張協(xié)力， 吳 沖， 蘇慶田

（同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092）

鋼-混凝土組合橋面板是由鋼底板和混凝土通過(guò)剪力連接件結(jié)合而成的新型橋面板，與傳統(tǒng)混凝土橋面板相比，組合橋面板施工時(shí)免拆模、免臨時(shí)支撐，同時(shí)具有自重輕、承載能力高等性能優(yōu)勢(shì)［1］。組合板在房屋建筑、工業(yè)廠(chǎng)房等工程結(jié)構(gòu)中得到了廣泛應(yīng)用，工程實(shí)踐中鋼底板多采用壓型鋼板，其厚度僅0.5～1.0 mm，鋼底板上布置凹凸不平壓紋，使得壓型鋼板和混凝土能有效結(jié)合在一起共同參與受力，從而代替或節(jié)省樓板的受力鋼筋，早期的試驗(yàn)研究表明該種形式的組合樓板的破壞形態(tài)和極限承載力由混凝土和鋼板界面間的縱向抗剪強(qiáng)度控制［2］。在橋梁工程領(lǐng)域，組合橋面板多采用平鋼板并布置開(kāi)孔加勁板（PBL 連接件）的形式，對(duì)其受力性能?chē)?guó)內(nèi)外研究學(xué)者開(kāi)展了許多研究。楊勇［3-4］對(duì)鋼板-混凝土組合橋面板開(kāi)展了靜力與疲勞性能試驗(yàn)研究，著重研究了組合橋面板中開(kāi)孔鋼板連接件孔中橫向觀(guān)察鋼筋布置及名義加載剪跨比對(duì)組合橋面板靜力性能的影響，同時(shí)分析了疲勞荷載下組合橋面板中開(kāi)孔鋼板布置形式、疲勞荷載幅值和疲勞加載次數(shù)對(duì)其破壞形態(tài)、剛度、疲勞強(qiáng)度的影響；Xiang［5］對(duì)鋼-混凝土組合橋面板開(kāi)展了變幅疲勞加載試驗(yàn)，分析了疲勞荷載幅對(duì)鋼底板裂紋發(fā)展的影響，并利用SWT （Smith-Watson-Topper）模型對(duì)裂紋萌生的位置進(jìn)行了評(píng)估，與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好；日本研究者對(duì)組合橋面板開(kāi)展了較為系統(tǒng)的研究［6］，F(xiàn)ujiyama［7-8］對(duì)帶加勁板的組合橋面板進(jìn)行了試驗(yàn)與有限元研究，討論了加勁板形式、布置方式和鋼-混凝土界面處理方式對(duì)組合橋面板破壞形態(tài)和極限承載力的影響；Kaido［9］開(kāi)展了帶加勁板和焊釘?shù)慕M合橋面板懸臂端在移動(dòng)車(chē)輪荷載下的疲勞試驗(yàn)，分析了橋面板的裂縫開(kāi)展情況，并建立了非線(xiàn)性有限元模型，分析了移動(dòng)車(chē)輪荷載下組合橋面板的變形特征，討論了焊釘連接件的受力特性與疲勞損傷過(guò)程。

Kim 和Jeong［10-11］提出了一種由壓型鋼板、PBL連接件與鋼筋混凝土板組成的壓型鋼板組合橋面板結(jié)構(gòu)，并開(kāi)展了組合橋面板的靜載試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明該種壓型鋼板-混凝土組合板較之現(xiàn)澆混凝土板具有更高的抗彎承載力，且自重更輕；Ahn［12］對(duì)11塊簡(jiǎn)支波形鋼板-混凝土組合橋面板開(kāi)展了兩點(diǎn)疲勞加載試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果顯示組合橋面板的疲勞破壞形態(tài)是加勁板與鋼底板的焊縫萌生疲勞裂紋并發(fā)展成為裂縫，同時(shí)利用概率模型對(duì)組合橋面板的疲勞細(xì)節(jié)進(jìn)行評(píng)估，參考AASHTO 規(guī)范［13］與Eurocode 規(guī)范［14］給出了適用此類(lèi)組合橋面板的S-N（應(yīng)力幅-循環(huán)次數(shù)）曲線(xiàn)。

