輕型組合橋面板中小栓釘連接件的靜力及疲勞性能

張士紅，邵旭東，黃細軍，3，楊 波

(1.湖南大學 橋梁工程研究所，湖南 長沙 410082；2.河南省交通規劃設計研究院股份有限公司，河南 鄭州 450052；3.中鐵大橋勘測設計院集團有限公司，湖北 武漢 430056)

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輕型組合橋面板中小栓釘連接件的靜力及疲勞性能

張士紅1,2，邵旭東1，黃細軍1，3，楊 波1

(1.湖南大學 橋梁工程研究所，湖南 長沙 410082；2.河南省交通規劃設計研究院股份有限公司，河南 鄭州 450052；3.中鐵大橋勘測設計院集團有限公司，湖北 武漢 430056)

為探究輕型組合橋面板UHPC薄層中小尺寸栓釘連接件的靜力和疲勞性能，對總計6個試件進行了靜力加載和疲勞試驗?；陲@式動態分析方法，采用ABAQUS軟件進行了靜力推出試驗的數值分析；隨后又設計9個正交試驗開展了栓釘參數分析及特征值影響因素顯著性分析。最后，基于一個實際工程，對輕型組合橋面板中小栓釘連接件的疲勞強度進行驗算。結果表明：(1)UHPC薄層中的小栓釘仍具有較好的承載力，其承載力設計值可偏安全地按照Eurocode-4規范的計算式取值，即Pd=0.8Asfu/γv。(2)UHPC薄層中的小栓釘承載力主要受栓釘的直徑和屈服強度影響，滑移特征值主要受栓釘的高度影響，抗剪剛度主要受栓釘的直徑影響。(3)疲勞試件破壞前的很長一段時間內，滑移量增長緩慢且增量較小，在試件疲勞破壞階段，滑移值增速較快且增量明顯?；跀嗔蚜W方法的栓釘疲勞壽命估算值與實測值基本吻合。(4)小栓釘連接件的疲勞強度滿足洞庭湖二橋輕型組合橋面板的設計要求。

橋梁工程；輕型組合橋面板；靜力和疲勞試驗；小栓釘；顯式動態分析；斷裂力學

0 引言

UHPC(抗壓強度>150 MPa，抗拉強度>7 MPa)材料的出現，結構有望突破原有尺寸上的限制，趨于更加纖細、輕薄。為解決傳統正交異性鋼橋面板的鋼結構疲勞和鋪裝層易損等難題，文獻[1]提出了將具有高彈性模量、高抗拉強度的密配筋UHPC層加鋪在鋼橋面板上，形成新型“輕型組合橋面板”結構。研究表明[2]，鋼橋面板與UHPFRC(也稱“UHPC”，這里按原文表述)層之間的相對滑移會導致UHPFRC層底面和鋼結構的應力增大，工程中需采取措施保證兩者之間的有效黏結。輕型組合橋面板中，通常采用栓釘連接件來實現鋼橋面板與UHPC層之間協同工作[1]，栓釘是保證輕型組合橋面板結構發揮有效作用的關鍵構件。

圖1 試件幾何尺寸(單位：mm)Fig.1 Geometric dimensions of specimen (unit: mm)

輕型組合橋面板結構中，UHPC層厚度通常為35～50 mm，為滿足一定的保護層厚度要求，同時方便栓釘施焊，栓釘的高度宜滿足40 mm≥h≥25 mm。AASHTO規范[3]和Eurocode-4規范[4]分別要求組合結構中栓釘的高度(h)與直徑(d)比大于4和3；另外，AASHTO規范要求栓釘的保護層厚度大于50 mm，而Eurocode-4規范則要求栓釘保護層厚度大于20 mm，且栓釘的釘帽以下部分伸入混凝土的長度大于30 mm。埋置于UHPC薄層中的小栓釘，其靜力和疲勞性能與普通混凝土組合結構中常用的大尺寸栓釘(h≥65 mm，d≥19 mm)定會有所不同，且其h/d和保護層厚度均不滿足規范要求，需開展相關試驗及理論研究，以探明輕型組合橋面板中小栓釘連接件的靜力及疲勞性能。

