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超高性能混凝土（UHPC）加固正交异性钢桥面板
UHPC混凝土代替沥青层至少可额外多使用50年
Harald Unterweger*, Friedrich Novak
奥地利格拉茨技术大学钢结构研究所
邮箱：h.unterweger@tugraz.at, f.novak@tugraz.at
摘要
用于细长跨径梁桥的正交异性钢桥面板频繁建造于上世纪60年代和70年代在欧洲。在这种桥面板的设计中，只考虑了极限承载力，而没有考虑疲劳因素。由于欧洲道路网的重载交通量急剧增加，有时仅在50年后，计算出的剩余疲劳寿命就已耗尽。
本文介绍了一个研究项目的相关成果，旨在将此类正交异性桥面加固后的使用寿命提高到至少50年。研究活动基于一个非常细长的正交各向异性桥面，桥面的长细比为elr/tdp=36。分析了这类典型桥面疲劳的两个重要细节。详图D1表示纵肋与桥面板的焊接连接，详图D2表示纵肋与横梁的焊接连接。对UHPC混凝土层加固方案进行了广泛的数值研究。首先，利用钢桥面有限元模型计算了目前的剩余使用寿命。沥青层的有益作用可通过增加车轮接触面积来体现。现行欧洲规范中的FLM-4疲劳载荷模型，对5种货车类型和3种不同车轴类型进行了规定，并且每种货车类型的总重量适合奥地利公路桥梁的动态称重测量。为了确定加固后详图D1和D2中的应力折减系数，必须将有限元模型扩展为UHPC混凝土层。保守地考虑了混凝土开裂的有效杨氏模量Ec，eff=Ec/4。对于这两个细节，使用厚度为80mm的UHPC路面可保证至少50年的使用寿命。在这些研究的基础上，对正交异性桥面试件进行了全尺寸试验，包括超载效应（轴载增加）和苛刻的温度效应（在非常炎热的夏季模拟一场冷雨事件），以刺激混凝土开裂。因此，在不久的将来，一个在奥地利公路桥梁方面的原型应用将应运而生。
关键词：钢桥、公路桥、正交异性桥面、疲劳、剩余疲劳寿命
1.简介
如前所述，直到1980年左右，人们才考虑正交异性桥面的极限承载力。2000年左右首次检测到疲劳现象引起的损伤[1]，此后进行了广泛的研究和开发，目的是设计一种经济的加固方法，该方法可显著降低由于重载交通而导致的正交异性桥面的局部应力范围。国内外已发展出许多该文中未提及的加固方法，本文仅考虑采用混凝土路面代替沥青层的加固方法。一个重要的要求是，不应通过加固方法增加车道的恒载，因此需要薄混凝土板（tcle;80mm），厚度与实际沥青路面几乎相同。因此，标准混凝土不能满足这一基本条件，需要采用纤维增强的超高性能混凝土（UHPC）。法国和日本的此类加固研究项目和应用可参见[2]和[3]。荷兰在用超高性能混凝土（UHPC）代替沥青层加固正交异性钢桥面方面取得了最实际的经验，同时对几座桥梁进行了改造[4]。
2.强化概念的基础
2.1概述
本文提出的研究项目[5]由联邦交通和技术部（BMVIT）和奥地利公路管理局（ASFINAG）指导和资助。这个研究项目应该为奥地利的原型提供基本的基础知识。具有挑战性的目标是开发一种永久性和坚固的结构，以保证在加固正交异性钢桥面后可继续使用50年。
2.2具有代表性的正交异性钢桥面和关键细节
为了达到足够的剩余使用寿命，有必要在具有代表性的正交异性钢桥面上选择关键细节标准，以便将结果应用于具有类似行车道的其他桥梁。基于对奥地利一座频繁出现的桥梁的广泛疲劳评估[6]，在带有扁钢纵肋的正交异性桥面板上选择了两个关键细节（见图1）。
