【摘要】介紹了大型公路鋼箱梁正交異性橋面板工地接頭構造細節的演變，并通過兩個足尺試件的靜載和疲勞試驗，以及有限元分析，證明正交異性橋面板工地接頭采用焊栓連接具有足夠的剛度、承載力和耐久性。
【關鍵詞】鋼箱梁
正交異性橋面板 工地接頭 試驗 有限元分析
一、前言
大型公路鋼箱梁正交異性橋面板工地接頭即箱梁節段之間的連接，過去均采用全焊或高強度螺栓連接。各國實橋運營經驗表明，這兩種連接方式各有不足。全焊連接時，U形肋嵌補段對接焊和肋角角接焊均處于仰焊位置施焊，而仰焊工作條件惡劣，施工周期較長，仰焊焊接質量比俯焊難以保證，經過一段時間運營后在這些焊接處容易產生疲勞裂紋。采用高強度螺栓連接時（橋面板、縱向U形助），橋面鋪裝層因栓接接頭而受到削弱，給銷裝工藝和質量控制帶來很大難度，鋪裝層容易產生裂紋、剝離等病害，而且螺栓用量大，造價高。基于以上原因，最近出現了一種新的連接方式，即橋面板用焊接（陶瓷襯墊單面焊雙面成型工藝），U形肋采用高強度螺栓連接。日本已將此方案作為首選方案納入設計規范。該方案克
服了全焊連接和全部栓接的各自缺點，可以說這是目前最先進的連接方式。南京長江第二大橋南汊橋在我國首次采用這種連接方式，因為是第一次采用，需通過模型試驗和有限元分析來驗證其連接剛度、局部應力和疲勞性能。本文對正變異性橋面板工地接頭構造細節的演變進行了綜述，并對該接頭的足尺試件進行了試驗研究和有限元分析。
二、鋼橋面板工地接頭構造細節的演變
1.鋼橋面板的構造細節
對于大跨度懸索橋和斜拉橋，鋼箱梁自重約為
PC箱梁自重的1/5～1/6.5。正交異性鋼板結構橋面板的自重約為鋼筋混凝土橋面板或預制預應力混凝土橋面板自重的1/2～1/3。所以，受自重影響很大的大跨度橋梁，正交異性板銅箱梁是非常有利的結構形式。通常，在鋼橋面板上鋪裝瀝青混凝土鋪裝層，其主要作用是保護鋼橋面板和有利于車輛的走行性。近代正交異性鋼橋面板的構造細節如圖回所示，由鋼面板縱助和橫肋組成，且互相垂直。鋼面板厚度一般為12mm，縱肋通常為U形肋或球扁鋼肋或板式助，U形肋板厚一般為6mm或
8mm，橫梁間距一般為
3.4～4.5m，兩橫梁之間設一橫肋。
制造時，全橋分成若干節段在工廠組拼，吊裝后在橋上進行節段間的工地連接。通常所有縱向角焊縫（縱向肋和縱隔板等）貫通，橫隔板與縱向焊縫、縱肋下翼緣相交處切割成弧形缺口與其避開。
2．正交異性鋼橋面板的疲勞及其工地接頭構造細節的改進
鋼橋面板作為主梁的上翼緣，同時又直接承受車輛的輪載作用。如上所述，鋼橋面板是由面板、縱肋和橫助三種薄板件焊接而成，在焊縫交叉處設弧形缺口，其構造細節很復雜。當車輛通過時，輪載在各部件上產生的應力，以及在各部件交叉處產生的局部應力和變形也非常復雜，所以鋼橋面板的疲勞問題是設計考慮的重點之一。自1966年英國Severn橋（懸索橋）采用扁平鋼箱梁以來，鋼橋面板陸續出現許多疲勞裂紋，主要產生的部位有縱助與面板之間的肋角焊縫、縱橫肋交叉的弧形缺口處，U形肋鋼襯墊板對接焊縫處等（詳見圖2），其中梁段之間鋼橋面板工地接頭是抗疲勞最薄弱的部位。
由于鋼橋面板不可能更換，產生裂紋后修補又比較困難，50年來．通過一系列的試驗研究和有限元分析，以及實踐經驗總結，對鋼橋面板構造細節的設計和焊接不斷進行了改進，使得鋼橋面板產生裂紋的概率大大減少。這里僅介紹鋼橋面板工地接頭構造細節設計的演變，如圖3所示，圖3（a）為過去采用的縱向肋焊接對接和高強度螺栓對接，圖3（b）為改進后的構造細節，即面板對接采用陶瓷襯墊單面焊雙面成型工藝，U形肋采用高強度螺栓對接拼接。