文獻[5]基于ANSYS有限元軟件對5個不同參數的靜力推出試驗進行了分析，同時進行了1個靜力加載試驗，探究了RPC中小栓釘(h/d=1.7～2.7)的靜力特性。結果表明，試件的破壞形態均為栓釘破壞，栓釘直徑d是決定試件抗剪承載力的關鍵因素，并提出了RPC中小栓釘的承載力計算公式；文獻[6]進行了5組靜力推出試驗，研究了UHPC中栓釘(100≥h≥50 mm，22 mm≥d≥16 mm)的承載力和抗剪剛度特性，并與規范中的栓釘承載力計算值對比,結果表明，AASHTO規范中的栓釘承載力公式與試驗值吻合最好。至于UHPC中小栓釘疲勞性能的研究，更鮮見于文獻。本文設計6個推出試件，進行了靜力和疲勞試驗，并采用ABAQUS軟件進行了栓釘的參數分析，以探究UHPC薄層中小栓釘的靜力和疲勞性能。

1 試件模型

參考Eurocode-4規范[7]，同時兼顧輕型組合橋面板的結構特點，設計6個推出試件，主要尺寸見圖1。其中，UHPC板厚50 mm，板內配置間距為50 mm×55 mm(縱向×橫向)的φ10的冷拔帶肋鋼筋。推出試件采用材質為Q345 的I型鋼，兩側各焊4個栓釘。栓釘采用GB/T 10433—2002《電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘》[8]規定的材質為ML15A的栓釘，直徑13 mm，高35 mm，布置間距為200 mm×110 mm(縱向×橫向)。推出試件中各材料的力學性能如表1所示。

表1 主要材料的力學性能Tab.1 Mechanical property of main materials

注：I型鋼和栓釘的材料性能由供應商提供；UHPC的極限強度指28天立方立體抗壓強度值。

6個試件分別記為S-1～S-3和F-1～F-3。其中，試件S-1在I型鋼、栓釘和UHPC板之間的界面上涂抹潤滑油，以消除界面之間的黏結作用。其他5個試件的界面之間均保留自然黏結，未做特殊處理。其中，試件S-1～S-3進行靜力加載試驗，試件F-1～F-3進行疲勞試驗。

2 靜力試驗

2.1 試驗裝置

試件S-1～S-3進行靜力加載試驗。試件基座與地面之間加一層橡膠墊并撒一層細的石英砂，同時在試件頂部設置球鉸，并嚴格對中試件以避免產生偏心。試驗正式開始前進行3次預加載試驗，以檢測儀器是否正常工作；正式加載采用單調分級加載，以25 kN為一級，每級持荷3～5 min，待儀表讀數穩定后進行試驗數據的采集。在試件的底基座位置固定千分表，以記錄UHPC板與I型鋼之間的相對滑移；試驗過程中還記錄了荷載值和UHPC板表面的應變值。靜力試驗裝置如圖2所示。

圖2 靜力試驗裝置Fig.2 Equipment of static test

2.2 試驗結果

試驗加載初期，試件未發生顯著的變化，UHPC板與I型鋼之間的相對滑移較??；當加載至80%～90%峰值荷載時，部分栓釘屈服，UHPC板與I型鋼之間的相對滑移開始顯著增大；當荷載達到峰值時，部分栓釘被剪斷，此時已無法記錄試件的荷載-滑移曲線，試驗結束。整個試驗過程中，UHPC板未出現劈裂現象，表面也未出現任何可見裂縫。3個試件的最終破壞形態都是栓釘的剪斷，破壞形態如圖3所示。

圖3 靜力試驗試件破壞形態Fig.3 Failure modes of specimens in static test

試件S-1 ～S-3的靜力試驗主要結果如表2所示。

表2 靜力試驗結果Tab.2 Result of static test

注：Py為單個栓釘屈服時的平均荷載值；Pu為單個栓釘的平均最大承載力值；Sy為荷載Py對應的滑移值；Su為荷載Pu對應的滑移值。

靜力試驗結果表明：試件的破壞源于栓釘根部被剪斷，這與文獻[5-6]的結果一致；盡管栓釘保護層厚度不滿足現有規范要求，但在靜力試驗過程中，UHPC板均未出現劈裂，表面也未出現任何裸眼可見的裂縫；試件S-1的承載力比S-2～S-3低20.6%左右，且滑移值較大，可見UHPC板與I型鋼之間的黏結作用對試件抗剪承載力有一定的影響。

單個栓釘平均抗剪承載力試驗值與各國規范建議的計算值比較見表3。

表3 單個栓釘承載力試驗值與規范計算值對比(單位：kN)

