葉 奮，宋卿卿

（同濟大學道路與交通工程教育部重點實驗室，上海201804）

鋼橋面鋪裝在輪載下需要追隨橋面板的變形，因此容易發(fā)生變形過大，從而出現(xiàn)病害［1］。相較于道路鋪裝，鋼橋面鋪裝的受力更加復雜，因此對鋼橋面鋪裝的真實力學響應研究成為橋面鋪裝設(shè)計體系中的重點［2］。近些年超高性能混凝土（ultra-high performance concrete，UHPC）在鋼橋鋪裝中得到了應用，它在滿足鋼橋面鋪裝性能要求的同時還能增強橋面板的抗疲勞性能［3-4］。對UHPC 鋪裝的真實力學響應進行研究，有助于鋼橋面UHPC 鋪裝的設(shè)計與推廣。

目前對鋼橋面鋪裝力學響應的研究主要有三種方式：一是采用力學計算或數(shù)值模擬［5］，缺點是缺少與鋪裝實際內(nèi)力的對比，為理論計算結(jié)果；二是采用室內(nèi)加速加載進行縮尺模型試驗［6-7］，缺點是受力與實際受力存在一定差距；三是通過實橋加載，采用埋入傳感器獲取實橋的力學響應特征，該方法需要現(xiàn)場試驗，因此研究結(jié)果相對較少。2013年，張德佳等［8］在上海蕰藻浜大橋中通過埋入光纖傳感器對鋼橋面瀝青鋪裝的靜載力學響應特征進行了研究，并據(jù)此修正了數(shù)值計算模型。2014年，武金婷等［9］在上海昌吉東路鋼橋鋪裝上埋入光纖傳感器，分析了鋼橋瀝青鋪裝的動態(tài)力學響應特征。2018年，程懷磊等［2］通過在鋪裝中埋入電阻式傳感器，總結(jié)了鋼橋瀝青鋪裝在不同工作溫度下的動態(tài)力學響應特征，發(fā)現(xiàn)溫度會改變?yōu)r青鋪裝的動態(tài)力學響應特征，從而為鋼橋瀝青鋪裝室內(nèi)加載試驗參數(shù)的確定提供依據(jù)。

綜合來看，基于實橋加載試驗對鋼橋面鋪裝力學響應特征的研究相對較少，并且這些研究主要集中在鋼橋面瀝青鋪裝上，而鋼橋面UHPC 鋪裝與鋼橋面瀝青鋪裝的受力響應特征可能并不相同。針對這些問題，本文在上海市同濟路立交鋼橋面鋪裝大修過程中，通過在鋪裝層預先埋入光纖應變傳感器并進行現(xiàn)場加載試驗，實測獲取鋼橋面UHPC 鋪裝的應變響應數(shù)據(jù)。根據(jù)這些數(shù)據(jù)，對鋼橋面UHPC鋪裝的靜動載下的力學響應特征進行分析。

1 試驗概況

同濟路立交鋼橋為連續(xù)鋼箱梁橋，寬9.05 m，單跨長24.50 m。橋面板為正交異性結(jié)構(gòu)，板厚16 mm；橫隔板間距4 m，板厚10 mm；U 型肋間距60 mm，厚8 mm。

1.1 UHPC鋪裝以及材料簡介

鋪裝方案為80 mm 厚的UHPC 鋪裝，內(nèi)設(shè)抗剪釘（直徑16 mm、長45 mm），間距為400 mm×400 mm；鋪設(shè)鋼筋直徑為12 mm 的鋼筋網(wǎng)，鋼筋網(wǎng)間距40 mm×40 mm；表面刻痕，刻痕深5 mm、寬5 mm，槽中心距22 mm，如圖1 所示。UHPC 的基體配合比如表1 所示，鋼纖維的體積摻量為2.5%。所用UHPC表觀為粉體，具有類自流平的流動性能，無需高壓蒸汽養(yǎng)護。采用GB/T17671―1999測得1 d抗壓強度大于60 MPa，3 d 抗壓強度大于131 MPa，28 d 抗壓強度大于192 MPa。采用GB/T31387―2015測得其抗彎拉強度大于25 MPa。采用DL/T5193―2004 測得其軸拉強度大于11 MPa。采用GB/T31387測得其彈性模量為48 GPa。

