賀欣怡，吳 沖，蘇慶田，林立宏

（1. 同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海200092；2. 臺(tái)州市交通投資集團(tuán)有限公司，浙江臺(tái)州318001）

正交異性鋼橋面板在長(zhǎng)期運(yùn)營(yíng)中存在鋼結(jié)構(gòu)疲勞開裂和鋪裝破壞兩大問(wèn)題，這主要由鋼面板剛度小引起的［1］。為此而提出的正交異性鋼‐混凝土組合橋面板，利用了混凝土面板提供的剛度，大大降低了鋼橋面板的疲勞風(fēng)險(xiǎn)，近些年來(lái)廣泛被研究并逐步應(yīng)用于實(shí)際工程［2-4］。由于混凝土面板也能提高橋面板的橫橋向抗扭剛度，使得在正交異性鋼橋面板中較少用于行車道面板的開口截面加勁肋有了新的應(yīng)用空間，發(fā)揮其易施工和維護(hù)的優(yōu)點(diǎn)［5］。球扁鋼是一種典型的開口截面加勁肋，作為一種船舶專用型鋼，因其擴(kuò)大球頭能高效地增大母板慣性矩和穩(wěn)定性，提高材料使用效率，故也常在橋梁工程中應(yīng)用［6］。

組合橋面板在制作、運(yùn)輸、安裝時(shí)，除去混凝土施工，其鋼結(jié)構(gòu)的部分與常規(guī)正交異性鋼橋面板相似，一般可在工廠分段預(yù)制，再在工地現(xiàn)場(chǎng)安裝連接。在正交異性鋼橋面板中，通常采用栓焊結(jié)合的方式，即面板采用焊接，縱肋采用高強(qiáng)螺栓連接［5］。一般而言，縱肋若采用焊接，雖然傳力平順，但現(xiàn)場(chǎng)對(duì)仰焊質(zhì)量要求高，施工周期長(zhǎng)，焊接質(zhì)量難以保證，易產(chǎn)生疲勞裂紋［7］，采用螺栓連接則易于現(xiàn)場(chǎng)施工，質(zhì)量容易保證。

文獻(xiàn)［8］對(duì)采用球扁鋼作為加勁肋的組合板進(jìn)行了承載能力試驗(yàn)研究，但未涉及加勁肋的連接構(gòu)造。球扁鋼作為一種非對(duì)稱截面型鋼，本身在縱向平面內(nèi)受彎時(shí)會(huì)產(chǎn)生非對(duì)稱彎曲［9］，采用常規(guī)形式螺栓接頭的受力情況并不直觀清晰。并且該種接頭應(yīng)用在組合橋面板中，與組合板件本身共同參與受力的情況如何，亦值得探究。故本文采用與文獻(xiàn)［8］相同的球扁鋼加勁肋組合板，并在其中加入了常規(guī)的摩擦型高強(qiáng)螺栓、雙面對(duì)稱拼接板的連接接頭，設(shè)計(jì)制作了2 個(gè)足尺橋面板試件，通過(guò)疲勞及靜力加載試驗(yàn)和有限元模型計(jì)算，對(duì)該接頭的受力性能進(jìn)行測(cè)試及分析。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文采用的組合橋面板，構(gòu)造上包括球扁鋼加勁肋、鋼頂板、焊釘連接件、鋼筋混凝土面板，如圖1a所示；球扁鋼加勁肋縱向采用常規(guī)的對(duì)稱拼接板高強(qiáng)螺栓接頭連接，如圖1b 所示。采用該種構(gòu)造形式，按照等截面簡(jiǎn)支梁受力方式，選取Q345 鋼材與C60混凝土為材料，設(shè)計(jì)制作了2個(gè)構(gòu)造尺寸相同的組合橋面板試件（編號(hào)S‐1和S‐2）。對(duì)試件S‐1先進(jìn)行疲勞加載，檢驗(yàn)在規(guī)范規(guī)定疲勞荷載作用下連接接頭的疲勞性能，再進(jìn)行靜力加載至破壞，測(cè)試其經(jīng)過(guò)疲勞反復(fù)荷載作用之后的靜力性能；對(duì)試件S‐2直接進(jìn)行靜力加載至破壞，測(cè)試其靜力性能，并與試件S‐1進(jìn)行對(duì)比。

