组合桥面板球扁钢加劲肋螺栓接头力学性能

2020-12-04贺欣怡苏庆田林立宏

同济大学学报（自然科学版） 2020年10期

贺欣怡，吴冲，苏庆田，林立宏

（1. 同济大学土木工程学院，上海200092；2. 台州市交通投资集团有限公司，浙江台州318001）

正交异性钢桥面板在长期运营中存在钢结构疲劳开裂和铺装破坏两大问题，这主要由钢面板刚度小引起的［1］。为此而提出的正交异性钢‐混凝土组合桥面板，利用了混凝土面板提供的刚度，大大降低了钢桥面板的疲劳风险，近些年来广泛被研究并逐步应用于实际工程［2-4］。由于混凝土面板也能提高桥面板的横桥向抗扭刚度，使得在正交异性钢桥面板中较少用于行车道面板的开口截面加劲肋有了新的应用空间，发挥其易施工和维护的优点［5］。球扁钢是一种典型的开口截面加劲肋，作为一种船舶专用型钢，因其扩大球头能高效地增大母板惯性矩和稳定性，提高材料使用效率，故也常在桥梁工程中应用［6］。

组合桥面板在制作、运输、安装时，除去混凝土施工，其钢结构的部分与常规正交异性钢桥面板相似，一般可在工厂分段预制，再在工地现场安装连接。在正交异性钢桥面板中，通常采用栓焊结合的方式，即面板采用焊接，纵肋采用高强螺栓连接［5］。一般而言，纵肋若采用焊接，虽然传力平顺，但现场对仰焊质量要求高，施工周期长，焊接质量难以保证，易产生疲劳裂纹［7］，采用螺栓连接则易于现场施工，质量容易保证。

文献［8］对采用球扁钢作为加劲肋的组合板进行了承载能力试验研究，但未涉及加劲肋的连接构造。球扁钢作为一种非对称截面型钢，本身在纵向平面内受弯时会产生非对称弯曲［9］，采用常规形式螺栓接头的受力情况并不直观清晰。并且该种接头应用在组合桥面板中，与组合板件本身共同参与受力的情况如何，亦值得探究。故本文采用与文献［8］相同的球扁钢加劲肋组合板，并在其中加入了常规的摩擦型高强螺栓、双面对称拼接板的连接接头，设计制作了2 个足尺桥面板试件，通过疲劳及静力加载试验和有限元模型计算，对该接头的受力性能进行测试及分析。

1 试验设计

1.1 试件设计

本文采用的组合桥面板，构造上包括球扁钢加劲肋、钢顶板、焊钉连接件、钢筋混凝土面板，如图1a所示；球扁钢加劲肋纵向采用常规的对称拼接板高强螺栓接头连接，如图1b 所示。采用该种构造形式，按照等截面简支梁受力方式，选取Q345 钢材与C60混凝土为材料，设计制作了2个构造尺寸相同的组合桥面板试件（编号S‐1和S‐2）。对试件S‐1先进行疲劳加载，检验在规范规定疲劳荷载作用下连接接头的疲劳性能，再进行静力加载至破坏，测试其经过疲劳反复荷载作用之后的静力性能；对试件S‐2直接进行静力加载至破坏，测试其静力性能，并与试件S‐1进行对比。

试件长4. 2 m，支承跨径4 m（按照桥梁中横隔板常规间距取值），螺栓接头布置在1/4 跨截面处，立面尺寸及接头位置如图2a所示。其中，横截面宽1 500 mm，高406 mm，包括间距750 mm的2条球扁钢（型号280×11）加劲肋，6 mm 厚钢顶板，120 mm厚钢筋混凝土面板，采用型号Φ13×80 的焊钉连接件（纵向间距200 mm，横向间距300 mm），具体尺寸如图2b所示。

计算该截面特性可知，中性轴距肋底290 mm，靠近钢混交界面，能较充分地发挥钢材受拉、混凝土受压性能好的特点。

图1 球扁钢肋组合桥面板及栓接构造Fig. 1 Details of composite deck with bulb flat ribs and bolted joint