相較于平鋼板-混凝土組合橋面板，鋼底板改用壓型鋼板鋼板可以有效提高截面的抗彎剛度，從而有效減小鋼板的厚度，同時(shí)對(duì)于中小跨徑鋼板組合梁向著少主梁結(jié)構(gòu)形式發(fā)展的趨勢(shì)，壓型鋼板具有較強(qiáng)的跨越能力，具有較好的發(fā)展前景。本文提出一種適用于鋼板梁的壓型鋼板-混凝土組合橋面板，由壓型鋼板、開(kāi)孔板連接件（PBL連接件）、擋板組合而成的組合橋面板模塊在工廠(chǎng)加工制造，運(yùn)輸至現(xiàn)場(chǎng)后與鋼板梁進(jìn)行焊接，現(xiàn)場(chǎng)澆筑混凝土后形成組合結(jié)構(gòu)橋梁，滿(mǎn)足中小跨徑橋梁裝配化、快速化施工的要求。橋面板結(jié)構(gòu)直接承受車(chē)輪荷載作用和車(chē)輪荷載的沖擊作用，且橋面板的活載占總設(shè)計(jì)荷載的比較較大，其疲勞性能往往在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中起控制作用，開(kāi)展組合橋面板疲勞性能的研究對(duì)于推廣組合橋面板在中小跨徑橋梁中的應(yīng)用有重要推動(dòng)作用，具有一定的工程實(shí)際意義。本文設(shè)計(jì)并開(kāi)展了1塊壓型鋼板-混凝土連續(xù)組合橋面板試件的單點(diǎn)疲勞加載試驗(yàn)，測(cè)試了組合板試件在疲勞和靜力荷載作用下的跨中撓度、鋼底板與負(fù)彎矩區(qū)鋼筋應(yīng)變，分析了組合橋面板試件在疲勞荷載作用下力學(xué)性能退化的規(guī)律，得到了試件的疲勞破壞形態(tài)。

1 試件方案

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

設(shè)計(jì)制作了1 塊壓型鋼板-混凝土組合橋面板試件，試件的尺寸如圖1 所示，其跨徑、板厚等參數(shù)如表1 所示。壓型鋼板、鋼主梁在工廠(chǎng)制作完成后運(yùn)輸至現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行焊接拼裝，主梁間壓型鋼板長(zhǎng)2 770 mm，兩側(cè)的搭接長(zhǎng)度均為60 mm；懸臂端壓型鋼板長(zhǎng)910 mm，搭接長(zhǎng)度為60 mm。試件的混凝土板厚度為24 cm，壓型鋼板厚度為3 mm，在壓型鋼板的波谷位置設(shè)置PBL連接件，布置了C16貫穿鋼筋，PBL連接件高172 mm，厚4 mm，孔徑為60 mm，孔距為200 mm。

圖1 試件尺寸圖 （單位：mm）Fig. 1 Dimensions of specimens (unit: mm)

表1 壓型鋼板-混凝土組合橋面板試件參數(shù)匯總Tab. 1 Parameters of composite bridge deck specimens

試件中支承橋面板的鋼梁梁高為0.9 m，頂板寬度為750 mm，底板寬度為400 mm，頂板、底板和腹板板厚均為16 mm。鋼梁頂板上等間距布置直徑為22 mm 焊釘連接件，其縱向和橫向間距均為250 mm。壓型鋼板與鋼梁搭接頭構(gòu)造如圖2 所示。拼裝完成后澆筑混凝土，養(yǎng)護(hù)28 d。試件制作、加工現(xiàn)場(chǎng)如圖3所示。

圖2 鋼底板與主梁搭接細(xì)節(jié)Fig. 2 Schematic of deck-to-girder connection

圖3 試件加工與制作Fig. 3 Manufacture and construction of specimens

1.2 加載方案

加載方案示意圖如圖4所示。試件與地面之間鋪設(shè)高強(qiáng)砂漿，確保試件水平且均勻受力。脈動(dòng)疲勞加載裝置與試件之間通過(guò)分配塊傳遞荷載，分配塊的尺寸為600 mm×200 mm，與規(guī)范中車(chē)輛荷載的后輪與底模接觸面尺寸相同。加載裝置在試件跨中施加脈動(dòng)疲勞荷載，加載頻率為4Hz，疲勞加載共分4階段，各階段的疲勞加載上、下限及加載次數(shù)如表2 所示，疲勞加載的第一階段模擬了組合橋面板正常使用狀態(tài)下車(chē)輪荷載的作用。每完成50 萬(wàn)次疲勞加載暫停疲勞加載，進(jìn)行一次靜力加載。在正式加載開(kāi)始前進(jìn)行預(yù)加載，消除接觸誤差。試件加載現(xiàn)場(chǎng)如圖5所示。