試件長(zhǎng)4. 2 m，支承跨徑4 m（按照橋梁中橫隔板常規(guī)間距取值），螺栓接頭布置在1/4 跨截面處，立面尺寸及接頭位置如圖2a所示。其中，橫截面寬1 500 mm，高406 mm，包括間距750 mm的2條球扁鋼（型號(hào)280×11）加勁肋，6 mm 厚鋼頂板，120 mm厚鋼筋混凝土面板，采用型號(hào)Φ13×80 的焊釘連接件（縱向間距200 mm，橫向間距300 mm），具體尺寸如圖2b所示。

計(jì)算該截面特性可知，中性軸距肋底290 mm，靠近鋼混交界面，能較充分地發(fā)揮鋼材受拉、混凝土受壓性能好的特點(diǎn)。

圖1 球扁鋼肋組合橋面板及栓接構(gòu)造Fig. 1 Details of composite deck with bulb flat ribs and bolted joint

圖2 試件尺寸（單位：mm）Fig. 2 Dimensions of specimen (unit: mm)

螺栓接頭的設(shè)計(jì)可按照接頭截面與母材截面的承載能力關(guān)系進(jìn)行設(shè)計(jì)，本文參照常規(guī)螺栓連接，擬定的螺栓布置方式采用14 mm厚的雙面對(duì)稱拼接板（長(zhǎng)480 mm，寬180 mm），10. 9 級(jí)M22 摩擦型高強(qiáng)螺栓（預(yù)緊力190 kN），栓孔直徑24 mm，每道連接板布置6×2 排（豎×橫）螺栓，詳細(xì)尺寸關(guān)系如圖3 所示。若以鋼截面底部應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度（345 MPa）作為承載極限狀態(tài)的指標(biāo)，按照規(guī)范［10-11］取鋼、混凝土材料相應(yīng)的彈性模量，計(jì)算得到本文試件的接頭截面（即球扁鋼肋斷開處）和母材截面（即非栓接處）的理論承載彎矩分別為502 kN·m 和580 kN·m，前者約為后者的87%，考慮到鋼橋面板接頭通常設(shè)置在橋面系中受彎較小的區(qū)域，這樣的接頭設(shè)計(jì)較為經(jīng)濟(jì)合理［12］。為便于后文敘述，兩條肋分別命名為A肋和B肋，對(duì)應(yīng)的螺栓接頭為接頭A和接頭B。

圖3 螺栓接頭布置（單位：mm）Fig. 3 Lay-out of bolted joint (unit: mm)

1.2 加載方案

加勁肋接頭由于構(gòu)造相對(duì)復(fù)雜，且質(zhì)量容易受施工影響，在車輛荷載作用下的疲勞性能成為設(shè)計(jì)時(shí)的關(guān)鍵考慮因素。故本文擬通過(guò)疲勞加載試驗(yàn)，考察球扁鋼加勁肋螺栓接頭的疲勞力學(xué)性能，并通過(guò)靜力承載能力試驗(yàn)對(duì)該種栓接方式的組合板整體和栓接頭局部受力進(jìn)行研究。試驗(yàn)加載方案如圖4所示，加載時(shí)采用一端固定鉸支座、一端滾動(dòng)鉸支座的簡(jiǎn)支支承，跨徑4 m。其中疲勞試驗(yàn)在試件跨中施加單點(diǎn)荷載，加載面大小200 mm×600 mm（縱×橫）（按規(guī)范［13］中車輛后輪著地面積取）；靜力試驗(yàn)在試件跨中兩點(diǎn)對(duì)稱施荷，持續(xù)加載到試件破壞。疲勞與靜力加載方式和裝置如圖4所示。