图2 试件尺寸（单位：mm）Fig. 2 Dimensions of specimen (unit: mm)

螺栓接头的设计可按照接头截面与母材截面的承载能力关系进行设计，本文参照常规螺栓连接，拟定的螺栓布置方式采用14 mm厚的双面对称拼接板（长480 mm，宽180 mm），10. 9 级M22 摩擦型高强螺栓（预紧力190 kN），栓孔直径24 mm，每道连接板布置6×2 排（竖×横）螺栓，详细尺寸关系如图3 所示。若以钢截面底部应力达到屈服强度（345 MPa）作为承载极限状态的指标，按照规范［10-11］取钢、混凝土材料相应的弹性模量，计算得到本文试件的接头截面（即球扁钢肋断开处）和母材截面（即非栓接处）的理论承载弯矩分别为502 kN·m 和580 kN·m，前者约为后者的87%，考虑到钢桥面板接头通常设置在桥面系中受弯较小的区域，这样的接头设计较为经济合理［12］。为便于后文叙述，两条肋分别命名为A肋和B肋，对应的螺栓接头为接头A和接头B。

图3 螺栓接头布置（单位：mm）Fig. 3 Lay-out of bolted joint (unit: mm)

1.2 加载方案

加劲肋接头由于构造相对复杂，且质量容易受施工影响，在车辆荷载作用下的疲劳性能成为设计时的关键考虑因素。故本文拟通过疲劳加载试验，考察球扁钢加劲肋螺栓接头的疲劳力学性能，并通过静力承载能力试验对该种栓接方式的组合板整体和栓接头局部受力进行研究。试验加载方案如图4所示，加载时采用一端固定铰支座、一端滚动铰支座的简支支承，跨径4 m。其中疲劳试验在试件跨中施加单点荷载，加载面大小200 mm×600 mm（纵×横）（按规范［13］中车辆后轮着地面积取）；静力试验在试件跨中两点对称施荷，持续加载到试件破坏。疲劳与静力加载方式和装置如图4所示。

图4 加载方案Fig. 4 Loading scheme

试件S‐1 先采用PMS‐500 疲劳试验机进行200万次常幅荷载的疲劳试验，加载频率4 Hz，当确认加载后无疲劳破坏，再转移试验场地，采用千斤顶进行静力极限加载。试件S‐2 只进行相同的静力加载试验。

为关注球扁钢肋螺栓接头受力，在接头处A 和B两条肋上靠近跨中侧的第一排螺栓对应的肋底及肋侧布置3个纵向应变测点；此外在每条肋的内外2块拼接板上各布置4 个测点，位于拼接板中间底部和附近的螺栓孔下部，拼板内外侧测点的具体位置及编号如图5 所示（只给出A 接头布置情况，B 接头类推；其中Ar ‐0为母板肋底，Ai和Ao分别为内侧和外侧拼板测点），为防止贴片时打磨对拼板棱边造成较大初始缺陷，应变片实际位置距拼板底缘约10 mm。静载试验时在桥面板跨中截面的钢肋底缘、钢肋1/2 腹板高度、钢顶板及混凝土板表面增加布置纵向应变测点。

图5 A肋接头测点布置Fig. 5 Layout of strain gauges of joint A

1.3 材料性能

混凝土及钢板的材性均依照标准材性试验进行测试。得到C60混凝土立方体抗压强度79. 6 MPa，弹性模量4. 16×104MPa。钢顶板、球扁钢肋板和拼接板的屈服强度分别为341、387、367 MPa，抗拉强度分别为478 、532 、490 MPa。钢材弹性模量按照规范［11］取2. 06×105MPa，不再单独测试，据此换算得3种钢板屈服应变分别约为1 655 ×10−6、1 877×10−6和1 780×10−6。