圖4 加載示意圖Fig. 4 Test setup

圖5 試件加載現(xiàn)場(chǎng)Fig. 5 Loading instrumentation

表2 試件疲勞加載方案Tab. 2 Load level for each loading stage

1.3 測(cè)試方案

在組合板試件的跨中加載位置及鋼梁支點(diǎn)位置布置激光位移計(jì)，用于測(cè)量試件的撓曲變形。在底部壓型鋼板表面布置電阻應(yīng)變片以觀(guān)察試件在各疲勞加載階段底部鋼板應(yīng)變的變化，同時(shí)在組合板的中支點(diǎn)負(fù)彎矩區(qū)鋼筋上布置電阻應(yīng)變片。位移傳感器（linear variable displacement transducer，LVDT）與應(yīng)變片布置如圖6所示。

圖6 位移計(jì)與應(yīng)變片布置Fig. 6 Arrangement of LVDTs and strain gauges

疲勞加載過(guò)程中每10 萬(wàn)次疲勞加載進(jìn)行一次動(dòng)態(tài)的數(shù)據(jù)采集，記錄一個(gè)固定時(shí)間段內(nèi)（本文取1 min）結(jié)構(gòu)響應(yīng)的變化，包括跨中撓度，正彎矩鋼底板應(yīng)變，負(fù)彎矩區(qū)鋼筋應(yīng)變。以跨中撓度為例，動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)采集所得的跨中撓度隨加載時(shí)間的變化如圖7所示，圖中wpeak，wval，wap分別為跨中撓度的峰值、谷值及幅值，通過(guò)比較各測(cè)量時(shí)刻結(jié)構(gòu)響應(yīng)的峰值、谷值及幅值分析組合板的疲勞性能。除動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)采集外，每完成50 萬(wàn)次疲勞加載后暫停疲勞加載，進(jìn)行一次靜力加載，記錄結(jié)構(gòu)響應(yīng)隨荷載等級(jí)的變化，并觀(guān)察負(fù)彎矩區(qū)混凝土裂縫的發(fā)展，測(cè)量最大裂縫寬度。

圖7 疲勞荷載作用下跨中撓度-時(shí)間關(guān)系Fig. 7 Mid-span deflection versus time

1.4 材料性能測(cè)試

試件的鋼筋均采用HRB400，鋼板為Q345，鋼材的屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度如表3 所示?；炷敛捎肅50，28 d的立方體抗壓強(qiáng)度為60.6 MPa，抗折強(qiáng)度為5.1 MPa，彈性模量為36 000 MPa。

表3 鋼材力學(xué)性能Tab. 3 Mechanical properties of steel

2 試驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 疲勞破壞形態(tài)

在試件的整個(gè)疲勞加載過(guò)程中，跨中撓度、負(fù)彎矩區(qū)鋼筋應(yīng)變以及正彎矩區(qū)鋼底板應(yīng)變隨著加載次數(shù)的增加而增大的趨勢(shì)較為明顯，中支點(diǎn)負(fù)彎矩區(qū)的混凝土有裂縫產(chǎn)生且裂縫寬度也隨著疲勞加載次數(shù)的增加而增大，測(cè)試件的側(cè)面可以觀(guān)察到正彎矩區(qū)混凝土裂縫自下而上的發(fā)展。在完成前3階段的共計(jì)600萬(wàn)次的變幅疲勞加載后調(diào)整疲勞荷載的上限為480 kN，下限為50 kN（接近疲勞加載裝置的使用極限）進(jìn)行第4階段疲勞加載。當(dāng)?shù)?階段的加載次數(shù)達(dá)到70萬(wàn)次，觀(guān)察到跨中加載截面的壓型鋼板底部出現(xiàn)兩條裂紋1#與2#，均出現(xiàn)在布有PBL連接件的波谷位置；隨著加載次數(shù)的增加，裂紋快速發(fā)展；當(dāng)累計(jì)加載次數(shù)達(dá)到680萬(wàn)次時(shí)，1#裂紋長(zhǎng)度已從波谷位置發(fā)展至試件側(cè)面，長(zhǎng)度超過(guò)30 cm，從側(cè)面觀(guān)察到1#裂紋位置的鋼底板與混凝土板已明顯分離，2#裂縫貫穿壓型鋼板的一個(gè)波谷，隨后停止加載。鋼底板裂紋的形態(tài)圖8 所示，裂紋的具體分布位置如圖9所示。