圖4 加載方案Fig. 4 Loading scheme

試件S‐1 先采用PMS‐500 疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行200萬(wàn)次常幅荷載的疲勞試驗(yàn)，加載頻率4 Hz，當(dāng)確認(rèn)加載后無(wú)疲勞破壞，再轉(zhuǎn)移試驗(yàn)場(chǎng)地，采用千斤頂進(jìn)行靜力極限加載。試件S‐2 只進(jìn)行相同的靜力加載試驗(yàn)。

為關(guān)注球扁鋼肋螺栓接頭受力，在接頭處A 和B兩條肋上靠近跨中側(cè)的第一排螺栓對(duì)應(yīng)的肋底及肋側(cè)布置3個(gè)縱向應(yīng)變測(cè)點(diǎn)；此外在每條肋的內(nèi)外2塊拼接板上各布置4 個(gè)測(cè)點(diǎn)，位于拼接板中間底部和附近的螺栓孔下部，拼板內(nèi)外側(cè)測(cè)點(diǎn)的具體位置及編號(hào)如圖5 所示（只給出A 接頭布置情況，B 接頭類推；其中Ar ‐0為母板肋底，Ai和Ao分別為內(nèi)側(cè)和外側(cè)拼板測(cè)點(diǎn)），為防止貼片時(shí)打磨對(duì)拼板棱邊造成較大初始缺陷，應(yīng)變片實(shí)際位置距拼板底緣約10 mm。靜載試驗(yàn)時(shí)在橋面板跨中截面的鋼肋底緣、鋼肋1/2 腹板高度、鋼頂板及混凝土板表面增加布置縱向應(yīng)變測(cè)點(diǎn)。

圖5 A肋接頭測(cè)點(diǎn)布置Fig. 5 Layout of strain gauges of joint A

1.3 材料性能

混凝土及鋼板的材性均依照標(biāo)準(zhǔn)材性試驗(yàn)進(jìn)行測(cè)試。得到C60混凝土立方體抗壓強(qiáng)度79. 6 MPa，彈性模量4. 16×104MPa。鋼頂板、球扁鋼肋板和拼接板的屈服強(qiáng)度分別為341、387、367 MPa，抗拉強(qiáng)度分別為478 、532 、490 MPa。鋼材彈性模量按照規(guī)范［11］取2. 06×105MPa，不再單獨(dú)測(cè)試，據(jù)此換算得3種鋼板屈服應(yīng)變分別約為1 655 ×10?6、1 877×10?6和1 780×10?6。

2 測(cè)試結(jié)果及分析

2.1 試件S?1疲勞試驗(yàn)

采用等幅荷載循環(huán)加載，以拼接板底最大應(yīng)力（即加勁肋斷開處的拼板截面底部）達(dá)到規(guī)范［11］規(guī)定的相應(yīng)疲勞細(xì)節(jié)值110 MPa作為試驗(yàn)荷載值控制的指標(biāo)。按照拼接板與鋼頂板、混凝土板組成的接頭截面，依據(jù)材料力學(xué)梁截面應(yīng)力公式σ=My/I［9］計(jì)算（其中，M為截面彎矩，y為距中性層距離，I為截面慣性矩），可得到跨中單點(diǎn)施荷300 kN，拼板底最大應(yīng)力約103 MPa，接近疲勞細(xì)節(jié)值。故試驗(yàn)前先進(jìn)行300 kN 靜力預(yù)載，得到拼接板各測(cè)點(diǎn)應(yīng)力值（由應(yīng)變值換算得到，下同）如表1 所示。從結(jié)果看到，最大應(yīng)力測(cè)點(diǎn)位于拼接板中間底部測(cè)點(diǎn)（肋斷開截面處），但球頭側(cè)和背直側(cè)的兩個(gè)測(cè)點(diǎn)（例如Ai‐4 和Ao‐4）受力不對(duì)稱，且前者較理論值大了約1/3，后者較理論值小了約1/3，前者約為后者兩倍?？紤]到球扁鋼具有非對(duì)稱截面，平面內(nèi)彎矩作用時(shí)，會(huì)發(fā)生非對(duì)稱彎曲［9］，具體到本文試驗(yàn)，球扁鋼的螺栓接頭也為非對(duì)稱截面，豎平面內(nèi)彎矩作用時(shí)，伴隨發(fā)生了往球頭一側(cè)的橫彎，導(dǎo)致球頭側(cè)拼接板應(yīng)力增大（測(cè)點(diǎn)Ai‐4和Bi‐4）。

