吴丽丽，安丽佩,2

(1. 中国矿业大学(北京) 力学与建筑工程学院，北京 100083； 2. 湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082)

0 引 言

传统正交异性钢桥面板是用纵横相互垂直的加劲肋连同桥面盖板所组成的共同承受车轮荷载的结构，平行于桥轴方向的为纵向加劲肋，垂直于桥轴方向的为横隔板，如图1。正交异性板除作为桥面外，还是主梁截面的组成部分，且发挥了纵向加劲肋、横隔板以及主梁上翼缘的作用，以较少的钢材发挥了最大化效用，显著节省材料。故第二次世界大战后，德国境内桥梁大范围损坏亟待重建且钢材供应紧张，基于正交异性钢桥面板的优势，分别于1950、1954年修建了世界上第一座开口加劲肋和闭口加劲肋桥梁[1-3]。我国在1970年建造了首例使用正交异性板的桥梁——潼关黄河铁路桥[4]，随后又有几十座采用正交异性钢桥面板的大型桥梁落成，如江阴长江大桥、苏通长江大桥等。

伴随着正交异性钢桥面板的广泛使用，问题也逐渐突显出来。反复作用的车辆荷载引起的损伤累积、承受荷载时显著的局部效应、较短的应力影响线、车辆驶过会引起的应力循环，以及焊接节点处应力集中和焊接缺陷，使得正交异性钢桥面板易于出现疲劳开裂[5]。而且，易于出现裂纹的位置点被包裹在桥梁结构的内部，肉眼很难注意到，从而导致疲劳问题在前期易被忽略。1966年，英国的Severn桥[6]仅服役了5年，主梁上就发现了3种形式焊接细节的疲劳裂纹；在我国，建于1997年的虎门大桥[7]投入运营6年后开始出现疲劳裂纹，至2008年该桥下游最外侧重车车道铺装被整体打开，发现肉眼可见裂缝78条。针对正交异性钢桥面板的疲劳问题，国内外学者[8-11]进行了相关研究，但从改造结构构造方面来缓解或从根本上解决正交异性钢桥面板疲劳问题的研究较少。

针对疲劳最常见的纵肋-盖板连接处和两者连接处的一个特殊位置——盖板-纵肋-横梁三者汇聚处的疲劳问题，笔者所在课题组联合浙江中隧桥波形钢腹板有限公司研制了6种新型正交异性钢桥面板，旨在从结构上避开这2个疲劳敏感位置，同时拓宽桥面板受荷时的分布宽度，缓解局部效应。首先，参照国内外较大钢桥正交异性钢桥面板的设计方案，确立了传统正交异性钢桥面板中构件的尺寸和材料；然后，在保证用钢量基本一致的原则下，对比分析了传统和6种新型正交异性钢桥面板的静力承载性能，得出以折线板替代传统正交异性钢桥面板中的纵肋，并增添底板，用螺栓栓接折线板和顶板、底板的折线板型钢桥面板为最优的方案；最后，进行局部模型分析，发现当承受局部车轮荷载时，传统正交异性钢桥面板横桥向传力不良，局部效应显著，而折线板型钢桥面板增强了桥面板横向刚度和整体刚度，且在一定程度上拓展了桥面板横向的应力影响宽度。

笔者以折线板型钢桥面板为研究对象，采用数值模拟方法，通过在最不利荷载位置点上施加车轮荷载P，分析截面几何参数(顶板厚度dt、底板厚度db及折线板厚度df、高度hf、间距lf等5个截面参数)对折线板型钢桥面板受力性能的影响，并给出该桥面板各截面参数的设计建议值；然后以某公路桥正交异性钢桥面板的中间一梁段构件为依据，分别建立传统正交异性钢桥面板和建议折线板型钢桥面板的整体有限元模型，对2种方案在标准车辆下的力学性能进行了对比分析。结果表明：折线板型钢桥面板不仅从结构上避开了疲劳敏感位置即纵肋-盖板连接处和盖板-纵肋-横梁三者汇聚处且在一定程度上增宽了荷载在桥面板横向的传力范围，显著降低了顶板最大应力值，使得应力分布变得均匀，而其对纵桥向影响可忽略不计。

1 模型建立

采用有限元软件ABAQUS建立折线板型钢桥面板的局部有限元模型(图2)，取行车方向为纵桥向，其中横桥向宽度为4.00 m，纵桥向取3跨，两横隔板间距为3.75 m，总长11.25 m。