圖1 鋼橋面UHPC鋪裝結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of UHPC pavement on steel bridge deck

表1 UHPC材料基體的配合比Tab.1 Mix proportions of UHPC material matrix

1.2 傳感器的埋設(shè)與實橋加載試驗方案

1.2.1 傳感器埋設(shè)位置的確定步驟

（1）有限元建模確定鋪裝層應變極值分布。采用有限元軟件ANSYS 進行實橋局部建模分析。建模時假設(shè)鋪裝層為連續(xù)均勻各向同性的彈性體，層間為完全連續(xù)接觸。荷載采用等效雙輪矩形荷載模擬，大小為0.7 MPa，如圖2 所示。為了保證計算精度，橫斷面尺寸與實橋斷面尺寸一致，同時根據(jù)本課題組研究成果［8］，縱向上取3 個橫隔板跨度，加載位置網(wǎng)格尺寸取為0.01 m。邊界條件為腹板底部、橫隔板底部全約束，端部簡支約束。采用殼單元（shell 63）模擬鋼橋面板，實體單元（solid 45）模擬UHPC鋪裝層。不考慮層間的相對滑動，通過耦合兩個單元界面處的位移模擬層間連接。模型參數(shù)如表2所示，建立的模型如圖3所示。

圖2 等效雙輪均布荷載平面圖（單位：m）Fig.2 Equivalent double-type uniform load（unit：m）

表2 有限元模型計算參數(shù)Tab.2 Calculation parameters of finite element model

圖3 三維有限元模型Fig.3 3D finite element model

（2）最不利加載位置確定。變換荷載在橫斷面的橫向位置（此時縱向為橫隔板正上方），如圖4 所示，共13 種位置。對比各位置結(jié)果，得到橫向最不利加載為位置5。橫向保持該位置，縱向從距第3橫隔板800 mm處開始，間隔350 mm向前遞增，至距第4橫隔板1 150 mm處結(jié)束（圖5），共12個位置，得到縱向最不利加載為位置4。

圖4 有限元模擬的橫向加載位置Fig.4 Transverse loading position of finite element simulation

（3）傳感器埋設(shè)方案。最不利位置加載下有限元計算得到鋪裝層最大拉應變?yōu)闄M向，值為25.7×10-6，出現(xiàn)在縱向距橫隔板的0.25 m橫斷面處（記作斷面A）、雙輪矩形荷載中間正下方鋪裝層頂；最大撓度（0.479 mm）出現(xiàn)在兩橫隔板跨中橫斷面處（記為斷面B）。因此選取斷面A 與斷面B 作為傳感器埋設(shè)斷面，傳感器布設(shè)于輪載下方的鋪裝層內(nèi)，每個斷面上埋設(shè)6 個傳感器（1#～6#），兩斷面共計12 個傳感器，橫向、豎向布置示意如圖6 所示、縱向布置如圖7所示。

圖5 有限元模擬的縱向加載位置（單位：mm）Fig.5 Longitudinal loading position of finite element simulation（unit:mm）

圖6 橫向與豎向傳感器布置及橫向?qū)崢蚣虞d試驗方案Fig.6 Arrangement of transverse and longitudinal sensors and scheme of transverse real bridge loading test

（4）傳感器選用光纖應變傳感器，采集頻率為100 Hz。傳感器的應變計算公式如下：

式中：ε為應變值；λ0為傳感器初始波長，m；λ1為傳感器實測波長，m；α應變靈敏度，10-12m·με-1。

1.2.2 實橋加載試驗方案

試驗分為靜載、動載、運營期三種加載方案，加載車為東風牌中型貨車，通過裝載沙袋控制后輪雙輪組接地壓強為0.7 MPa，加載車參數(shù)見表3。

表3 加載車輛參數(shù)表Tab.3 Parameters of loading vehicle

（1）靜載加載試驗方案。靜載加載分為橫向、縱向兩種加載方案。橫向加載時每斷面上各有三種加載工況，分別為加載車的右側(cè)雙輪組輪隙中心位于第4U型肋左100 mm、U型肋左邊上方和U型肋右100 mm。A斷面工況記為工況1、2、3，B斷面工況記為工況4、5、6，如圖6所示?？v向加載與有限元加載方法保持一致，即橫向上保持加載車輛右側(cè)雙輪輪隙中心位于第4U型肋邊緣，縱向上加載車行駛至距橫隔板800 mm處熄火停止，記為工況1，之后加載車以間隔350 mm沿U型肋左邊緣向前遞增前進并熄火進行試驗，至距下個橫隔板1 150 mm處完畢，共12種工況，如圖7所示，試驗時每工況采集3 min。