表1 靜力預(yù)載應(yīng)力結(jié)果Tab. 1 Stress result of static preload MPa

靜載結(jié)果顯示實(shí)測(cè)應(yīng)力偏大，但疲勞試驗(yàn)仍偏不利地將荷載上峰值確定為300 kN，下峰值為30 kN（上峰值的1/10），進(jìn)行200 萬(wàn)次循環(huán)加載，每10萬(wàn)次采集1次應(yīng)變數(shù)據(jù)。若按照規(guī)范［13］規(guī)定的車輛荷載進(jìn)行橋面系的受力計(jì)算，橫隔板布置間距4 m的橋面板單位寬度承受最大正彎矩約38 kN·m［8］，遠(yuǎn)小于此處試驗(yàn)單位板寬的彎矩值（200 kN·m），故可粗略認(rèn)為本次疲勞加載模擬實(shí)際橋面板超載受力的5. 26倍。

試驗(yàn)結(jié)束未發(fā)現(xiàn)開裂，且整個(gè)加載過(guò)程中，測(cè)點(diǎn)應(yīng)變幅值穩(wěn)定。由于試驗(yàn)應(yīng)變數(shù)據(jù)受“基線漂移”［13］的影響，許多測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變絕對(duì)值并不穩(wěn)定，僅以加載初期測(cè)得的應(yīng)變上峰值為準(zhǔn)，幅值則以20次采集結(jié)果平均值為準(zhǔn)，下峰值由上述兩者做差，整理得到斷肋處拼接板的測(cè)點(diǎn)應(yīng)力結(jié)果如表2所示。

表2 疲勞試驗(yàn)應(yīng)力結(jié)果Tab. 2 Stress result of fatigue test MPa

根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)：GB 50017—2017》［14］，對(duì)于非焊接部位，正應(yīng)力幅值Δσ按下式計(jì)算，其中σmax和σmin分別對(duì)應(yīng)應(yīng)力上、下峰值。

以測(cè)點(diǎn)Ai‐4結(jié)果為依據(jù)，計(jì)算得到本次試驗(yàn)200萬(wàn)次正應(yīng)力幅Δσ為136. 5 MPa，高于規(guī)范［11］規(guī)定200萬(wàn)次容許正應(yīng)力幅的110 MPa，說(shuō)明了該種構(gòu)造尺寸的球扁鋼螺栓接頭具有足夠的抗疲勞性能。

此外，加載過(guò)程中未出現(xiàn)鋼混層錯(cuò)動(dòng)，200 萬(wàn)次加載過(guò)后，鋼與混凝土結(jié)合的界面外觀有分離，如圖6所示，主要為鋼混自然黏結(jié)層的破壞。

圖6 疲勞加載結(jié)束后的鋼混界面Fig. 6 Steel-concrete interface after fatigue test

2.2 試件S?1和S?2靜力試驗(yàn)

對(duì)經(jīng)過(guò)疲勞試驗(yàn)加載的試件S‐1 與保持初始狀態(tài)的試件S‐2 進(jìn)行極限受彎承載力靜力試驗(yàn)，結(jié)果如下。