圖8 試件破壞形態(tài)Fig. 8 Failure mode of slab

圖9 試件鋼板裂紋形態(tài)及分布Fig. 9 Cracks of steel sheeting

試驗(yàn)結(jié)束后將包含1#裂紋的組合板進(jìn)行切割，去除混凝土后觀(guān)察鋼板內(nèi)部裂紋的發(fā)展情況。鋼板的裂紋分布如圖10 所示，除了鋼底板有裂紋外，PBL連接件的下端也有裂紋。由圖10d 可知連接件與鋼底板的角焊縫并不連續(xù)，裂紋從焊縫中斷處通過(guò)，推測(cè)疲勞裂紋最先萌生于PBL 連接件與鋼底板的角焊縫位置，隨著疲勞加載次數(shù)的增加，初始裂紋沿著鋼底板向兩側(cè)發(fā)展形成較明顯的裂縫，并沿著PBL連接件向上發(fā)展至開(kāi)孔位置。

圖10 試件鋼板裂紋形態(tài)及分布Fig. 10 Cracks of steel sheeting

2.2 跨中撓度

組合板試件的跨中撓度與疲勞加載次數(shù)的關(guān)系如圖11所示，試件兩側(cè)的跨中撓度隨加載次數(shù)變化的趨勢(shì)一致，相同加載次數(shù)下的幅值也較為接近。第一階段疲勞加載中撓度幅值隨加載次數(shù)的變化較小，沒(méi)有較明顯的增加或減小的趨勢(shì)，而是在一定范圍內(nèi)浮動(dòng)，該階段試件未觀(guān)察到明顯的混凝土裂縫，疲勞損傷以混凝土內(nèi)部的裂隙、孔洞的發(fā)展為主；第二、三、四階段的疲勞加載過(guò)程中，跨中截面和中支點(diǎn)截面的混凝土裂縫不斷發(fā)展，使得組合板的剛度不斷降低，跨中撓度的幅值隨著加載次數(shù)的增加而明顯增大；加載680 萬(wàn)次時(shí)，撓度的幅值較之670 萬(wàn)次迅速增大，其原因是鋼底板的疲勞裂紋發(fā)展使得鋼底板斷裂，組合板剛度迅速降低。

圖11 各階段的跨中撓度-加載次數(shù)曲線(xiàn)Fig. 11 Deflection amplitude-loading times in each stage

每隔50萬(wàn)次疲勞加載進(jìn)行一次靜力加載，靜力加載的最大荷載取該疲勞加載階段的疲勞荷載上限，組合板試件的靜力荷載與跨中平均撓度的關(guān)系如圖12所示。在相同荷載作用下，跨中撓度隨著疲勞加載次數(shù)的增加而增大，且由圖12可知各疲勞加載階段的第1 次靜載的荷載-撓度曲線(xiàn)與相同疲勞加載階段的其余若干次靜載的曲線(xiàn)有較明顯的分離，表明隨著荷載加載次數(shù)的增加，組合板的疲勞損傷不斷累積，組合板的剛度發(fā)生退化。