Tab.3 Comparison of shear capacity of single stud between test value and calculation value based on specification(unit：kN)

試件編號PuGB50917—2013[9]Eurocode-4[7]AASHO[3]Pu=1.19Asfu(EcEs)0.2(fcufu)0.1Pu=0.8AsfuPu=AsfuS-141.0S-251.6S-351.744.145.657.1

注：As為栓釘橫截面面積；σmax，Vs為混凝土和栓釘的彈性模量；Vs=min(Asfd,Acfc)為混凝土的立方體抗壓強度標準值；fu為栓釘極限抗拉強度。

由表3可知，如果按照實際工程中UHPC板與鋼面板保持界面自然黏結的狀態，對于UHPC薄層中的小栓釘來說：采用GB 50917—2013和Eurocode-4規范得到的栓釘承載力計算值接近，且都比試驗值小，偏保守；而采用AASHTO規范的計算值高于試驗值，偏不保守。因此，UHPC薄層中小栓釘的承載力設計值Pd可偏安全地按照Eurocode-4規范的計算式Pd=0.8Asfu/γv得到，其中，γv為安全系數，推薦值為1.25。

2.3 有限元分析

2.3.1 材料本構關系

采用ABAQUS有限元軟件進行推出試驗的建模分析。其中，UHPC軸拉、軸壓本構關系參考文獻[10]；鋼筋本構關系采用理想的彈塑性模型。有限元建模時，把I型鋼和栓釘作為一個部件，共同建模，并賦予相同的材料屬性。由于在試驗中，一般栓釘先發生破壞而I型鋼不會破壞，因而這里I型鋼和栓釘采用相同的本構關系，即三折線模型，可參考文獻[11]。

為得到精確完整的荷載-滑移曲線，有限元分析中，所有材料的本構關系都包含了材料的損傷初始準則。UHPC材料的損傷模擬采用ABAQUS軟件材料庫中的混凝土塑性損傷模型；栓釘采用延性和剪切準則來模擬金屬的斷裂失效，相關參數一般由試驗確定，本文參考文獻[12]取值。材料一旦達到相應的破壞準則，剛度就會按照軟化法則降低，直至完全失效，此時，單元就會從有限元模型中移除。

2.3.2 單元類型與網格劃分

有限元模型包括UHPC板、栓釘、I型鋼、加載板和鋼筋網5個部分。其中，UHPC板、栓釘和I型鋼均采用三維實體線性縮減積分單元(C3D8R)模擬，并將栓釘和I型鋼建立在同一部件中以模擬二者之間的連接。鋼筋采用三維實體管單元(T3D2)模擬?？紤]到試件具有對稱性，為節省計算費用，建立1/4推出試件的有限元模型進行分析。采用掃略網格技術對有限元模型網格進行劃分，其中，UHPC板與栓釘交界面處和栓釘與I型鋼的連接處等應力集中區采用較細的網格，單元網格尺寸2 mm左右，其他部分采用較粗的網格，單元網格尺寸10 mm左右。推出試件的有限元網格劃分如圖4所示。

圖4 單元類型及網格劃分Fig.4 Element types and meshing

2.3.3 接觸模擬

為簡單起見，本文有限元分析均不考慮UHPC板與I型鋼之間的黏結作用。當不考慮界面之間的摩擦時，I型鋼與UHPC板之間、栓釘與UHPC間的接觸面接觸僅采用硬接觸，接觸面之間能夠傳遞的接觸壓力大小不受限制，而當接觸面的壓力變為負值或者零就表示兩個接觸面發生分離[13]；當考慮界面之間的摩擦時，摩擦系數取0.25[12]，I型鋼與UHPC板之間、栓釘與UHPC界面的接觸由法線方向的硬接觸和切線方向的罰函數兩部分組成。鋼筋單元采用ABAQUS中的嵌入(Embedded region)約束，軟件可自動耦合鋼筋和周圍UHPC的自由度，并忽略二者之間的黏結滑移效應。

2.3.4 邊界與加載

在1/4推出模型的兩個對稱面上分別施加相應的對稱邊界條件；在模型下部支座位置約束所有節點的全部自由度。有限元分析中，荷載通過位移加載方式模擬，大小按平滑的幅值函數規律增加。