2. 2. 1 橋面板整體受力情況

兩個(gè)試件加載過(guò)程類似，均為跨中截面的球扁鋼加勁肋下邊緣先屈服，最終加載點(diǎn)下方混凝土出現(xiàn)斜裂縫（由鋼混界面斜向混凝土板表面發(fā)展）。最終整體變形如圖7a所示。高強(qiáng)摩擦型螺栓接頭在加載過(guò)程中逐漸摩擦失效，隨著板的彎曲而變形張開，最終如圖7b所示，并且由于該側(cè)接頭截面較母板截面較弱，加載點(diǎn)下方混凝土斜裂縫較另一側(cè)完整截面處更明顯，如圖7c 所示，并在表面出現(xiàn)混凝土壓潰，如圖7d 所示。此外端部鋼混界面錯(cuò)動(dòng)5～6 mm。

除此以外，試件S‐1 在約600 kN 之后的加載過(guò)程中間隔著出現(xiàn)多次較大響聲，而試件S‐2 在430 kN 出現(xiàn)比較明顯的1 次聲響（聲響較S‐1 弱），此后則基本沒(méi)有明顯的聲響。2個(gè)試件的荷載‐跨中位移曲線如圖8 所示，400 kN 之前變形接近，試件S‐2 在約430 kN后變形加快，位移量大于S‐1。試件S‐1在600 kN以后變形持續(xù)加快，伴隨試驗(yàn)中出現(xiàn)的聲響，位移曲線出現(xiàn)鋸齒狀波動(dòng)，約900 kN后位移量反超S‐2。2 個(gè)試件極限荷載較接近，分別為1 060 kN 和1 095 kN。根據(jù)文獻(xiàn)［8］，與本文試驗(yàn)試件構(gòu)造相同只是不帶螺栓接頭的組合板極限承載1 170 kN，而將規(guī)范［13］的車輛荷載作用換算到本文試驗(yàn)的等效加載力只有90 kN。以上均表明本文所提的球扁鋼加勁肋組合板的栓接頭截面極限承載力較高，將其設(shè)置在兩橫隔板之間的1/4 跨度處時(shí)，螺栓接頭處不會(huì)成為控制橋面板受力的主要部位。

圖7 破壞形態(tài)Fig. 7 Failure modes

圖8 荷載?跨中位移曲線Fig. 8 Load versus mid-span deflection

整理試件跨中截面應(yīng)變?nèi)鐖D9所示，其中b、m、c分別代表截面底緣、鋼肋1/2 腹板高度和混凝土頂面3個(gè)位置的應(yīng)變結(jié)果。可以看出600 kN以前，2個(gè)試件應(yīng)變響應(yīng)非常接近，600 kN之后，試件S‐1鋼截面的應(yīng)變開始明顯加快，并同樣出現(xiàn)類似的鋸齒狀波動(dòng)，其底緣屈服的荷載（850 kN）約為S‐2 相應(yīng)屈服值的85%（1 000 kN）。

圖9 荷載?跨中截面應(yīng)變曲線Fig. 9 Load versus mid-span strain

結(jié)合圖8 位移曲線及試驗(yàn)聲響分析，可以推測(cè)未經(jīng)疲勞試驗(yàn)的試件S‐2 在430 kN 之后相對(duì)S‐1 的額外增大位移可能為螺栓接頭處出現(xiàn)滑動(dòng)所致；而600 kN 之后，先經(jīng)過(guò)疲勞試驗(yàn)的試件S‐1 的鋼截面（尤其是底緣）應(yīng)變相對(duì)S‐2增速加快，表明母板截面剛度有所下降，應(yīng)為疲勞加載造成的損傷在高荷載作用下顯現(xiàn)，造成鋼混組合效應(yīng)減小。之后S‐1的位移和應(yīng)變曲線均出現(xiàn)的鋸齒狀波動(dòng)（約6次）應(yīng)為螺栓連接界面局部滑動(dòng)的表現(xiàn)，而試件S‐2螺栓雖然先發(fā)生失效，但此后既無(wú)明顯聲響，位移和應(yīng)變曲線亦無(wú)明顯波動(dòng)?？紤]到試件S‐2在施擰完畢后直接進(jìn)行靜力極限加載，而試件S‐1經(jīng)過(guò)疲勞荷載反復(fù)作用后，其接頭內(nèi)的各組栓接區(qū)域之間可能會(huì)出現(xiàn)趨于均勻傳力的微調(diào)，故而螺栓的滑移間隔有序。以上分析表明，除了2 個(gè)試件接頭施擰效果存在客觀上的差異外，疲勞加載對(duì)接頭的螺栓滑移失效行為也可能存在較大影響。