圖12 各階段的荷載-跨中撓度曲線(xiàn)Fig. 12 Load-midspan deflection in each stage

2.3 鋼筋應(yīng)變

疲勞加載過(guò)程中部分鋼筋測(cè)點(diǎn)損壞，剩余測(cè)點(diǎn)的鋼筋應(yīng)力幅值隨加載次數(shù)的變化如圖13 所示。第一階段的疲勞加載過(guò)程中，由于中支點(diǎn)負(fù)彎矩區(qū)混凝土未開(kāi)裂，鋼筋應(yīng)力的幅值并未明顯的增大或減小的趨勢(shì)；第二、三、四階段的疲勞加載過(guò)程中，鋼筋應(yīng)力幅值隨著加載次數(shù)的增加而基本呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)。圖13b中SN-2、SN-3的應(yīng)力幅隨加載次數(shù)的增加而略有減小，SN-5 的應(yīng)力幅卻是快速增加的；可能的原因是SN-5測(cè)點(diǎn)附近存在混凝土裂縫，在疲勞荷載作用下周邊的混凝土逐漸退出工作，混凝土所承擔(dān)的軸力向鋼筋轉(zhuǎn)移，鋼筋的應(yīng)力幅不斷增加；該階段由于疲勞荷載幅較小，同一截面上SN-2 與SN-3測(cè)點(diǎn)位置的混凝土尚未開(kāi)裂，但截面上疲勞裂縫仍在不斷發(fā)展，截面抗彎剛度不斷降低，導(dǎo)致SN-2與SN-3測(cè)點(diǎn)鋼筋應(yīng)力幅減小。隨著疲勞荷載的增大，試件混凝土板的裂縫數(shù)量不再隨加載次數(shù)的增加而增加，而裂縫寬度則持續(xù)增大，因此各測(cè)點(diǎn)位置的鋼筋應(yīng)力幅均呈增大的趨勢(shì)。

圖13 各階段的中支點(diǎn)鋼筋應(yīng)力幅-加載次數(shù)曲線(xiàn)Fig. 13 Stress amplitude-loading times of reinforcing in each stage

2.4 鋼底板應(yīng)變

各疲勞加載階段鋼底板應(yīng)力幅與疲勞加載次數(shù)的關(guān)系如圖14—17所示，P-1截面與P-3截面的鋼底板應(yīng)力幅變化規(guī)律較為接近，故文中僅展示P-1 截面與P-2 截面的鋼底板應(yīng)力幅的試驗(yàn)結(jié)果。第一階段的疲勞加載過(guò)程中，各測(cè)點(diǎn)的鋼底板應(yīng)力幅無(wú)較明顯的變化趨勢(shì)，同一截面上波谷位置的應(yīng)力幅明顯大于波峰位置。第二階段中，開(kāi)始加載時(shí)（即累計(jì)加載次數(shù)為200 萬(wàn)次時(shí)）所測(cè)得的鋼底板應(yīng)力幅明顯小于隨后所測(cè)得的鋼底板應(yīng)力幅，且隨后所測(cè)得的鋼底板應(yīng)力幅亦較為穩(wěn)定，無(wú)明顯變化趨勢(shì)，表明該階段疲勞加載過(guò)程中，疲勞損傷主要產(chǎn)生在加載的初期，而后疲勞損傷累計(jì)的過(guò)程較為緩慢。

圖14 第一階段的鋼底板應(yīng)力幅-加載次數(shù)曲線(xiàn)Fig. 14 Sheeting stress amplitude-loading times in stage I

圖15 第二階段的鋼底板應(yīng)力幅-加載次數(shù)曲線(xiàn)Fig. 15 Sheeting stress amplitude-loading times in stage II

圖16 第三階段的鋼底板應(yīng)力幅-加載次數(shù)曲線(xiàn)Fig. 16 Sheeting stress amplitude-loading times in stage III

圖17 第四階段的鋼底板應(yīng)力幅-加載次數(shù)曲線(xiàn)Fig.17 Sheeting stress amplitude-loading times in stage IV

第三階段疲勞加載的初期，波谷位置的鋼板應(yīng)力幅有較明顯的增長(zhǎng)，而波峰位置的應(yīng)力幅則無(wú)較明顯的增長(zhǎng)，可能的原因是加載初期由于疲勞荷載幅增大，跨中截面及附近截面在正彎矩作用下，從側(cè)面觀(guān)察到混凝土裂縫自下而上發(fā)展，鋼底板受力增加，而混凝土裂縫未發(fā)展至波峰高度，故波峰位置鋼底板受力無(wú)明顯的變化。該階段疲勞加載過(guò)程中各截面波谷位置鋼底板應(yīng)力幅有較明顯增加，模擬車(chē)輪荷載作用下組合板的局部效應(yīng)較為明顯，疲勞荷載直接作用的P-2-3 波谷位置鋼底板應(yīng)力幅明顯大于相鄰的P-2-1 和P-2-5 波谷位置，且隨加載次數(shù)增加而增大的變化趨勢(shì)亦更明顯。