2.3.5 分析方法

顯式非線性動態分析方法廣泛運用于混凝土的裂縫和失效模擬、金屬成型、沖擊等分析中，在求解非連續和接觸問題中十分有效，同時也可用于準靜態(quasi-static)分析[12]。因此，本文采用顯式非線性動態分析方法，對推出試驗進行有限元模擬。理論上，可按照靜力推出試驗的實際加載速率對推出試驗進行有限元模擬。本文采用不同的速率進行試加載，考慮計算精度和求解費用，最終確定有限元分析中荷載的加載速率為0.1 mm/s。

2.3.6 模型驗證

圖5 單個栓釘的平均荷載-滑移曲線Fig.5 Average load-slip curves of single stud

采用ABAQUS有限元軟件對試件S-1～S-3的靜力推出試驗進行數值模擬，得到單個栓釘平均荷載-滑移曲線與試驗值對比如圖5所示。其中，“FEA-0.25”指有限元計算時考慮界面之間的摩擦，摩擦系數取0.25；“FEA-0”指有限元計算時不考慮界面之間的摩擦。

由于試驗中荷載的加載速率較難控制，靜力加載試驗并沒有得到荷載-滑移曲線的下降段，而采用顯式非線性動態分析方法可以較完整地模擬出試件破壞的全過程。由圖5可知：栓釘的承載力有限元計算值比試驗值低，與試件S-1的試驗值最接近；考慮界面之間的摩擦(FEA-0.25)比不考慮界面之間的摩擦(FEA-0)的栓釘連接件承載力Pu大6%，界面之間的摩擦對栓釘連接件承載力Pu沒有顯著影響，但對栓釘的抗剪剛度ksc有一定的影響，考慮界面之間的摩擦比不考慮摩擦時ksc大13.1%。有限元計算表明，試件破壞時的滑移值特征值在3.34～3.70 mm左右，小于Eurocode-4規范規定的栓釘延性應大于6 mm的要求。

2.4 栓釘參數分析

為探究UHPC薄層中栓釘參數對試件的靜力特性的影響，考慮栓釘的直徑(d)、高度(h)及屈服強度(fy)3個主要因素，按照正交試驗方法，選用L9(34)正交表，設計9個靜力推出試驗，記為SA-1～SA-9，進行有限元分析。9個靜力推出試件的幾何尺寸及加載方式參考圖1，栓釘的因素水平如表4所示。試件SA-1～SA-9的有限元建模和分析方法同2.3節，且不考慮界面之間的摩擦，主要計算結果如表5所示。

表4 栓釘的因素水平表Tab.4 Factor levels for stud

依據Eurocode-4規范[7]規定，栓釘的抗剪剛度為

ksc=0.7PRk/s(kN/mm),

(1)

式中，PRk為標準推出試驗得到的栓釘抗剪承載力特征值，有PRk=0.9Pu；s為0.7PRk荷載值對應的滑移量。同時，將栓釘抗剪承載力特征值PRk對應的滑移值定義為滑移特征值δu。

由表5、表6的參數分析表明：栓釘的承載力Pu主要受栓釘的直徑d和屈服強度fy影響。其中，栓釘直徑d影響高度顯著，栓釘屈服強度fy影響顯著；試件的滑移特征值δu主要受栓釘高度h影響，但影響不顯著；抗剪剛度ksc主要受栓釘的直徑d和高度h的影響，其中，栓釘直徑d影響高度顯著。

表5 正交試驗有限元計算結果(h/d=1.6～4)Tab.5 FE calculation result for orthogonal test (h/d=1.6～4)

表6 顯著性檢驗Tab.6 Significant test

3 疲勞試驗

栓釘連接件的受力不僅要滿足靜力承載力要求，還需要滿足疲勞要求。我國鋼-混凝土組合橋梁設計規范[9]規定，栓釘連接件的最大剪力幅不超過其抗剪承載力的0.2倍。本文設計了栓釘連接件的剪力幅在0.29～0.37范圍變化的3個試件F-1～F-3進行疲勞加載試驗。采用PMS-500型數顯式脈動疲勞試驗機對試件進行常幅正弦荷載加載，加載頻率為5.0 Hz。在試件的I型鋼的腹板上，固定WA100動位移傳感器(測量精度為0.001 mm)，可隨時記錄I型鋼與UHPC板之間的相對滑移值。在疲勞動載循環進行到0，1，5，10，20，50，100，150，200萬次時，分別停機進行靜力加載試驗，得到不同動載循環次數后的荷載-滑移曲線。疲勞試驗裝置如圖6所示。