圖7 縱向傳感器布置與縱向?qū)崢蚣虞d試驗方案（單位：mm）Fig.7 Arrangement of longitudinal sensors and scheme of longitudinal real bridge loading test（unit:mm）

（2）動載加載試驗方案。加載速度分別選擇20、30和40 km·h-1進行試驗，車輛沿靜載縱橋向加載的輪跡線行駛，勻速通過兩個斷面，為降低變異性，每種車速加載三次取均值進行分析。

（3）運營期加載。獲取運營狀態(tài)下的數(shù)據(jù)，選擇某工作日的13：00～15：00連續(xù)測取。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 鋪裝靜載力學響應結(jié)果分析

2.1.1 傳感器實測的有效性與可行性驗證

為驗證傳感器數(shù)據(jù)的有效性與可行性，將最不利加載位置下A斷面的實測結(jié)果與有限元結(jié)果進行對比，并計算誤差Δ，如表4所示。結(jié)果顯示，實測結(jié)果與有限元計算結(jié)果接近，最大拉應變結(jié)果誤差僅為1.9%，因此采用應變傳感器進行實測是有效可行的。

表4 數(shù)值分析結(jié)果與實測結(jié)果對比Tab.4 Comparison between numerical analysis result and field test result

2.1.2 橫向靜載加載試驗結(jié)果分析

橫向靜載加載下斷面A、B的實測結(jié)果如圖8、9所示。結(jié)果表明，斷面A 的6#傳感器在工況2 測得最大拉應變（25.1×10-6），該處為鋪裝層拉應變峰值所在位置。斷面B的6#傳感器在工況5時也為該斷面拉應變極值，這表明橫向加載時雙輪荷載騎跨U型肋邊為最不利加載方式。

圖8 A斷面處橫向靜載試驗結(jié)果Fig.8 Results of transverse static load test at section A

圖9 B斷面處橫向靜載試驗結(jié)果Fig.9 Results of transverse static load test at section B

2.1.3 縱向靜載加載結(jié)果分析

縱向靜載加載下斷面A、B的實測結(jié)果分別如圖10、11所示。結(jié)果表明，斷面A在工況4產(chǎn)生最大拉應變（6#傳感器，25.1×10-6）。斷面 B 在工況10 產(chǎn)生該斷面的最大拉應變（6#傳感器，8.2×10-6）。結(jié)合兩斷面的位置，對比兩斷面的結(jié)果可知，斷面A的應變結(jié)果大于斷面B 的，因此縱向上距橫隔板0.25 m為縱向最不利加載位置。

圖10 A斷面處縱向靜載試驗結(jié)果Fig.10 Results of longitudinal static load test at section A

圖11 B斷面處縱向靜載試驗結(jié)果Fig.11 Results of longitudinal static load test at section B

2.1.4 靜載結(jié)果綜合分析

（1）UHPC 鋪裝靜載最不利加載為雙輪荷載橫向騎跨U型肋邊，縱向上距橫隔板0.25 m。

（2）最不利加載下鋪裝最大橫向拉應變?yōu)?5.1×10-6，位于雙輪荷載中心下方、鋪裝層頂。

（3）橫隔板處鋪裝層的拉應變區(qū)域大于跨中斷面處拉應變區(qū)域。

（4）最大拉應變實測結(jié)果與有限元結(jié)果接近、位置相同。

2.2 鋪裝動載力學響應結(jié)果分析

2.2.1 加載速度對鋪裝受力影響

不同加載速度下斷面A、B的試驗結(jié)果如圖12、13所示。由圖12、13可知：

（1）實測拉應變值均隨加載速度的增加而減小，且拉應變值越大該規(guī)律越明顯。

（2）加載速度為40 km·h-1時，鋪裝層的最大拉應變?yōu)?2.5×10-6，相較于靜載值（25.1×10-6）降幅達到50%。

（3）壓應變值隨加載速度的增加未表現(xiàn)出明顯規(guī)律，這與鋼橋面瀝青鋪裝的速度越大，拉壓應變越小的規(guī)律［2，9］并不一致，這是由于UHPC鋪裝層彈性模量較大引起的。