第四階段疲勞加載過(guò)程與前述三個(gè)階段類(lèi)似，加載初期由于較大疲勞作用，混凝土板裂縫發(fā)展較為迅速，組合板發(fā)生內(nèi)力重分布，各測(cè)點(diǎn)鋼底板應(yīng)力幅變化較為明顯，隨后的變化較為平穩(wěn)。加載次數(shù)為680 萬(wàn)次時(shí)各測(cè)點(diǎn)應(yīng)力幅較670 萬(wàn)次有較大的增加，這是因?yàn)樵?70萬(wàn)次到680萬(wàn)次疲勞加載中鋼底板有疲勞裂紋產(chǎn)生，由于鋼底板的厚度僅3 mm，裂紋的發(fā)展速度較快，1#裂紋迅速發(fā)展至試件的側(cè)邊緣，形成了較明顯的裂縫，導(dǎo)致鋼底板受力增大。

2.5 混凝土裂縫

第一階段由于疲勞荷載較小，未觀(guān)察到混凝土裂縫，從第二階段加載開(kāi)始，跨中正彎矩區(qū)與中支點(diǎn)的負(fù)彎矩區(qū)均觀(guān)察到混凝土裂縫的產(chǎn)生。每50 萬(wàn)次疲勞加載后進(jìn)行一次靜力加載，當(dāng)靜力荷載加載至最大荷載時(shí)觀(guān)察混凝土裂縫的分布，并測(cè)量最大裂縫寬度。各加載階段的試件側(cè)面裂縫分布如圖18所示。

圖18 側(cè)面裂縫分布圖（單位：cm）Fig.18 Distribution of lateral cracks(unit:cm)

各加載階段的試件負(fù)彎矩區(qū)混凝土裂縫的分布如圖19所示，第一階段負(fù)彎矩區(qū)混凝土沒(méi)有裂縫產(chǎn)生；第二、三階段負(fù)彎矩區(qū)也僅有一條較長(zhǎng)的裂縫；第四階段的疲勞荷載較大，負(fù)彎矩區(qū)混凝土的裂縫數(shù)量明顯增加，原有的裂縫長(zhǎng)度也明顯增長(zhǎng)。

圖19 負(fù)彎矩區(qū)裂縫分布圖（單位：cm）Fig. 19 Distribution of cracks in hogging moment region(unit:cm)

各階段的最大裂縫寬度及對(duì)應(yīng)的靜力荷載值如表4 所示。第一階段負(fù)彎矩區(qū)混凝土未開(kāi)裂；第二階段靜載最大荷載為145 kN，負(fù)彎矩區(qū)混凝土最大裂縫寬度保持在0.02 mm；第三階段和第四階段的中，負(fù)彎矩混凝土的最大裂縫寬度隨加載次數(shù)的增加而增大，第四階段由于疲勞荷載較大，裂縫寬度增大速度較快，在鋼底板斷裂后最大裂縫寬度達(dá)到了0.2 mm，已達(dá)到了混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范的限值。

3 疲勞強(qiáng)度

結(jié)構(gòu)的疲勞性能可以用相應(yīng)疲勞細(xì)節(jié)的S-N曲線(xiàn)進(jìn)行描述，試驗(yàn)結(jié)果顯示組合橋面板試件的疲勞開(kāi)裂位置位于PBL 連接件與鋼底板焊縫的不連續(xù)處，Eurocode 3［14］和《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D64—2015）［15］中并未給出適用于PBL連接件的疲勞細(xì)節(jié)，參考構(gòu)造相似的焊接截面的疲勞細(xì)節(jié)，對(duì)于腹板與翼緣間的縱向雙面手工角焊縫，規(guī)定其疲勞細(xì)節(jié)為100 MPa，間斷的縱向角焊縫疲勞細(xì)節(jié)可取80 MPa。文獻(xiàn)［12］對(duì)組合橋面板疲勞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了回歸分析，提出組合橋面板的剪力連接件與鋼底板縱向焊縫的疲勞強(qiáng)度更貼近于AASHTO［13］的C 類(lèi)疲勞細(xì)節(jié)。以下分別取用80 MPa 以及AASHTO 的C 類(lèi)疲勞細(xì)節(jié)進(jìn)行驗(yàn)算，相應(yīng)的S-N曲線(xiàn)如圖20所示。