圖6 疲勞試驗裝置Fig.6 Equipment of fatigue test

3.1 試驗結果

試件F-1～F-3分別在疲勞循環加載進行到240.5，168.8萬次和60.0萬次時，栓釘被剪斷，試件破壞，試驗停止。F-1～F-3試件在疲勞試驗加載初期，I型鋼與UHPC板之間貼合緊密，無分離趨勢，隨著加載次數的增加，I型鋼翼板與UHPC板之間的最大滑移值緩慢增加，隨后I型鋼翼板與UHPC板出現分離間隙，直至二者完全分離。在試件疲勞壽命的末期，I型鋼翼板與UHPC板之間的最大滑移值不斷增加，最終一側的栓釘被剪斷，I型鋼與UHPC板分離，疲勞試驗結束。試驗結束后，檢查試件，發現栓釘均從根部被剪斷，而UHPC板基本完好無損，僅栓釘根部位置有少量粉末狀顆粒。試件破壞形態如圖7所示。

圖7 疲勞試驗試件破壞形態Fig.7 Failure modes of specimens in fatigue test

試件F-1～F-3的疲勞試驗主要結果如表7所示。

表7 疲勞試驗結果Tab.7 Result of fatigue test

3.2 基于斷裂力學的栓釘疲勞壽命估算

這里以單個栓釘為例。對于組合結構中的栓釘連接件來說，其主要承受剪應力，栓釘的疲勞裂紋通常源于栓釘的焊趾處，并沿栓桿截面不斷擴展，當栓釘難以承擔界面之間的剪力時栓釘發生疲勞破壞。其中，裂紋的擴展速率da/dN是應力強度因子幅值ΔK的函數，滿足Paris公式：

，

(2)

式中，C，m為材料常數，可由試驗數據擬合得到；a為裂紋長度；N為疲勞循環次數。

基于Paris公式可推導得到栓釘的疲勞壽命N，見式(3)，詳細推導過程可參考文獻[16]，限于篇幅這里不再贅述：

，

(3)

式中，Δτ為栓釘的剪應力幅；a0為初始裂紋特征長度，可假定a0=2 mm[14]；ac為疲勞破壞時的裂紋特征長度，滿足式(4)[15]：

。

(4)

式(3)～(4)表明，栓釘的疲勞壽命不僅與栓釘的剪應力幅Δτ有關，而且還與疲勞荷載上峰值Pmax、栓釘直徑d、初始缺陷a0以及栓釘的承載力值Pu等因素有關。

對于試件F-1～F-3，根據靜力和疲勞試驗結果，聯立式(3)、(4)可得栓釘的疲勞壽命估算值Nc，與栓釘疲勞壽命實測值Nt的對比如表8所示。

用人本身就是一項藝術，人無完人但是各有其長。作為學校來說，也是有崗位差異的，不同的崗位對于教師的要求是不同的，一線教師需要教育教學能力強的教師；而教輔部門則需要工作細致的教師。各處室則需要服務意識強，工作有耐心的教師。所以需要樹立正確的用人觀。

綜合表7、表8可知：UHPC薄層中小栓釘的疲勞機理與普通混凝土中的相似，試件的疲勞破壞源于栓釘根部的疲勞斷裂，而UHPC板完好無損；疲勞試驗初期，I型鋼翼板與UHPC板之間的最大滑移值增加緩慢，而在疲勞試驗末期，二者之間的最大滑移值不斷快速增加，最終一側栓釘被剪斷；栓釘疲勞壽命的估算值與實測值吻合較好，基于斷裂力學方法可以較好地預測UHPC中小栓釘的疲勞壽命。

圖8 鋼桁梁標準橫斷面圖(單位：mm)Fig.8 Standard cross-section of steel truss girder (unit: mm)

表8 栓釘的壽命試驗值與估算值對比Tab.8 Comparison of life of stud between test value and calculation value based on specification