改進后的構造細節既克服了工地接頭縱向U形肋嵌補段的仰焊對接，從而改善了疲勞性能，又避免了面板栓接拼接對橋面鋪裝層的不利影響。這種構造細節在1999年建成的日本來島大橋、明石海峽大橋（懸索橋）和多多羅大橋（斜拉橋）中得到應用。
三、試件設計和制造
根據《美國公路橋梁設計規范》（1994年版），用于計算正交異性鋼橋面板剛度和恒載引起的彎曲效應時，與縱肋共同作用的鋼橋面板的有效寬度取縱肋間距。鋼箱梁工地接頭處橋面板采用單面焊雙面成型焊接工藝，面板內側需貼陶瓷襯墊，因此焊縫下面的U形肋側壁須開缺口以便襯墊通過。缺口寬度過小不便于施工，寬度過大易導致附近局部應力增加。日本的鋼箱梁橋在此種構造細節設計中采用的缺口寬度為75mm和120mm。
兩個足尺試件模擬南京長江第二大橋南汊橋的設計圖，取一個U形肋單元，跨長3750mm（實橋橫隔板間距），橋面板寬
600mm，厚 14mm， U形肋尺寸為
184mm*8mm*300mm，圓弧缺口寬度分為兩種，試件Ⅰ為50mm，試件Ⅱ為100mm。
試件材質為
16Mnq，屈服強度為 395MPa，拉伸強度為
540MPa。試件的制造嚴格按照《南京長江第二大橋南汊橋鋼箱梁制造規則》的有關內容進行，試件在工廠制造完成后，經外觀檢查、超聲波探傷和高強度螺栓檢查，全部合格。
四、試驗概況
1.加載方案
我國《公路橋梁設計通用規范》（JTJ021-89）規定汽車-超20級荷載中550kN的重車后軸重力為2*140kN，后輪著地面積為寬*長=600mm*200mm。本試驗中加載點的接觸面積參考該規范選定，考慮試件為單肋，故將本試驗的加載寬度折減為400mm，即介于單輪與雙輪寬度之間。試驗中以一塊寬*長*厚=420mm
* 200mm * 12mm的鋼板模擬橋面鋪裝層，以寬*長*厚=400mm * 300mm *
50mm的橡膠塊模擬車輪進行加載，如圖4所示，試驗機為MTS300kN電液伺服試驗機，加載頻率為300次／min。
2.測點布置
為研究缺口附近面板上的應力分布情況，在缺口附近面板上密集布置測點，其中面板焊縫附近的12個測點貼雙向應變片測量縱、根雙向應力。除了缺口附近布置測點外，在試件跨中及與試件焊栓接頭對稱的位置，也相應地布置了測點，如圖5所示。
為了研究試件及缺口部位的豎向剛度，在試件的跨中、焊栓接頭部位、對稱于焊栓接頭的部位、以及試件兩端都安裝了位移計，如圖4所示。
3.靜載試驗
兩個試件都作靜載試驗。靜載試驗分兩種加載方案，一種是在焊栓接頭處加載（如圖4所示），另一種是在跨中加載。根據有限元計算，當試件跨中作用140kN的荷載時，試件最大應力處（跨中U形肋下表面）的應力達到設計容許應力200MPa，試驗中考慮到較實際受力情況更不利的狀態，將最大靜載加到
175kN，為實際軸重力的
2.5倍，使試件的最大計算應力達到鋼材流動極限的75％。加載等級分四級和五級。
4.疲勞試驗
選取試件Ⅰ進行疲勞試驗，疲勞試驗加載位置為焊栓接頭處，荷載范圍40～90kN，循環次數為
200萬次。根據有限元計算，試件跨中加 4OkN荷載時，試件跨中
U形肋下表面的最大應力與橋梁恒載作用下產生的最大應力相當，當加90kN荷載時，其最大應力與橋梁恒載、活載共同作用下產生的最大應力相當，故選取以上疲勞試驗加載范圍。
五、試驗結果分析
1.豎向撓度
