細節的疲勞壽命是加固效果的重要體現。隨機車流下的現場監測信息，能充分反映橋梁實際交通荷載、制造質量和運行狀況，是評價正交異性橋梁疲勞易損細節疲勞性能最有效和可靠的方法[27]。基于此，2019年5月，對上游側(未加固的一側，以下簡稱加固前)和下游側(加固后的一側，以下簡稱加固后)的橋梁進行了隨機車流作用下的應力監測。

4.1 現場監測試驗

選用名義應力法對該橋疲勞易損細節的疲勞性能進行評估。在截面Ⅰ-Ⅰ(圖1)布置了應變測點，上下游兩側測點布置位置相同。為避免焊縫及裂紋處應力集中對測試結果的影響，應力監測點均遠離焊趾或自由邊6 mm。應變片分別布置在8#，9#，11#，12#，14#，15#，18#，19#(圖2)U肋及其周圍，各測點位置如圖13所示。D1～D8為布置在鋼頂板上應變測點、DU1～DU8為布置在面板-縱肋焊縫縱肋側應變測點、H1～H2為布置在縱肋-橫隔板焊縫橫隔板側應變測點、HU1～HU4為布置在縱肋-橫隔板焊縫處縱肋側應變測點、HH1～HH5為布置在橫隔板弧形切口處應變測點、U1～U4為布置在縱肋對接焊縫處應變測點。試驗采用溫度自補償式電阻應變片，采用動態應變采集分析儀采集應變時程，采樣頻率為60 Hz，連續監測疲勞易損細節的應力時程信息。

圖13 應變測點布置Fig.13 Layout of strain measuring points

4.2 等效應力幅值

影響正交異性橋面板疲勞易損細節疲勞性能的主要因素為應力譜的應力幅值大小及應力循環次數。圖14為應力監測時間段內，加固前后鋼箱梁內部面板-縱肋焊縫面板側測點1 h的應力時程數據。分析可知，加固前面板-縱肋焊縫面板側測點應力范圍為-17～17 MPa。加固后面板-縱肋焊縫面板側測點應力范圍有明顯降低。加固后，該處應力范圍為-4～12 MPa，拉應力降幅為29%，壓應力降幅為76%。其他疲勞易損細節亦有相同的結論，限于篇幅，不再對數據一一展示。

圖14 面板-縱肋焊縫面板側測點應力時程Fig.14 Stress history of deck side of deck-to-rib weld

通過雨流計數法對各疲勞易損細節的應力時程數據進行處理，可以得到相應的應力幅值及對應的應力循環次數，然后采用Palmgren-Miner線性累積傷準則即可計算各疲勞易損細節的累積損傷度，計算公式為：

(2)

式中，Se為等效應力幅值；si為第i個應力幅；ni為第i個應力幅si的應力循環次數；m為S-N曲線的斜率。根據美國AASHTO規范[28]取m=3。

圖15為加固前后各疲勞易損細節的等效應力幅值。分析可知，使用增設鋼板條的鋼-UHPC組合橋面加固后，各疲勞易損細節的等效應力幅值均有所降低。加固后，縱肋-橫隔板焊縫橫隔板側等效應力幅值由13.3 MPa降低到4.5 MPa，降幅為66%。這主要是因為鋼板條、UHPC及UHPC層內鋼筋顯著增加了正交異性鋼橋面板的抗彎剛度，使得各疲勞易損細節等效應力幅值均有不同程度的下降，從而有效改善了正交異性鋼橋面板的疲勞性能。

圖15 各疲勞易損細節等效應力幅值Fig.15 Equivalent stress amplitude of each fatigue-prone detail

4.3 疲勞壽命

疲勞壽命計算參考《公路鋼結構橋梁設計規范》(JTG D64—2015)[20]相關規定：當某個應力譜中的所有應力幅均小于細節類別的常幅疲勞極限，則該應力譜不會對結構產生損傷。因此，當某個構造細節應力時程數據的最大應力幅值小于該細節的常幅疲勞極限時，該疲勞構造細節不會產生疲勞損傷。圖16所示為該橋加固后的各疲勞易損細節的最大應力幅值和常幅疲勞極限。分析可知，帶鋼板條的鋼-UHPC組合橋面加固效果良好，采用該方案加固后，該橋各疲勞易損細節的應力范圍維持在較低的應力范圍內，各疲勞易損細節應力幅值均未超過常幅疲勞極限，從而有效抑制了鋼箱梁內部疲勞裂紋的進一步擴展。

圖16 各疲勞易損細節最大應力范圍Fig.16 Maximum stress range of each fatigue-prone detail

5 結論

某大跨徑斜拉橋存在較為嚴重的疲勞開裂，且該橋鋼頂板存在大量貫穿裂紋。為抑制該橋疲勞裂紋的擴展并保證UHPC層良好的受力性能，本研究采用增設鋼板條的鋼-UHPC組合橋面對該橋下游側橋面進行了加固改造。通過有限元計算及現場實測試驗對該方案的加固效果進行了分析，得到以下結論：

(1) 采用增設鋼板條的鋼-UHPC組合橋面方案對該橋下游側進行加固改造后，橋梁整體受力狀態基本不變，且具有較大的安全儲備。加固后，下游側鋼箱梁上、下緣應力增幅最大僅為2.23%，斜拉索索力最大增幅為1.59%。

(2) 鋼頂板貫穿裂紋對鋼-UHPC組合橋面UHPC層的拉應力影響較大。不設鋼板條時，鋼-UHPC組合橋面UHPC層存在開裂風險。增設鋼板條后，鋼-UHPC組合橋面UHPC層的開裂風險大大降低。當鋼頂板存在寬度為1 mm、長度為960 mm貫穿裂紋時，UHPC層的最大拉應力為7.91 MPa，UHPC層的抗裂性能仍滿足設計要求。

(3) 基于隨機車流的現場監測數據表明，采用帶鋼板條的鋼-UHPC組合橋面加固后，該橋各疲勞易損細節等效應力幅值均有不同程度的降低。加固后，各疲勞易損細節的應力幅值均小于常幅疲勞極限。該加固方案可有效改善該橋正交異性鋼橋面板的疲勞性能。