4 輕型組合橋面板中小栓釘的疲勞驗算

以在建的洞庭湖二橋輕型組合橋面板為工程背景。洞庭湖二橋為雙塔雙跨鋼桁梁懸索橋，垂跨比1/10，主跨1 480 m，全長2 390 m。初步設計方案中，加勁梁桁高9.0 m，橋面全寬35.4 m，鋼桁梁頂板厚12 mm，橫梁高1.38 m，橫肋高0.75 m，每隔2.8 m設一道橫梁或橫肋，橫隔板厚10 mm?？v肋采用HP260×12(高度×厚度，單位：mm)的球扁鋼，間距500 mm。鋼頂板上焊上長35 mm，直徑13 mm的栓釘，間距125 mm×125 mm(縱向×橫向)。然后再綁扎φ10的HRB335鋼筋，其縱、橫向間距均為37.5 cm，形成鋼筋網。最后澆注50 mm厚的UHPC層，采用蒸汽養護，形成輕型組合橋面板結構，如圖8所示。

對于輕型組合橋面板來說，栓釘屬于局部構件，其受力狀態與輕型組合橋面板的局部構造密切相關。采用ANSYS有限元軟件建立洞庭湖二橋的局部有限元模型,見圖9，縱橋向包括6跨橫隔板間距長度，考慮到結構的對稱性，橫向采用半幅結構。需要說明的是，為建模方便，局部有限元模型中，按照剖面面積和慣性矩等效原則，將球扁鋼縱肋等效為“L”型縱肋。

局部有限元模型中，鋼板(彈性模量為2.1×105MPa，泊松比為0.3)采用SHELL91模擬；UHPC(彈性模量為4.26×104MPa，泊松比為0.2)采用SOLID95單元模擬；栓釘采用COMBINE14單元模擬，以考慮縱、橫橋向的抗剪作用，抗剪剛度取ksc=133.3 kN/mm(表5)。有限元計算中，忽略UHPC層與鋼板之間的黏結作用，在栓釘以外的其他位置僅為耦合鋼板與UHPC的豎向位移。

圖9 局部有限元模型Fig.9 Local finite element model

局部有限元模型的邊界條件為：在端橫隔板截面處，約束端部的縱向(Z向)平動自由度和繞豎向(Y向)與橫軸(X向)的轉動自由度；在道路中心線截面處，采用橫向(X向)對稱約束；在有吊索位置的橫隔板底板位置處，約束其豎向(Y向)平動自由度；在桁架節點處，約束鋼桁梁橫隔板底板的全部自由度。

疲勞荷載采用Eurocode 1[16]中的標準疲勞車型3，每軸軸重120 kN。由于栓釘的影響面有效范圍很小(3～4個栓釘間距)，且標準疲勞車型3的前、后軸軸距較大(相距6 m)，因此，可忽略前后車軸之間的疊加效應，同時忽略多車道效應而只采用標準疲勞車的后軸(120+120)kN進行加載。

選定部分典型位置的栓釘，采用機動法求得栓釘剪力的影響面后，采用標準疲勞車型3進行單跡線加載，可以看到栓釘的受力呈現以下特點：栓釘剪力影響面的有效范圍較小，僅車輪作用區域的栓釘受到較大的剪力，遠離車輪區域的栓釘受力較??；栓釘受力在空間上與具體的車道位置無關，不同車道位置的栓釘受力具有相似性；縱向剪力最大的栓釘位于橫隔板上方位置(稱之為“支承位置”)，橫向剪力最大的栓釘位于兩個橫隔板之間(稱之為“跨中位置”)。

選取支承位置和跨中位置區域內的典型栓釘，計算得到栓釘的縱、橫橋向剪應力幅。栓釘在承受縱、橫向兩個方向的剪力時，其等效剪應力幅為：

(5)

式中，Δτl和Δτt分別為栓釘縱、橫橋向的剪應力幅；Δτeq為栓釘的等效剪應力幅。

依據Eurocode 1規范，采用標準疲勞車進行單車道加載得到的剪應力幅需要進行修正后才能反映影響線長度、重車數量、交通量以及其他車道重車的影響。栓釘的設計剪應力幅為：

Δτd=γMf×γFf×λ×Δτeq，

(6)

式中，γMf為結構重要性系數，這里取1.0；γFf為疲勞荷載效應分項系數，取1.0；λ為損傷等效系數，λ=λ1×λ2×λ3×λ4≤λmax。其中，λ1～λ4分別為跨徑影響系數、荷載修正系數、交通量影響系數和其他車道重車影響系數。依據Eurocode 1規范可保守地取λ=λmax=2.5 (跨中位置)，1.8 (支承位置)。由此可得栓釘的剪應力幅計算結果如表9所示。

表9 栓釘剪應力幅(單位:MPa)Tab.9 Shear stress amplitudes for stud (unit: MPa)