圖20 S-N曲線(xiàn)Fig. 20 S-N curves

根據(jù)Miner 線(xiàn)性累計(jì)損傷準(zhǔn)則［16］，假定結(jié)構(gòu)在某常幅循環(huán)應(yīng)力σi作用下的疲勞壽命為Ni，對(duì)于變幅荷載，若結(jié)果在k個(gè)應(yīng)力水平σi作用下，各經(jīng)受ni次循環(huán)后，則其受到的總損傷度可定義為

并且總損傷度D=1對(duì)應(yīng)結(jié)構(gòu)完全損傷，疲勞破壞將發(fā)生。分別根據(jù)Eurocode 3、JTG D64—2015 和AASHTO 所采用的S-N曲線(xiàn)計(jì)算組合橋面板試件的損傷度，計(jì)算結(jié)果如表5 所示。在鋼底板應(yīng)力幅較小的第一、二加載階段，疲勞加載所產(chǎn)生的累計(jì)疲勞損傷較小，鋼底板應(yīng)力幅增大后疲勞加載所產(chǎn)生的疲勞損傷明顯大于前兩階段，增加幅度并不呈線(xiàn)性關(guān)系，按AASHTO規(guī)范的C類(lèi)疲勞細(xì)節(jié)計(jì)算所得的累計(jì)損傷度更接近1，說(shuō)明按C類(lèi)細(xì)節(jié)進(jìn)行組合橋面板疲勞強(qiáng)度的驗(yàn)算具有一定的可行性。實(shí)際結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)在滿(mǎn)足施工階段與使用狀態(tài)的極限狀態(tài)要求下盡可能減小壓型鋼板的波高，進(jìn)而減小鋼底板在車(chē)輛荷載作用下的荷載效應(yīng)，提高結(jié)構(gòu)的疲勞壽命，此外在鋼底板加工制作時(shí)應(yīng)對(duì)連接件的焊接質(zhì)量進(jìn)行控制。

表5 疲勞損傷度Tab. 5 Fatigue damage

4 結(jié)論

本文對(duì)1 塊帶PBL 連接件的壓型鋼板-混凝土連續(xù)組合橋面板試件進(jìn)行了變幅疲勞加載試驗(yàn)，得到以下主要結(jié)論：

（1） 變幅疲勞加載的第一階段模擬了正常使用狀態(tài)下車(chē)輪荷載的作用，壓型鋼板-混凝土連續(xù)組合橋面板在經(jīng)過(guò)200 萬(wàn)次疲勞荷載作用后未開(kāi)裂，鋼底板應(yīng)力幅與負(fù)彎矩區(qū)鋼筋應(yīng)力幅無(wú)明顯變化。后續(xù)加載階段隨著疲勞荷載幅的增加，在疲勞荷載作用下鋼底板應(yīng)力幅與負(fù)彎矩區(qū)鋼筋應(yīng)力幅隨著加載次數(shù)的增加而增大，靜載試驗(yàn)顯示組合橋面板發(fā)生較明顯的剛度退化，負(fù)彎矩區(qū)及跨中區(qū)域均出現(xiàn)混凝土裂縫，且裂縫寬度隨著疲勞加載次數(shù)的增加而增大。

（2） 當(dāng)累計(jì)加載次數(shù)達(dá)到680 萬(wàn)次時(shí)觀(guān)察到試件發(fā)生疲勞破壞，組合橋面板的鋼底板斷裂，裂紋隨著加載次數(shù)的增加而快速發(fā)展；取破壞后的鋼底板進(jìn)行觀(guān)察，推測(cè)疲勞裂紋最先在PBL 連接件與鋼底板焊縫的不連續(xù)位置產(chǎn)生，裂紋沿板厚方向裂透后橫向發(fā)展；試件破壞時(shí)負(fù)彎矩區(qū)最大裂縫寬度亦達(dá)到規(guī)范限值。

（3） 利用線(xiàn)性累計(jì)損傷準(zhǔn)則計(jì)算組合橋面板的累計(jì)疲勞損傷，計(jì)算表明AASHTO規(guī)范C類(lèi)疲勞細(xì)節(jié)可較好地描述組合橋面板的疲勞強(qiáng)度。

作者貢獻(xiàn)聲明：

張協(xié)力：試驗(yàn)設(shè)計(jì)、數(shù)據(jù)分析及論文寫(xiě)作與修改。

吳沖：論文的選題、指導(dǎo)論文的修改。

蘇慶田：指導(dǎo)試驗(yàn)設(shè)計(jì)及論文的修改。