钢桥面板和铺装沥青分别采用四节点曲面薄壳或厚壳单元S4R和八节点线性六面体单元C3D8R模拟，且将铺装层与钢板刚接在一起考虑，即它们之间不存在任何滑移。钢桥面板所用钢材全部为Q345，其弹性模量为Es=206 GPa，屈服强度为fy=345 MPa，泊松比为vs=0.3；采用60 mm厚的单层沥青进行铺装，因只考虑沥青铺装层对荷载的扩散作用，故参数设置：弹性模量为Ea=1 600 MPa，泊松比为va=0.4。有限元模型如图3。

设置边界条件：铺装层与顶板绑定在一起，桥面板纵桥向的两边设为可以有竖向挠度，但不能水平移动，横隔板底部完全固结。根据JTG D 60—2015《公桥涵设计通用规范》及JTG B 01—2014《公路工程技术标准》，选择车辆重力标准值为550 kN的后轴为荷载标准即加载面积为0.2 m × 0.6 m，荷载大小为70 kN，在不考虑冲击系数的情况下，以钢桥面板竖向最大挠度ymax、顶板横向最大拉应力σt,max和底板横向最大拉应力σb,max为指标，在保证结构尺寸的挠跨比满足JGT D 64—2015《公路钢结构桥梁设计规范》规定的基础上，对折线板型钢桥面板的截面几何参数，即顶板厚度dt、底板厚度db及折线板厚度df、高度hf、间距lf等参数进行分析，提出折线板型钢桥面板截面几何参数的设计建议值。

2 折线板型钢桥面板截面参数分析

2.1 顶板厚度dt

根据对传统正交异性钢桥面板力学性能分析，盖板厚度是钢桥面板静力性能的主要影响因素之一，即增加盖板厚度dt能明显减小车轮荷载P作用下传统钢桥面板的挠度及横向最大拉应力。虽然折线板型钢桥面板与传统正交异性钢桥面板在结构上存在差异，但顶板仍为主要组成构件，故在保证折线板型钢桥面板结构尺寸的挠跨比满足JGT D 4—2015《公路钢结构桥梁设计规范》规定的基础上，参照传统钢桥面板，将顶板厚度dt从7 mm开始，以2 mm的间隔增加。考虑传统型桥面板局部厚度已达22 mm，故取折线板型钢桥面板顶部钢板最大厚度dt,max=21 mm。结构其他部位尺寸与图2相同，则顶板厚度dt对折线板型钢桥面板顶板横向最大拉应力σt,max、底板横向最大拉应力σb,max及竖向最大挠度ymax的影响如图4。

由图4可以看出：

1)σt,max随着dt的增加而显著减小，但减小幅值在dt=11 mm处突然降低，即dt>11 mm后，dt改变对σt,max影响不大。

2)σb,max随着dt的增加呈线性减小，但减小总值仅为1.58 MPa，故可忽略dt的影响。

3)dt增大使得ymax呈非线性减小，但减小总值仅为0.088 mm，表明dt的增加虽可使ymax减小，但效果一般。

综上，兼顾经济性考量，建议顶板厚度取值dt=11 mm。

2.2 底板厚度db

相较于传统正交异性钢桥面板，折线板型钢桥面板增添了底板，考虑到顶板厚度dt=11 mm，故将底板厚度db从1 mm增加至11 mm(从无至有)，分析底板厚度db对折线板型钢桥面板静力性能的影响，如图5。结构其他部位尺寸仍保持不变。

由图5可知:

1)当db≤5 mm时，σt,max随着db的增加而显著降低；当db> 5 mm时，σt,max基本保持不变，不受db的影响。

2)db的增加使得σb,max有较为均匀的减小，且效果显著。

3)ymax随着db的增加呈非线性降低，当db=0 → 6 mm时，ymax减小较显著。

综上，考虑到在实际营运期难以发现和维修底部钢板出现的问题，故建议底板厚度值db=7 mm。

2.3 折线板

用折线板替代传统钢桥面板中的纵肋，是折线板型钢桥面板有别于传统钢桥面板重要特点之一。其主要优势包括：①用螺栓连接折线板和顶板、底板，取代了传统钢桥面板的焊接方式，从数量上减少了焊接位置；②可使得桥梁横向刚度和整体刚度增大。折线板作为一个整体，其主要截面参数是厚度df、高度hf和间距lf。

2.3.1 折线板厚度df

传统钢桥面板通过纵肋对盖板加劲，使得整个钢桥面板的刚度得到增强；折线板型钢桥面板的折线板有加劲顶板的作用，并且由于连接了顶板及底板，使得顶板所承受的荷载可以有效地传递至底板，增强了折线板型钢桥面板的整体性，大大提高了折线板型钢桥面板横向抗弯刚度。基于传统钢桥面板加劲肋的设计厚度，兼顾折线板型钢桥面板整体性，确定折线板厚度df=2～9 mm，且dt=11 mm，db=7 mm，则df对折线板型钢桥面板静力性能的影响如图6。