由表9可知，洞庭湖二橋輕型組合橋面板的小栓釘最大設計剪應力幅為67.53 MPa。由3.1節的疲勞試驗結果可知，栓釘的疲勞強度(200萬次)遠大于67.53 MPa，且既有研究表明[17]，推出疲勞試驗中的栓釘的疲勞壽命要小于梁式試驗的結果，結果偏于保守。因此，洞庭湖二橋輕型組合橋面板的栓釘疲勞強度能滿足工程要求。

5 結論

本文對UHPC薄層中小尺寸栓釘連接件的靜力和疲勞性能進行研究，得到的主要結論如下：

(1)靜力試驗結果表明：UHPC薄層中的小栓釘(d=13 mm，h=35 mm)仍具有較好的抗剪承載力，試件的破壞模式均為栓釘剪斷，UHPC薄層中小栓釘的承載力設計值可偏安全地按照Eurocode-4規范的計算式Pd=0.8Asfu/γv得到。其中，γv為安全系數，推薦值為1.25；UHPC薄層中栓釘的保護層厚度僅15 mm時，試件破壞時UHPC板未出現劈裂和表面開裂現象。

(2)栓釘的參數分析表明：UHPC薄層中小栓釘的承載力主要受栓釘的直徑d和屈服強度fy影響。其中，栓釘的直徑d影響高度顯著，栓釘的屈服強度fy影響顯著；滑移特征值δu主要受栓釘的高度h影響，但影響不顯著；栓釘的剛度ksc主要受栓釘的直徑d和高度h的影響，其中栓釘的直徑d影響高度顯著。

(3)疲勞試驗表明：試件疲勞破壞時UHPC板保持完好而未開裂，試件的疲勞破壞源于栓釘根部栓桿的疲勞斷裂；試件破壞前的很長一段時間內滑移量增加緩慢且增量較小，在試件疲勞破壞階段，滑移值增速較快且增量明顯；栓釘疲勞壽命估算值與實測值吻合較好，基于斷裂力學方法可以較好地預測UHPC薄層中小栓釘的疲勞壽命。

(4)基于實際工程的分析表明，采用規格為13 mm×35 mm (直徑×高度)，布置間距為125 mm×125 mm (縱向×橫向) 的小尺寸栓釘連接件，能滿足洞庭湖二橋輕型組合橋面板的疲勞要求。

[1] SHAO Xu-dong, YI Du-tao, HUANG Zheng-yu, et al. Basic Performance of the Composite Deck System Composed of Orthotropic Steel Deck and Ultrathin RPC Layer [J].Journal of Bridge Engineering, 2011,18(5):417-428.

[2] DIENG L, MARCHAND P, GOMES F, et al. Use of UHPFRC Overlay to Reduce Stresses in Orthotropic Steel Decks [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2013, 89(5):30-41.

[3] AASHTO LRFD SI-2007, AASHTO LRFD Bridge Design Specifications [S].

[4] CEN 1994-2 Eurocode-4: 2005, Design of Composite Steel and Concrete Structures. Part 2: General Rules and Rules for Bridges [S].

[5] 邵旭東,周環宇,曹君輝.鋼-薄層RPC組合橋面結構栓釘的抗剪性能[J].公路交通科技, 2013, 30 (4): 34-39，64. SHAO Xu-dong, ZHOU Huan-yu，CAO Jun-hui. Shear Behavior of Studs of Composite Deck System Composed of Steel and Ultra-thin RPC Layer[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2013, 30 (4):34-39,64.

[6] KIM J S, KWARK J, JOH C, et al. Headed Stud Shear Connector for Thin Ultrahigh-Performance Concrete Bridge Deck [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2015, 108: 23-30.

[7] CEN 1994-4-4 Eurocode-4: 2004, Design of Composite Steel and Concrete Structures. Part 1.1: General Rules and Rules for Buildings [S].

[8] GB/T 10433—2002,電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘[S]. GB/T 10433—2002, Cheese Head Studs for Arc Stud Welding[S].

[9] GB 50917—2013, 鋼-混凝土組合橋梁設計規范[S]. GB 50917—2013, Code for Design of Steel and Concrete Composite Bridges [S].

[10]ZHANG Shi-hang, SHAO Xu-dong, CAO Jun-hui, et al. Fatigue Performance of a Lightweight Composite Bridge Deck with Open Ribs[J]. Journal of Bridge Engineering,2016,21(7):1-18.