圖12 A斷面處不同速度下動載試驗結(jié)果Fig.12 Dynamic load test results at different speeds at section A

圖13 B斷面處不同速度下動載試驗結(jié)果Fig.13 Dynamic load test results at different speeds at section B

2.2.2 鋪裝層動態(tài)響應曲線特征分析

動載加載下鋪裝層的應變與加載時間所呈現(xiàn)的曲線為動態(tài)響應曲線。隨著加載速度的變化，鋪裝層的動態(tài)響應曲線會發(fā)生變化，將變化規(guī)律進行歸類后得到三類變化形式。第一類為A 斷面6#傳感器處的變化形式（圖14），稱為第一類拉應變動態(tài)響應曲線。第二類為A斷面5#傳感器的變化形式（圖15），稱為第二類拉應變動態(tài)響應曲線，A 斷面2#傳感器、B斷面2#、6#傳感器符合該規(guī)律。第三類為壓應變的動態(tài)響應曲線變化規(guī)律，以A斷面4#傳感器為例（圖16），稱為壓應變動態(tài)響應曲線。由圖14～16發(fā)現(xiàn)，這些曲線共有三種波形，第一種為拉應變的單峰波形（圖17）；第二種為拉應變的雙峰波形（圖18）；第三種為壓應變的峰谷交替波形（圖19）。

圖14 第一類拉應變動態(tài)響應特征曲線Fig.14 Dynamic response characteristic curve of the first type of tensile strain

圖15 第二類拉應變動態(tài)響應特征曲線Fig.15 Dynamic response characteristic curve of the second type of tensile strain

圖16 壓應變動態(tài)響應特征曲線Fig.16 Dynamic response characteristic curve of pressure strain

圖17 拉應變的單峰波形Fig.17 Single peak waveform of tensile strain

圖18 拉應變的雙峰波形Fig.18 Bimodal waveform of tensile strain

圖19 壓應變的峰谷交替波形Fig.19 Peak valley alternation wave form of pressure strain

根據(jù)試驗結(jié)果可知：①第一類拉應變動態(tài)響應曲線在低速階段（≤20 km·h-1）呈現(xiàn)出雙峰波形，隨加載速度增加，向單峰波形轉(zhuǎn)變。②第二類拉應變動態(tài)響應曲線在加載速度40 km·h-1以內(nèi)仍為雙峰波形，雙峰向單峰轉(zhuǎn)變趨勢不明顯。③壓應變動態(tài)響應曲線隨加載速度增加，峰值逐漸減小。④引起動態(tài)曲線波形變化的因素為加載速度與鋪裝層彈性模量：隨鋪裝層彈性模量、加載速度增大，波形由雙峰向單峰轉(zhuǎn)化，峰值減小。

動態(tài)響應曲線的雙峰波形、峰谷交替波形已在鋼橋面瀝青鋪裝中被發(fā)現(xiàn)［2，9］，但單峰波形卻是UHPC鋪裝獨有的。原因為雙峰波形是車輛前后輪先后經(jīng)過引起的，而UHPC 鋪裝彈性模量遠大于瀝青鋪裝，在加載速度較大時，前輪引起UHPC鋪裝的變形很小，從而演變?yōu)橹挥泻筝喴鸬膯畏宀ㄐ?。由于單峰波形出現(xiàn)在鋪裝層的最大拉應變位置，因此UHPC 鋪裝相對于瀝青鋪裝，其最大位置處的受力頻次得到了減少。

2.3 鋪裝運營期力學響應結(jié)果分析

運營期社會車輛的軸載、輪跡線具有不確定性，傳感器所測數(shù)據(jù)波動性大，單個傳感器所測數(shù)據(jù)如圖20所示。由圖20可知傳感器測得很多波峰，將最大的波峰取出作為代表值分析運營期鋪裝層的試驗結(jié)果，并與動靜載結(jié)果進行對比，結(jié)果如表4所示。