由图6可知：

1)随着df的增大，σt,max先快速降低然后缓慢增大，df=4 mm处为最小拉应力值点；df> 3 mm后，df对σt,max的影响很小；而σb,max与其相反，仅仅是df在最初2～3 mm内,df对σb,max的影响较显著。

2)随着df的增大，ymax呈非线性减小，当df=4 mm时，ymax减少值约占总降幅的65%。

3)在df增加过程中，σb,max始终小于σt,max。

综上，兼顾经济性要求，建议df=4 mm。

2.3.2 折线板高度hf

日本《道路桥示方书》规定，若为梯形加劲肋则高度一般为240 mm和260 mm两种规格，而我国梯形加劲肋高度一般为280～300 mm。基于这两种加劲肋高度取值，且dt=11 mm，db=7 mm，df=4 mm，并取折线板高度hf=240～300 mm，则折线板型钢桥面板的力学性能变化如图7。

由图7可以看出：

1)随着hf的增大，σt,max近似地呈线性增长，而σb则线性降低，两者的变化总值仅分别为1.15 MPa和2.27 MPa。

2)随着hf的增大，ymax呈现不均匀减小，在hf=260 mm处，减小幅度显著，约占总降幅的40%。

综上，hf对折线板型钢桥面板总体影响不大，故以相对较为显著的ymax为控制指标，建议hf=260 mm。

2.3.3 折线板间距lf

在传统钢桥面板中，纵肋是主要组成构件，参与受力，同时起到防止盖板受压时发生整体屈曲的作用。纵肋间距过大，盖板可能发生局部失稳；过小，则不便于桥面板的安装制造。考虑到折线板型钢桥面板采用折线板加劲与传统的加劲肋差异较大，且其顶板厚度dt仅为11 mm，故分析当lf=100、160、200、250、320和400 mm时，lf对折线板型钢桥面板力学性能的影响如图8。其他3个参数选取笔者建议值：dt=11 mm，db=7 mm，df=4 mm。

由图8可知：

1)随着lf的增加，σt,max呈现较为显著的均匀增长趋势，当lf=320～400 mm，σt,max变化值达7.11 MPa。

2)除了在lf=200 mm处以外，总体上，随着lf的增加，σb,max呈现不均匀增长，在lf=100～160 mm处，σb,max增值达8.29 MPa，为总变化幅值的70%。

3)ymax随着lf的增加呈现出先减小后增大的趋势，变化幅值显著，且在lf=200 mm处，ymax达到了最小值。

综上，建议折线板间距lf=200 mm。

3 折线板型钢桥面板的整体模型分析

基于某公路桥正交异性钢桥面板中间一梁段，采用有限元软件ABAQUS，建立了折线板型钢桥面板和传统正交异性钢桥面板的整体有限元模型，对比分析了桥面板的静力性能。模型尺寸为：横隔板高度1.5 m，厚度12 mm，间距4 m；主梁腹板高度3.0 m，厚度24 mm；主梁翼缘宽度0.4 m，厚度48 mm。传统正交异性钢桥面板的盖板、纵肋等尺寸如图9；折线板型钢桥面板的顶板、折线板及底板的尺寸取笔者的建议值。

考虑到折线板型钢桥面板改进的针对对象是传统钢桥面板的横桥向截面构造，以及模型计算耗时问题，将钢桥面板整体模型的横向尺寸取为实桥实际宽度19.5 m，纵向仅取3个横隔板间距，总长为12 m。在模型中，顶板、纵向加劲肋、折线板、底板、横隔板以及主梁等均采用Q345钢，弹性模量为Es=206 GPa泊松比为vs=0.3，屈服强度为fy=345 MPa；采用单层沥青铺装体系，厚度为60 mm，弹性模量为Ea=1 600 MPa，泊松比为va=0.4。参照JTG D 60—2015《公路桥涵设计通用规范》和JTG B01—2014《公路工程技术标准》中的车辆荷载标准值进行加载。因整体模型纵桥向的长度为12 m，不能将整辆重车的荷载施加在桥面板上部，故仅取重车的后轴荷载加载至模型横桥向跨中与纵桥向跨中的相交处，传统正交异性钢桥面板和折线板型钢桥面板整体有限元模型及加载位置如图10。

3.1 挠 度

在汽车后轴车轮荷载下，传统钢桥面板和折线板型钢桥面板整体有限元模型的挠度云图如图11。钢桥面板纵向跨中位置处沿着桥面板横向的挠度y跨中变化曲线如图12，图中横坐标x为沿钢桥面板横向的坐标值。

从图11可以看出，不论在桥面板横向还是纵向，折线板型钢桥面板挠度分布范围均显著加宽，即对荷载在桥面板横向和纵向的传递范围而言，折线板型钢桥面板明显优于传统钢桥面板。