[11]丁發興,倪鳴,龔永智,等. 栓釘剪力連接件滑移性能試驗研究及受剪承載力計算[J]. 建筑結構學報, 2014, 35 (9): 98-106. DING Fa-xing, NI Ming, GONG Yong-zhi, et al. Experimental Study on Slip Behavior and Calculation of Shear Bearing Capacity for Shear Stud Connectors [J]. Journal of Building Structures, 2014, 35 (9): 98-106.

[12]NGUYEN H T, KIM S E. Finite Element Modeling of Push-out Tests for Large Stud Shear Connectors [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2009, 65(10):1909-1920.

[13]石亦平. ABAQUS有限元分析實例詳解[M]. 北京：機械工業出版社, 2012. SHI Yi-ping. Example Explanation of Finite Element Analysis Based on ABAQUS [M]. Beijing: China Machine Press, 2012.

[14]郭建生,孫國正. 用斷裂力學法估算焊接鋼結構的疲勞壽命[J].起重運輸機械, 1999 (10): 9-12. GUO Jian-sheng, SUN Guo-zheng. Fracture Mechanics Method for Estimating the Fatigue Life of Welded Steel Structure[J]. Hoisting and Conveying Machinery, 1999 (10): 9-12.

[15]王宇航, 聶建國. 基于斷裂力學的組合梁栓釘疲勞性能[J].清華大學學報:自然科學版,2009 (9): 1467-1470. WANG Yu-hang, NIE Jian-guo. Fatigue Behavior of Studs in a Composite Beam Based on Fracture Mechanics[J]. Journal of Tsinghua University：Natural and Science Edition, 2009 (9): 1467-1470.

[16]BS EN 1991-2:2005, Eurocode 1: Action on structure, Part 2: Traffic Loads on Bridges [S].

[17]LEE P G, SHIM C S, CHANG S P. Static and Fatigue Behavior of Large Stud Shear Connectors for Steel-concrete Composite Bridges [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2005, 61(9):1270-1285.

Static and Fatigue Behaviors of Small Stud Shear Connector for Lightweight Composite Bridge Deck

ZHANG Shi-hong1,2, SHAO Xu-dong1, HUANG Xi-jun1,3, YANG Bo1

(1.Institute of Bridge Engineering, Hunan University, Changsha Hunan 410082, China; 2. Henan Provincial Communications Planning, Survey and Design Institute Co., Ltd., Zhengzhou Henan 450052, China; 3.China Railway Major Bridg Reconnaissance & Design Institute Co., Ltd., Wuhan Hubei 430056, China)

Static and fatigue tests are conducted on 6 specimens to investigate the static and fatigue properties of small stud shear connectors embedded in thin UHPC layer for lightweight composite bridge deck. The dynamic explicit analysis method is employed to conduct numerical analysis of static tests by ABAQUS software. Then, the parameter analysis and the significance analysis of the factors influencing eigenvalue are carried out based on 9 orthogonal tests. Finally, the fatigue strength of small stud shear connectors for lightweight composite bridge deck is calculated and checked based on a practical project. The result shows that (1) for small stud shear connectors embedded in thin UHPC layer, the shear capacity is reliable, and its design shear capacity can be conservatively calculated according to Eurocode-4, namelyPd=0.8Asfu/γv; (2) the shear capacity is mainly influenced by the diameter and yield strength of stud shear connectors, the eigenvalue of slip is mainly influenced by the height of stud shear connectors, and the shear stiffness is mainly influenced by the diameter of stud shear connectors; (3) there are no significant change in slip for a long period of time before failure of the specimen, the growth rate of slip is fast and the increment is obvious. The estimated value of fatigue life based on fracture mechanics method is consistent with the result of fatigue test; and (4) the fatigue strength of small stud shear connectors satisfies the requirements of the lightweight composite deck of the Second Dongting Lake Bridge.

bridge engineering; lightweight composite bridge deck; static and fatigue tests; small stud; dynamic explicit analysis; fracture mechanics

2016-03-03

國家自然科學基金項目(51178177, 51378194)；交通運輸部重大科技專項項目(2011318494160)

張士紅(1990-)，男，河南信陽人，碩士.(18229973845@163.com)

10.3969/j.issn.1002-0268.2016.11.017

U443.32

A

1002-0268(2016)11-0111-09