2 测试结果及分析

2.1 试件S⁃1疲劳试验

采用等幅荷载循环加载，以拼接板底最大应力（即加劲肋断开处的拼板截面底部）达到规范［11］规定的相应疲劳细节值110 MPa作为试验荷载值控制的指标。按照拼接板与钢顶板、混凝土板组成的接头截面，依据材料力学梁截面应力公式σ=My/I［9］计算（其中，M为截面弯矩，y为距中性层距离，I为截面惯性矩），可得到跨中单点施荷300 kN，拼板底最大应力约103 MPa，接近疲劳细节值。故试验前先进行300 kN 静力预载，得到拼接板各测点应力值（由应变值换算得到，下同）如表1 所示。从结果看到，最大应力测点位于拼接板中间底部测点（肋断开截面处），但球头侧和背直侧的两个测点（例如Ai‐4 和Ao‐4）受力不对称，且前者较理论值大了约1/3，后者较理论值小了约1/3，前者约为后者两倍。考虑到球扁钢具有非对称截面，平面内弯矩作用时，会发生非对称弯曲［9］，具体到本文试验，球扁钢的螺栓接头也为非对称截面，竖平面内弯矩作用时，伴随发生了往球头一侧的横弯，导致球头侧拼接板应力增大（测点Ai‐4和Bi‐4）。

表1 静力预载应力结果Tab. 1 Stress result of static preload MPa

静载结果显示实测应力偏大，但疲劳试验仍偏不利地将荷载上峰值确定为300 kN，下峰值为30 kN（上峰值的1/10），进行200 万次循环加载，每10万次采集1次应变数据。若按照规范［13］规定的车辆荷载进行桥面系的受力计算，横隔板布置间距4 m的桥面板单位宽度承受最大正弯矩约38 kN·m［8］，远小于此处试验单位板宽的弯矩值（200 kN·m），故可粗略认为本次疲劳加载模拟实际桥面板超载受力的5. 26倍。

试验结束未发现开裂，且整个加载过程中，测点应变幅值稳定。由于试验应变数据受“基线漂移”［13］的影响，许多测点的应变绝对值并不稳定，仅以加载初期测得的应变上峰值为准，幅值则以20次采集结果平均值为准，下峰值由上述两者做差，整理得到断肋处拼接板的测点应力结果如表2所示。

表2 疲劳试验应力结果Tab. 2 Stress result of fatigue test MPa

根据《钢结构设计标准：GB 50017—2017》［14］，对于非焊接部位，正应力幅值Δσ按下式计算，其中σmax和σmin分别对应应力上、下峰值。

以测点Ai‐4结果为依据，计算得到本次试验200万次正应力幅Δσ为136. 5 MPa，高于规范［11］规定200万次容许正应力幅的110 MPa，说明了该种构造尺寸的球扁钢螺栓接头具有足够的抗疲劳性能。

此外，加载过程中未出现钢混层错动，200 万次加载过后，钢与混凝土结合的界面外观有分离，如图6所示，主要为钢混自然黏结层的破坏。

图6 疲劳加载结束后的钢混界面Fig. 6 Steel-concrete interface after fatigue test

2.2 试件S⁃1和S⁃2静力试验

对经过疲劳试验加载的试件S‐1 与保持初始状态的试件S‐2 进行极限受弯承载力静力试验，结果如下。

2. 2. 1 桥面板整体受力情况

两个试件加载过程类似，均为跨中截面的球扁钢加劲肋下边缘先屈服，最终加载点下方混凝土出现斜裂缝（由钢混界面斜向混凝土板表面发展）。最终整体变形如图7a所示。高强摩擦型螺栓接头在加载过程中逐渐摩擦失效，随着板的弯曲而变形张开，最终如图7b所示，并且由于该侧接头截面较母板截面较弱，加载点下方混凝土斜裂缝较另一侧完整截面处更明显，如图7c 所示，并在表面出现混凝土压溃，如图7d 所示。此外端部钢混界面错动5～6 mm。