2. 2. 2 螺栓接頭受力情況

2 個(gè)試件的接頭拼板中間底部測(cè)點(diǎn)應(yīng)變結(jié)果如圖10所示。從圖中可以看出，400 kN之前，2個(gè)試件的相關(guān)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變非常一致，表明200 萬(wàn)次高于規(guī)范規(guī)定疲勞細(xì)節(jié)應(yīng)力值的疲勞加載對(duì)該種接頭的連接影響非常小，沒(méi)有出現(xiàn)剛度削弱。試件S‐2的應(yīng)變?cè)?30 kN 之后出現(xiàn)了卸載趨勢(shì)（曲線斜率增大），結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象及位移可推知為螺栓連接界面滑移所致。就試件S‐1 而論，620 kN 時(shí)拼接板中間底部即進(jìn)入屈服，此后很快出現(xiàn)螺栓滑動(dòng)，但承載力仍有很大增長(zhǎng)，并最終由頂板混凝土壓潰控制。

圖10 接頭關(guān)鍵點(diǎn)應(yīng)變Fig. 10 Strains of key points of bolted joint

綜合以上分析，本文所提的帶球扁鋼肋螺栓接頭的組合橋面板，200 萬(wàn)次疲勞加載（對(duì)應(yīng)實(shí)際超載效應(yīng)），對(duì)板的鋼‐混凝土組合效應(yīng)有損傷，但在低荷載情況下表現(xiàn)不明顯；疲勞加載對(duì)螺栓的連接效果影響輕微，靜載下彈性范圍內(nèi)受力與未經(jīng)疲勞加載的接頭受力基本一致。因此可以判斷，在橋梁正常使用狀態(tài)下，采用高強(qiáng)螺栓拼接板連接的組合橋面板球扁鋼加勁肋具有較穩(wěn)定的受力性能。但是受到疲勞荷載反復(fù)作用以后，高強(qiáng)螺栓拼接板連接加載至極限破壞時(shí)表現(xiàn)為高強(qiáng)螺栓連接界面上逐個(gè)出現(xiàn)滑移，而不受反復(fù)荷載作用下的高強(qiáng)螺栓拼接板連接加載至極限破壞時(shí)表現(xiàn)為高強(qiáng)螺栓連接界面出現(xiàn)整體1次滑移。

3 螺栓接頭受力有限元分析

由于試驗(yàn)測(cè)試手段有限，為更詳細(xì)考察球扁鋼加勁肋螺栓接頭的受力，采用大型通用有限元軟件ABAQUS 建立與本文試件構(gòu)造尺寸相同的有限元模型，進(jìn)行彈性受力分析，并與試驗(yàn)對(duì)照。根據(jù)對(duì)稱性原則選取了橫寬方向的1/2模型。其中鋼頂板采用殼單元S4R，混凝土、球扁鋼加勁肋、螺栓及拼接板均采用實(shí)體單元C3D8R?？紤]到計(jì)算精度問(wèn)題，加勁肋與拼接板在厚度方向上劃分了4層［15］。加勁肋與拼接板及拼接板與螺栓設(shè)置通用接觸（general contact）面接觸行為，考慮法向硬接觸及切向摩擦，摩擦系數(shù)根據(jù)試件實(shí)際制作情況接近“未經(jīng)處理的干凈軋制面”，取0. 35。M22高強(qiáng)螺栓預(yù)緊力設(shè)置為190 kN［11］，通過(guò)軟件內(nèi)置螺栓荷載（bolt load）施加。采用彈性材料性能，混凝土取實(shí)測(cè)的彈性模量4. 16×104MPa，鋼材取2. 06×105MPa。有限元整體模型和局部放大圖如圖11所示。