图1。a） 桥梁横截面；b）桥面几何规范；c）分析关键细节
详图D1是纵肋与桥面板的焊接连接，其中桥面板中的应力范围Delta;sigma;dp与正交方向的局部弯曲有关（见图1，c）。桥面板的长细比已发生变化。分析了现有桥梁的最大桥面板长细比elr/tdp=36，以及欧洲规范elr/tdp=25[7]中的建议值和这两个值的平均值。研究结果也可推广到梯形纵肋。详图D2是纵肋与横梁的焊接连接，纵肋中的应力范围Delta;sigma;lr与纵肋的局部弯曲有关（见图1，c）。
2.3设计概念
基于广泛的文献研究，并与项目合作伙伴达成一致，确定了加固方法的以下细节：
-与环氧树脂和玄武岩颗粒的复合界面：环氧层的有益作用主要是对钢板的防腐，而且环氧树脂的柔韧性可以降低局部剪应力峰值；
-应给出UHPC层上的直接车轮接触[8]；
-UHPC是PVA（聚乙烯醇）纤维增强的纤维：钢纤维由于顶面腐蚀而被ASFINAG降解；
-UHPC具有纵向和正交方向的轴向钢筋：焊接在桥面板上的螺栓数量有限，钢筋可防止薄混凝土板上浮（由于现场范围内的整体承载特性而产生的压力）；
2.4疲劳评估用疲劳载荷模型
疲劳应力分析表明，对于关键节点D1和D2，仅桥面局部受重交通荷载作用时的弯曲应力显著。整体承载性能（桥面板和纵肋是主梁上翼缘的一部分）可以忽略。基于此，只有一辆卡车的通过与细节相关，并且可以忽略卡车背靠背或并排通过桥梁的相互作用。根据EN 1991-2[9]，疲劳载荷模型FLM-4通常采用5种货车类型、3种车轴类型和国际航线的发生频率。为了对现有桥面进行疲劳评估，采用疲劳荷载模型FLM-4中的每种货车类型的轴重进行动态称重测量[6]（FLM-4*），以便在加固前获得与实际情况相符的结果。在计算未来最大应力范围时，使用了FLM-2型加固桥面疲劳荷载模型，该模型提供了所有荷载模型中的最高轴载。
3.现有钢桥面处的疲劳应力
3.1桥面详图D1和D2的关键位置
采用局部有限元模型确定细节D1和D2的临界位置，从而使未加筋桥面处FLM-4*引起的最大应力范围出现，与实际轨道结构无关，并对两个细节进行隔离。详图D1中，桥面板的最大局部弯曲应力出现在第一根纵肋处，该纵肋直接靠近主梁，并且在纵向上与横梁的距离为360mm。同样，对于详图D2，直接靠近主梁的第一纵肋在纵向上传递最大弯曲应力。增加车轮面积间接考虑了沥青层的有益影响[10]。
3.2现有甲板关键细节D1和D2的应力范围谱
为了验证剩余使用寿命，确定了两个关键细节的应力范围谱。因此，有必要根据FLM-4*对卡车的交叉口进行模拟。图2，a示出了纵向桥梁方向上的影响线，例如，对于B型车轴，以及对于elr/tdp=36的桥面板长细比，100kN的参考轴荷载。在图2的左侧，示出了细节D1的影响线，在右侧示出了细节D2的影响线。
FLM-4*（A、B和C）的每种车轴类型的车轮都直接通过第一个纵梁，靠近主梁。考虑到所选疲劳载荷模型FLM-4*中各车型的轴距和轴重，确定了各车型交叉口的详细应力历史。例如，由于T3型卡车的交叉，详图D1和D2处的应力历史如图2，b所示，其中标记了应力范围Delta;sigma;i。以雨流法为循环计数法，考虑到每种货车类型的频率，根据FLM-4*国际航线，确定了各细节的应力范围谱。
图2。a） B型车轴详图D1和D2的影响线；B）T3型货车交叉详图D1和D2的应力历史和应力范围；c）总计100辆货车详图D1和D2的应力范围谱，基于FLM-4*