除此以外，试件S‐1 在约600 kN 之后的加载过程中间隔着出现多次较大响声，而试件S‐2 在430 kN 出现比较明显的1 次声响（声响较S‐1 弱），此后则基本没有明显的声响。2个试件的荷载‐跨中位移曲线如图8 所示，400 kN 之前变形接近，试件S‐2 在约430 kN后变形加快，位移量大于S‐1。试件S‐1在600 kN以后变形持续加快，伴随试验中出现的声响，位移曲线出现锯齿状波动，约900 kN后位移量反超S‐2。2 个试件极限荷载较接近，分别为1 060 kN 和1 095 kN。根据文献［8］，与本文试验试件构造相同只是不带螺栓接头的组合板极限承载1 170 kN，而将规范［13］的车辆荷载作用换算到本文试验的等效加载力只有90 kN。以上均表明本文所提的球扁钢加劲肋组合板的栓接头截面极限承载力较高，将其设置在两横隔板之间的1/4 跨度处时，螺栓接头处不会成为控制桥面板受力的主要部位。

图7 破坏形态Fig. 7 Failure modes

图8 荷载⁃跨中位移曲线Fig. 8 Load versus mid-span deflection

整理试件跨中截面应变如图9所示，其中b、m、c分别代表截面底缘、钢肋1/2 腹板高度和混凝土顶面3个位置的应变结果。可以看出600 kN以前，2个试件应变响应非常接近，600 kN之后，试件S‐1钢截面的应变开始明显加快，并同样出现类似的锯齿状波动，其底缘屈服的荷载（850 kN）约为S‐2 相应屈服值的85%（1 000 kN）。

图9 荷载⁃跨中截面应变曲线Fig. 9 Load versus mid-span strain

结合图8 位移曲线及试验声响分析，可以推测未经疲劳试验的试件S‐2 在430 kN 之后相对S‐1 的额外增大位移可能为螺栓接头处出现滑动所致；而600 kN 之后，先经过疲劳试验的试件S‐1 的钢截面（尤其是底缘）应变相对S‐2增速加快，表明母板截面刚度有所下降，应为疲劳加载造成的损伤在高荷载作用下显现，造成钢混组合效应减小。之后S‐1的位移和应变曲线均出现的锯齿状波动（约6次）应为螺栓连接界面局部滑动的表现，而试件S‐2螺栓虽然先发生失效，但此后既无明显声响，位移和应变曲线亦无明显波动。考虑到试件S‐2在施拧完毕后直接进行静力极限加载，而试件S‐1经过疲劳荷载反复作用后，其接头内的各组栓接区域之间可能会出现趋于均匀传力的微调，故而螺栓的滑移间隔有序。以上分析表明，除了2 个试件接头施拧效果存在客观上的差异外，疲劳加载对接头的螺栓滑移失效行为也可能存在较大影响。

2. 2. 2 螺栓接头受力情况

2 个试件的接头拼板中间底部测点应变结果如图10所示。从图中可以看出，400 kN之前，2个试件的相关测点应变非常一致，表明200 万次高于规范规定疲劳细节应力值的疲劳加载对该种接头的连接影响非常小，没有出现刚度削弱。试件S‐2的应变在430 kN 之后出现了卸载趋势（曲线斜率增大），结合试验现象及位移可推知为螺栓连接界面滑移所致。就试件S‐1 而论，620 kN 时拼接板中间底部即进入屈服，此后很快出现螺栓滑动，但承载力仍有很大增长，并最终由顶板混凝土压溃控制。

图10 接头关键点应变Fig. 10 Strains of key points of bolted joint

综合以上分析，本文所提的带球扁钢肋螺栓接头的组合桥面板，200 万次疲劳加载（对应实际超载效应），对板的钢‐混凝土组合效应有损伤，但在低荷载情况下表现不明显；疲劳加载对螺栓的连接效果影响轻微，静载下弹性范围内受力与未经疲劳加载的接头受力基本一致。因此可以判断，在桥梁正常使用状态下，采用高强螺栓拼接板连接的组合桥面板球扁钢加劲肋具有较稳定的受力性能。但是受到疲劳荷载反复作用以后，高强螺栓拼接板连接加载至极限破坏时表现为高强螺栓连接界面上逐个出现滑移，而不受反复荷载作用下的高强螺栓拼接板连接加载至极限破坏时表现为高强螺栓连接界面出现整体1次滑移。