計(jì)算模型采用與疲勞試驗(yàn)類似的跨中單點(diǎn)施荷方式，荷載大小為300 kN。計(jì)算得到螺栓接頭的側(cè)向變形如圖12 所示，在放大100 倍后可清晰看到拼接板隨球扁鋼肋一起側(cè)彎的狀態(tài)。

圖12 接頭變形情況（單位：mm）Fig. 12 Deformation of bolted joint (unit: mm)

接頭內(nèi)外側(cè)的兩塊拼接板的外表面縱向應(yīng)力分布如圖13 所示。從圖中可以看到與變形相符的應(yīng)力分布，即球頭側(cè)的拼板中間底緣受力較球扁鋼背直側(cè)相應(yīng)位置受力大許多，對(duì)稱設(shè)計(jì)的拼接板在豎平面彎矩作用下呈明顯的非對(duì)稱受力狀態(tài)，也與試驗(yàn)結(jié)果相符。

圖13 兩側(cè)拼接板外表面縱向應(yīng)力（單位：MPa）Fig. 13 Longitudinal stress on external surface of splice plates (unit: MPa)

選取拼接板模型上距底緣10 mm的縱向路徑上的應(yīng)力結(jié)果，并與試驗(yàn)相應(yīng)的彎矩荷載作用下的相同位置的測(cè)點(diǎn)應(yīng)力結(jié)果對(duì)比，如圖14 所示。其中“in”表示球頭側(cè)，“out”表示球扁鋼背直側(cè)，F(xiàn)EM 表示有限元法，試件S‐1試驗(yàn)結(jié)果采用了疲勞加載前的預(yù)載應(yīng)力值、疲勞后靜力加載的等彎矩（截面彎矩150 kN·m）情況下的應(yīng)力值，試件S‐2則只有靜力加載等彎矩情況下的應(yīng)力值?？紤]到實(shí)際接頭局部的接觸可能不理想，螺栓預(yù)緊力與設(shè)計(jì)值有差距等，圖14 中個(gè)別測(cè)點(diǎn)計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)有偏差，但多數(shù)測(cè)點(diǎn)的有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試值較為一致，說(shuō)明本文采用的有限元模型能較好模擬球扁鋼螺栓接頭的彈性范圍內(nèi)受力。

圖14 試驗(yàn)結(jié)果與有限元對(duì)比Fig. 14 Comparison of test and FEM results

繼而從有限元計(jì)算結(jié)果看，單個(gè)拼接板上應(yīng)力分布與常規(guī)螺栓拼接板受力相似［16］，即從外排栓孔處開始承擔(dān)母板傳遞而來(lái)的力，在拼接板中間截面（即母板斷開處）達(dá)到峰值，對(duì)于球扁鋼螺栓接頭，球頭側(cè)拼板在最內(nèi)兩排螺栓之間區(qū)域的應(yīng)力出現(xiàn)急劇上升，最終峰值可比球扁鋼背直側(cè)拼板相應(yīng)位置應(yīng)力高出約1倍。如果將模型中球扁鋼側(cè)向位移約束住，則計(jì)算得到的加勁肋兩側(cè)拼接板受力對(duì)稱，以球頭側(cè)拼接板為例，其外表面和內(nèi)表面（貼母板）縱向應(yīng)力如圖15 所示，拼接板中間截面底部應(yīng)力約110 MPa，與前文理論計(jì)算值接近。