详图D1和D2的这些应力范围谱如图2、c所示，与总共100辆FLM-4*卡车的交叉有关。T3型卡车的损坏率最高，与其他类型卡车的两个细节相关，尤其是细节D2。对于细节D1，每种货车类型的每个应力范围Delta;sigma;i都会导致部分损伤（考虑了低于恒定振幅疲劳极限Delta;sigma;D的应力循环的减少损伤效应）。在细节D2处，许多应力范围低于极限Delta;sigma;L[11]的切口，在细节处不会造成损坏，并在图2，c的右侧图中以灰色绘制。此外，图2，c中显示了与卡车数量（100个循环）相关的等效等幅应力范围Delta;sigma;e。与D2相关的细节D1明显较高的疲劳应力是可见的（与卡车数量相关的Delta;sigma;e，D1=140 N/mm 2和Delta;sigma;e，D2=48 N/mm 2）。
3.3剩余使用寿命计算
本项目具有挑战性的目标是，考虑到钢桥面在改造后已经使用了50年（1970年至2020年），确保钢桥面在改造后再使用50年。基于计算出的过去旧的等效应力范围Delta;sigma;e（如图2、c所示），并考虑到适当的细节类别（“根据EN 1993-1-9[11]的Woacute;hler”曲线），如图3所示的疲劳评估对这两个细节都是必要的。实际上，在模拟重载交通交叉口时，两个细节的损伤Dold值都超过1，表明理论疲劳寿命结束。在这种情况下，建议对现场分析的细节进行检查，如果不太可能出现裂缝，则需要对桥面进行改造和加固。如图3所示的理论概念，允许在防止加强后细节上的任何额外疲劳损伤的情况下延长使用寿命。因此，由于疲劳荷载模型FLM-2，在加固甲板处出现的最大应力范围Delta;sigma;max（新）必须低于极限Delta;sigma;L的切口。
图3。疲劳评估的概念，包括加固前的使用寿命
4.加固钢桥面处的疲劳应力
4.1正交异性钢桥面处的应力
为了对细节D1和D2处的正交异性钢桥面板进行疲劳评估，必须将有限元模型与钢桥面板上的混凝土层相适应。根据小规模试验（Ec，eff=Ec/4），考虑了有效杨氏模量Ec，eff可能存在的混凝土开裂。此外，还对混凝土的全弹性模量Ec进行了数值分析，得到了交通荷载作用下混凝土路面的最大应力。目前，在进行数值计算的地方，钢桥面板和混凝土层之间界面的柔度是未知的。因此，分析了4种不同的假设，包括“完全结合”和“无结合”的极限情况。根据图3所示的理论概念，由于每种卡车类型的交叉，不需要对整个应力范围谱进行另一次计算。
对于详图D1，仅需根据图2，a中的影响线，从FLM-2分析孤立的单轴。对于详图D2，必须确定由于相关货车类型的孤立交叉而产生的最大应力范围。该分析的基本结果如表1所示。对于60、70和80mm厚的混凝土路面和4种不同的界面柔度假设，最大应力范围Delta;sigma;max，new是由于轴荷载为190kn的B型轴引起的。此外，在计算这些应力范围时，还考虑了动态系数phi;=1,20。考虑到适当的“Weacute;hler”曲线（Delta;sigma;c=100 N/mm 2），疲劳的截止极限为Delta;sigma;L=40 N/mm 2。由于保守的假设，没有考虑额外的部分安全系数。足尺试验表明界面完全粘结，因此混凝土的厚度tc，min=70mm就足够了。但根据与项目合作伙伴的协议，并考虑到现场的实际实施，需要厚度为tc=80mm，以保证额外50年的使用寿命。