3 螺栓接头受力有限元分析

由于试验测试手段有限，为更详细考察球扁钢加劲肋螺栓接头的受力，采用大型通用有限元软件ABAQUS 建立与本文试件构造尺寸相同的有限元模型，进行弹性受力分析，并与试验对照。根据对称性原则选取了横宽方向的1/2模型。其中钢顶板采用壳单元S4R，混凝土、球扁钢加劲肋、螺栓及拼接板均采用实体单元C3D8R。考虑到计算精度问题，加劲肋与拼接板在厚度方向上划分了4层［15］。加劲肋与拼接板及拼接板与螺栓设置通用接触（general contact）面接触行为，考虑法向硬接触及切向摩擦，摩擦系数根据试件实际制作情况接近“未经处理的干净轧制面”，取0. 35。M22高强螺栓预紧力设置为190 kN［11］，通过软件内置螺栓荷载（bolt load）施加。采用弹性材料性能，混凝土取实测的弹性模量4. 16×104MPa，钢材取2. 06×105MPa。有限元整体模型和局部放大图如图11所示。

计算模型采用与疲劳试验类似的跨中单点施荷方式，荷载大小为300 kN。计算得到螺栓接头的侧向变形如图12 所示，在放大100 倍后可清晰看到拼接板随球扁钢肋一起侧弯的状态。

图12 接头变形情况（单位：mm）Fig. 12 Deformation of bolted joint (unit: mm)

接头内外侧的两块拼接板的外表面纵向应力分布如图13 所示。从图中可以看到与变形相符的应力分布，即球头侧的拼板中间底缘受力较球扁钢背直侧相应位置受力大许多，对称设计的拼接板在竖平面弯矩作用下呈明显的非对称受力状态，也与试验结果相符。

图13 两侧拼接板外表面纵向应力（单位：MPa）Fig. 13 Longitudinal stress on external surface of splice plates (unit: MPa)

选取拼接板模型上距底缘10 mm的纵向路径上的应力结果，并与试验相应的弯矩荷载作用下的相同位置的测点应力结果对比，如图14 所示。其中“in”表示球头侧，“out”表示球扁钢背直侧，FEM 表示有限元法，试件S‐1试验结果采用了疲劳加载前的预载应力值、疲劳后静力加载的等弯矩（截面弯矩150 kN·m）情况下的应力值，试件S‐2则只有静力加载等弯矩情况下的应力值。考虑到实际接头局部的接触可能不理想，螺栓预紧力与设计值有差距等，图14 中个别测点计算结果与试验有偏差，但多数测点的有限元计算结果与试验测试值较为一致，说明本文采用的有限元模型能较好模拟球扁钢螺栓接头的弹性范围内受力。

图14 试验结果与有限元对比Fig. 14 Comparison of test and FEM results

继而从有限元计算结果看，单个拼接板上应力分布与常规螺栓拼接板受力相似［16］，即从外排栓孔处开始承担母板传递而来的力，在拼接板中间截面（即母板断开处）达到峰值，对于球扁钢螺栓接头，球头侧拼板在最内两排螺栓之间区域的应力出现急剧上升，最终峰值可比球扁钢背直侧拼板相应位置应力高出约1倍。如果将模型中球扁钢侧向位移约束住，则计算得到的加劲肋两侧拼接板受力对称，以球头侧拼接板为例，其外表面和内表面（贴母板）纵向应力如图15 所示，拼接板中间截面底部应力约110 MPa，与前文理论计算值接近。

从有限元结果还可以看出，该种情况下拼接板受力最不利位置处于与母板贴合的内表面近跨中侧最内排栓孔下方，但最大值129 MPa 仍远小于实际非对称受力下的出现在拼接板中间下缘的应力峰值170 MPa（图13）。由此可见，按照平面弯曲对本文的球扁钢肋螺栓接头进行简单设计计算，实际应力水平会高出简单理论值约55%（（170−110）/110），虽然本文疲劳试验一定程度上验证了该种接头良好的疲劳性能，但按简单假定的平面弯曲计算，会严重低估实际受力，则是不利于实际桥梁结构的使用性能。故而在设计该类螺栓接头时，应考虑非对称受力方式所带来的不利影响，并对所设计的螺栓接头进行较为精细的分析或验算。