實測各測點在不同荷載等級下的豎向撓度如圖6所示。從圖6可以得出以下結論：
（1）各測點的撓度與作用荷載的大小基本上呈線性關系。
（2）實測值與計算值基本接近，表明實測值基本可信。
（3）在跨中作用荷載時，有限元計算結果顯示，焊栓接頭處的撓度比對稱于焊栓接頭的部位的撓度稍小，這是由于焊栓接頭部位U形肋的兩側腹板上通過高強度螺栓連接各外夾了兩塊拼接板，這相當于將U形助每側局部的腹板厚度增加了兩倍，而且可以與面板上的焊接接頭共同工作，從而增加了焊栓接頭部位的剛度，盡管該部位U形肋下面開了一個施工進手孔，但并不影響試件局部的剛度。
（4）同樣在焊栓接頭處加載時，試件Ⅰ接頭處和跨中部位的撓度比試件Ⅱ對應部位的撓度稍大，這與高強度螺栓的擰緊程度有關。但是從有限元計算結果可以看出，兩個試件對應部位的撓度完全一致，這說明缺口的大小對試件的剛度沒有影響。
2.局部應力
試件Ⅱ跨中下翼緣實測應力和計算應力如圖7所示，兩個試件在80kN（為公路橋梁設計通用規范規定最大輪載的
1.14倍）荷載作用下部分測點的實例應力如表回所示。從實測結果可以得出以下結論：
（1）實例應力基本上隨著荷載的增加而呈線性增加，而且基本上與計算值相吻合。
（2）在外加荷載作用下，兩個試件的大多數對稱測點的實測應力基本對稱。
（3）當在焊栓接頭處加載時，將兩個試件的實例應力進行比較，就會發現：①試件IU形助圓弧缺口附近面板上的橫向應力比試件Ⅱ大，但數值較小，在其他測點，兩個試件面板上的實測橫向應力基本上一致，在試件中心線與焊栓接頭中心線的交點附近，兩個試件面板上的橫向應力都較大，但也不超過設計容許應力；②試件Ⅱ焊栓接頭附近面板上的縱向應力比試件I大，在其他測點，兩個試件的實測縱向應力基本上一致；③試件IU形肋圓弧缺口附近的應力比試件Ⅱ大，但數值均較小。這表明圓弧缺口的大小對試件應力的影響僅限于U形肋圓弧缺口附近，而且U形肋圓弧缺口寬度為50～100mm都是安全的。
（4）當在跨中加載時，在所有的測點，兩個試件的應力都差不多，而且數值很小，與焊栓接頭處對稱部位的縱向應力和橫向應力也與焊栓接頭處對應點的縱向應力和橫向應力基本一致。
3.疲勞強度
在下限為40kN、上限為90kN（分別為實際軸重力的57％和1.23倍）的疲勞試驗荷載作用下，經過200萬次后，試件I各部位的撓度與疲勞試驗前基本上沒有差別，這說明疲勞對試件的剛度幾乎沒有影響。通過20倍放大鏡目測檢查，沒有發現裂紋，再次經過分級靜載試驗，結果表明，各測點的應力大小及其與荷載的線性關系同疲勞前一樣。可以認為，大型公路鋼箱梁正交異性橋面板結構采用焊栓連接后，其抗疲勞性能很好。
六、有限元分析
1.計算模型
計算采用4節點板單元，假定焊栓接頭處的拼接板與U型助之間不產生滑動，即作為整體共同工作，不考慮橋面鋪裝層的影響。
我國《公路橋涵設計通用規范》（JTJ021-89）規定的汽車-超20級荷載重車的后軸重力為2*140kN即每對車輪的重力為70kN。假設一對輪載為70kN的車輪作用在試件I和試件Ⅱ的焊栓接頭附近，兩個車輪之間的距離及觸地面積如圖8所示。本文分別計算了兩種輪載位置，一種是對稱輪載，另一種是偏心輪載。每種輪載從車輪邊緣靠近U型肋圓弧缺口開始，到車輪正好離開圓弧缺口結束，分為多種工況。輪載位置如圖8所示。
2.計算結果分析
（l）在兩種輪載作用下，圓弧缺口處的變形分別如圖9（a）和圖9（b）所示。從圖中可以看出，在U型肋與面板的連接處，U型助產生向外的面外變形。