表1。由于FLM-2，加固甲板详图D1处的最大应力范围为delta;sigma;max，新的[N/mm m2]，包括动态系数phi;=1,20（容许值delta;sigma;max，新的lt;40 N/mm m2）
图4显示了加固正交异性钢桥面前后详图D2的承载性能。临界位置单轴载荷引起的变形如图所示。左侧显示强化前的变形，右侧显示强化后的变形。计算的混凝土厚度为tc=80mm，界面弹性为tepoxy=3mm。由于混凝土板的高抗弯刚度，可以激活附近的纵向肋，因此考虑的纵向肋的详细应力D2显著降低。
图4。由于局部车轮荷载（B型和C型轴）引起的桥面局部应力和变形：a）加固前；B）加固后
图4所示细节处的应力如表2所示。值得一提的是，对于B型和C型轴，由于加固而产生的应力折减系数fsigma;是混凝土路面特别是单轮C型轴的有益荷载分布。全尺寸试验的测量结果表明，对双轮B型车轴也有更有利的结果。考虑到测得的应力折减系数，还可以确定细节D2的额外50年使用寿命（见第5节）。
表2。加固钢桥面前后由于单轴荷载（f a=100kn）和由此产生的应力折减系数fsigma;（Ec，eff=Ec/4；tepoxy=3mm）在详图D2处产生的应力[N/mm m2]
4.2 UHPC层的应力
在加固后的钢桥面上，分析了FLM-2混凝土层的最临界荷载位置，确定了混凝土层的最大应力，为UHPC的设计提供了依据。此外，对于这些数值研究，假设了钢桥面和混凝土层之间界面的不同柔度，并且混凝土的杨氏模量发生了变化（Ec和Ec，eff）。由于这些变化，混凝土板中的最大应力几乎没有变化。显然，在FLM-2的高荷载下，混凝土路面的应力很小，约为 2n/mm~6 N/mm~2。项目合作伙伴还对极端热事件进行了额外的数值模拟，如炎热夏季的雷雨，并显示出类似的应力水平。
5.数值结果校准和验证的足尺试验
研究项目的一个重要部分是进行一次全尺寸试验，以了解作为组合构件的UHPC层正交异性钢桥面板的实际承载性能，并将实测数据与有限元模型的数值结果进行比较。此外，还对较小的试样进行了许多试验，本文未提及这些试验。模拟了混凝土收缩、极端温度约束和超载对混凝土开裂的影响。
图5示出了表示具有正交异性钢桥面板的桥梁结构切口的全尺寸试样。试样由3根横梁、5根纵肋和一块最小分析桥面板厚度tdp=10 mm的桥面板组成。纵向肋放置在elr=360mm的距离内，以获得已分析的甲板板elr/tdp=36的最大长细比。采用这种方法对横梁的几何尺寸进行调整，得到与实际桥梁相同的弯曲曲线。对荷载的几何尺寸（B和C型轴）进行了变化，选择的两个轴的荷载位置导致中心纵肋（SA轴）细节D2处的最大应力。该负载位置的轴距与T3和T5型卡车的后轴对几乎相同。B型双轮轴导致M1和M2轴甲板处详图D1的最大局部弯曲应力。在A4轴和A5轴附近的纵肋处进行了额外的测量，以获得更多关于由于纵向肋与横梁的单面焊接而导致的不对称性导致的纵向肋横向弯曲效应的信息。应变计D1到D28的位置是根据几何应力法的使用规范选择的。因此，可以对焊接连接的相关点进行线性外推（见图5，a）。
图5，b示出了使用中心液压缸进行试验的过程。在横向荷载分配梁下，每一个荷载步之间，改变B、C型轴的荷载板。总而言之，进行了7个加载步骤，其中基本负载水平为FLM-2。为了模拟超载货车，还采用了与FLM-2相关的三个较低和三个较高的荷载水平。
图5。全尺寸试样：a）几
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