從有限元結(jié)果還可以看出，該種情況下拼接板受力最不利位置處于與母板貼合的內(nèi)表面近跨中側(cè)最內(nèi)排栓孔下方，但最大值129 MPa 仍遠(yuǎn)小于實(shí)際非對(duì)稱受力下的出現(xiàn)在拼接板中間下緣的應(yīng)力峰值170 MPa（圖13）。由此可見(jiàn)，按照平面彎曲對(duì)本文的球扁鋼肋螺栓接頭進(jìn)行簡(jiǎn)單設(shè)計(jì)計(jì)算，實(shí)際應(yīng)力水平會(huì)高出簡(jiǎn)單理論值約55%（（170?110）/110），雖然本文疲勞試驗(yàn)一定程度上驗(yàn)證了該種接頭良好的疲勞性能，但按簡(jiǎn)單假定的平面彎曲計(jì)算，會(huì)嚴(yán)重低估實(shí)際受力，則是不利于實(shí)際橋梁結(jié)構(gòu)的使用性能。故而在設(shè)計(jì)該類螺栓接頭時(shí)，應(yīng)考慮非對(duì)稱受力方式所帶來(lái)的不利影響，并對(duì)所設(shè)計(jì)的螺栓接頭進(jìn)行較為精細(xì)的分析或驗(yàn)算。

圖15 球頭側(cè)拼接板內(nèi)外表面縱向應(yīng)力（單位：MPa）Fig. 15 Longitudinal stress in internal and external surfaces of splice plate on bulb side (unit: MPa)

4 結(jié)語(yǔ)

本文以加勁肋采用高強(qiáng)螺栓雙面對(duì)稱拼接板接頭的球扁鋼肋組合橋面板為研究對(duì)象，進(jìn)行疲勞和靜力試驗(yàn)，以及對(duì)螺栓接頭的有限元計(jì)算分析，得到以下結(jié)論：

（1）200萬(wàn)次疲勞加載對(duì)螺栓的連接效應(yīng)影響輕微，后續(xù)靜載下彈性范圍內(nèi)受力與未經(jīng)疲勞加載的接頭受力基本一致，表現(xiàn)出良好的使用性能；但疲勞加載對(duì)板的鋼‐混凝土組合效應(yīng)有損傷，只是在低荷載情況下表現(xiàn)不明顯。

（2）靜力極限加載試驗(yàn)表明螺栓接頭處的截面極限承載力由混凝土頂板壓潰控制，螺栓出現(xiàn)滑動(dòng)后的承載力尚有相當(dāng)?shù)母挥唷?/p>

（3）采用雙面對(duì)稱拼接板的球扁鋼肋螺栓接頭，由于母板非對(duì)稱截面，在承受豎平面內(nèi)的彎矩時(shí)，會(huì)產(chǎn)生明顯的非對(duì)稱彎曲，導(dǎo)致接頭產(chǎn)生往球頭一側(cè)的橫彎，致使球頭側(cè)的拼接板中間截面底部應(yīng)力增加，球扁鋼背直側(cè)的拼接板相應(yīng)位置應(yīng)力減小，試驗(yàn)實(shí)測(cè)和有限元計(jì)算都表明前者可達(dá)到后者的兩倍。

（4）從有限元計(jì)算分析可以看出，該接頭實(shí)際受力時(shí)，最大應(yīng)力出現(xiàn)于球頭側(cè)拼接板中部下緣，且該值大大高于平面彎曲假設(shè)下位于內(nèi)排栓孔下方的拼接板縱向最大理論應(yīng)力。

（5）疲勞試驗(yàn)表明該種接頭具有良好的疲勞性能，但拼接板中間底部的實(shí)際最大應(yīng)力水平會(huì)高出基于平面彎曲假設(shè)的計(jì)算值約55%，該種計(jì)算方式不利于實(shí)際橋梁結(jié)構(gòu)的使用性能。故而在設(shè)計(jì)該類螺栓接頭時(shí)，應(yīng)考慮非對(duì)稱受力方式所帶來(lái)的不利影響，并對(duì)所設(shè)計(jì)的螺栓接頭進(jìn)行較為精細(xì)的分析或驗(yàn)算。