（2）面板下表面焊栓接頭線上的縱向應力如圖10所示。從圖中可以看出，在兩種輪載作用下，試件Ⅱ的縱向應力比試件I的大，但應力的數值都較小，在對稱輪載作用下，試件I和試件Ⅱ的縱向應力最大值分別為
14.6MPa和
20.5MPa，在偏心輪載作用下，試件I和試件Ⅱ的縱向應力最大值分別為25.6MPa和30.9MPa。除了在焊栓接頭中心線與U型肋的交線附近有差別外，兩個試件縱向應力分布的規律大體一致。
（3）對稱輪載和偏心輪載作用下兩個試件面板下表面焊栓接頭中心線上的主應力分布分別如圖11和圖12所示。圖11和圖12中的共同特點是，當輪載靠近和離開圓弧缺口時，最大主應力基本上相同，當輪載離開圓弧缺口時，最小主應力比靠近圓弧缺口時稍大；當兩種輪載正好壓在圓弧缺口上面時，兩個試件的最大主應力達到極值，且數值基本上相同，在對稱輪載作用下，試件I和試件Ⅱ的最大主應力分別為
47.3MPa和 42.2MPa，在偏心輪載作用下，試件I和試件Ⅱ的最大主應力分別為 71.6MPa和
71.7MPa，但是在焊栓接頭中心線的橫向對應點上，試件I的最小主應力比試件Ⅱ的小，例如，當y＝150mm時，在對稱輪載作用下，試件I和試件Ⅱ的最小主應力分別為-37.4MPa和-13.7MPa，在偏心輪載作用下，試件I和試件Ⅱ的最小主應力分別為-28.8MPa和-7.7MPa。圖11和圖12中不同的是，在偏心輪載作用下，兩個試件的最大主應力比在對稱輪載作用下的大，最小主應力比在對稱輪載作用下的小。
（4）兩個試件在兩種輪載作用下圖8中的A，B，C三點的最大應力隨輪載位置變化而變化的曲線如圖13所示。從圖中可以得出以下結論：
a．從圖13（a）和圖13（b）可以看出，當輪載經過圓弧缺口時，A點的主應力以正為主，且對兩個試件主應力的影響趨勢相同，兩個試件的最大主應力曲線幾乎重合。
b．從圖13（c）和圖13（d）可以看出，輪載位置對兩個試件的主應力的影響趨勢正好相反，即當輪載經過圓弧缺口時，試件I的主應力隨著輪載的前進先變小，然后增大，試件Ⅱ則生好相反。但不管哪種情況，輪載位置對B點主應力的影響幅值都較小，在所計算的多種工況中，在對稱輪載作用下，試件I的主應力的變化幅值不超過
9.4MPa，試件Ⅱ的主應力的變
化幅值不超過12．4MPa，在偏心輪載作用下，試件I的主應力的變化幅值不超過ll.lMPa，試件Ⅱ的主應力的變化幅值不超過
17.2MPa。
c．從圖13（e）和國13（f）可以看出，當輪載經過圓弧缺口時，對兩個試件主應力的影響趨勢相同，即都是先變小，再增大。在對稱輪載作用下，C點的最大主應力為正，最小主應力為負，在偏心輪載作用下，最小主應力為負，最大主應力則先變為負，然后轉為正，特別是試件Ⅱ，變化幅值較大，最大主應力變化幅值為
29.OMPa，最小主應力變化幅值為 36.7MPa。
七、結束語
正交異性鋼橋面板工地接頭中面板采用全熔透對接焊、U形肋在兩側肋板采用摩擦型高強度螺栓拼接后，通過兩個足尺試件的靜載和疲勞試驗以及有限元分析，結果表明U形肋圓弧缺口寬度分別為50mm和100mm的兩種構造細節均有可靠的連接剛度，實測局部應力都小于設計容許應力，疲勞強度也滿足規范要求，因此，兩種構造細節都有可靠的工作性能。在滿足施工要求的條件下，建議U形肋圓弧缺口不要過大，實際結構上U形助圓弧缺口寬度為70mm。
參考文獻
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