圖20 運營期傳感器所測數(shù)據(jù)示例Fig.20 Sample data measured by sensors in operation period

表4 運營期與靜載以及動載試驗結(jié)果對比Tab.4 Comparison of test results between operation period,static load and dynamic load

2.3.1 運營期與動靜載試驗結(jié)果對比分析

運營期、靜載試驗、動載（40 km·h-1）的對比結(jié)果如表4 所示。由表4 可知：①運營期中1#、3#、4#傳感器可測得壓應變與拉應變，而動靜載中只測得壓應變，這是運營期車輛輪跡線不固定引起的。②2#、5#、6#傳感器在運營期只呈現(xiàn)出受拉，結(jié)合傳感器所在位置，說明U 型肋邊緣上方的鋪裝層頂在服役期為受拉區(qū)域，且為鋪裝層的拉應變極值區(qū)域，該區(qū)域在荷載長期作用下容易發(fā)生受拉疲勞破壞。③運營期鋪裝層拉應變極值的位置與靜動載一致，均為A 斷面處的6#傳感器所在位置，但運營期所測得的值大于靜載、動載所測值，幾乎為靜載時的兩倍（50.1×10-6：25.1×10-6）。引起此種情況的原因為：第一，運營期的一些社會車輛軸載大于標準車軸載；第二，運營期車輛前后左右并排行駛疊加后造成受力疊加，同時加上橋梁的振動造成該現(xiàn)象的發(fā)生。這些原因還需要進一步的研究進行驗證。

2.3.2 動態(tài)響應曲線結(jié)果對比分析

為了對比運營期與動載試驗中動態(tài)響應曲線的不同，選取動載試驗中三類曲線所對應的傳感器，將這些傳感器在運營期測得的動態(tài)響應曲線與動載試驗結(jié)果（以20 km·h-1為例）進行對比，結(jié)果如圖21～23所示。由圖21～23可知：

圖21 運營期第一類拉應變動態(tài)響應特征曲線Fig.21 Dynamic response characteristic curve of the first type of tensile strain in operation period

（1）運營期的動態(tài)響應曲線的波形符合動載試驗中所發(fā)現(xiàn)的三類波形特征，即單峰、雙峰、峰谷交替波形。同時動態(tài)響應曲線變化隨加載速度的變化規(guī)律也與動載試驗中的規(guī)律一致。

（2）相較于動載試驗結(jié)果，運營期動態(tài)響應曲線的波峰更高，波形更加尖銳，說明鋪裝層在運營期承受的變形要大于動靜載標準試驗。

圖22 運營期第二類拉應變動態(tài)響應特征曲線Fig.22 The second type dynamic response curve of operation

圖23 運營期壓應變動態(tài)響應特征曲線Fig.23 Dynamic response characteristic curve of pressure strain in operation period

3 結(jié)論

（1）鋼橋面UHPC 鋪裝受力最大區(qū)域出現(xiàn)在U型肋兩側(cè)邊正上方的鋪裝層頂，縱向距橫隔板0.25 m處，方向為橫向，大小為25.1×10-6。

（2）動載作用下，鋼橋面UHPC鋪裝層力學動態(tài)響應規(guī)律與鋼橋面瀝青鋪裝的規(guī)律并不一致。UHPC 鋪裝層的拉應變值隨車速增大而減小，壓應變值變化不明顯。鋪裝層動態(tài)響應曲線具有三種波形：單峰、雙峰、峰谷交替。鋪裝層動態(tài)響應曲線隨速度的變化，其波形也會發(fā)生變化，變化特征可以劃分為三類，分別為拉應變的兩類變化特征與壓應變的一類變化特征。

（3）鋼橋面鋪裝層力學動態(tài)響應特征的影響因素為車輛行駛速度與鋪裝層的彈性模量。UHPC鋪裝最大受力位置在動載作用下的受力頻次相對于瀝青鋪裝得到了減少。

（4）運營期鋼橋面UHPC 鋪裝層的最大拉應變值大于靜載加載試驗結(jié)果，這是鋼橋面鋪裝設(shè)計時需要考慮的因素。運營期UHPC鋪裝層應變的動態(tài)響應曲線特征與動載試驗結(jié)果一致，因此動載試驗結(jié)果可為鋼橋面鋪裝動載下的設(shè)計提供參考。