从图12可以看出：

1)传统钢桥面板纵向跨中位置处沿横向最大竖向挠度为4.068 mm，悬臂部分产生的最大翘曲挠度为1.798 mm；折线板型钢桥面板纵向跨中位置处沿横向最大竖向挠度为3.028 mm，悬臂部分产生的最大翘曲挠度为1.600 mm。这表明，折线板型钢桥面板增强了钢桥面板整体刚度和横桥向刚度。

2)传统钢桥面板承受荷载位置处的挠度出现了突然增大的现象，而折线板型钢桥面板未出现此种现象，且折线板型钢桥面板挠度曲线的斜率略微小于传统钢桥面板。这表明，承受车轮荷载时，折线板型钢桥面板沿着桥面板横向挠度分布更为均匀。

综上，与传统钢桥面板相比，折线板型钢桥面板不仅增强了钢桥面板整体刚度和横向刚度，而且还使其沿着桥面板横向变形的分布更均匀。

3.2 应 力

在汽车后轴车轮荷载下，传统钢桥面板和折线板型钢桥面板整体模型顶板应力云图如图13。经数值分析得出的桥面板纵向跨中位置处沿桥面板横向距离x的横向应力σt变化曲线，如图14。

由图13可见，当承受汽车后轴车轮荷载时，传统钢桥面板沿桥面板横向应力影响宽度很小，局部效应明显，故沿着钢桥面板横向应力σt变化情况仍是考察的重点，这与局部模型得出的结论是一致的；折线板型钢桥面板使得桥面板横向在承受荷载时的传力范围得到了扩展，效果较为显著。

从图14可以看出：

1)在车辆后轴车轮荷载作用下，传统钢桥面板纵向跨中位置处横向拉应力最大值σtl,max=9.120 MPa，横向压应力最大值σtp,max=14.971 MPa；折线板型钢桥面板纵向跨中位置处横向拉应力最大值σtl,max=0.563 MPa，横向压应力最大值σtp,max=7.299 MPa，较传统钢桥面板分别降低了93.8%和51.2%。

2)传统钢桥面板横向应力σt变化仅发生在荷载作用处及其左右各1～1.5个纵肋宽度范围内；折线板型钢桥面板虽然在此范围内横向应力变化较为显著，但在其他位置处仍有横向应力的存在，只是较此处变化较缓，表明折线板型钢桥面板在距离荷载较远的其他位置处仍有荷载的传递。

综上，与传统钢桥面板相比，折线板型钢桥面板不仅增宽了荷载在桥面板横向的传力范围，而且还显著降低了顶板最大应力值，使得桥面板上应力分布更加均匀。

3.3 主梁支反力FN

考虑到局部模型未包括主梁，且对钢桥面板受力性能分析均是在横桥向展开的，故笔者对在车辆后轴车轮荷载时主梁支反力FN分布情况进行分析，以考察折线板型钢桥面板相对于传统钢桥面板在桥面板纵向的传力改善情况，计算结果如图15。

由图15可知：折线板型钢桥面板和传统钢桥面板在主梁传力情况几乎完全相同，表明折线板型钢桥面板对桥面板纵向没有影响。

4 结 论

以一种新型折线板型钢桥面板为研究对象，通过在最不利荷载位置点上施加车轮荷载，分析了顶板厚度dt、底板厚度db，及折线板厚度df、高度hf、间距lf等5个截面参数对折线板型钢桥面板受力性能的影响，给出了折线板型钢桥面板截面参数的设计建议值。基于某公路桥正交异性钢桥面板的中间一梁端构件，分别建立传统正交异性钢桥面板和折线板型钢桥面板的整体有限元模型，对比分析了这2种方案在标准车辆下的力学性能。得到主要结论如下：

1)dt的增加仅对顶板的力学性能产生了显著改善，而对底板的影响不大。

2)db的改变不仅会对底板的力学性能产生影响，而且当db<5 mm时，也会显著影响顶板的力学性能。

3)lf对折线板型钢桥面板力学性能影响最为显著，df仅在最初2～3 mm内影响较显著，hf的影响可忽略不计。

4)提出了折线板型钢桥面板截面参数的设计建议值：dt=11 mm，df=4 mm，db=7 mm，hf=260 mm，lf=200 mm。

5)对传统正交异性钢桥面板和折线板型钢桥面板整体模型的研究，进一步证实了折线板型钢桥面板不仅从结构上避开了最常见的应力集中部位——纵肋-盖板连接处，及较为敏感的位置——盖板-纵肋-横梁三者汇聚处，而且在一定程度上显著改善了桥面板横桥向的力学性能，对纵桥向影响可忽略不计。