一、前言大型公路钢箱梁正交异性桥面板工地接头即箱梁节段之间的连接，过去均采用全焊或高强度螺栓连接。各国实桥运营经验表明，这两种连接方式各有不足。全焊连接时，U形肋嵌补段对接焊和肋角角接焊均处于仰焊位置施焊，而仰焊工作条件恶劣，施工周期较长，仰焊焊接质量比俯焊难以保证，经过一段时间运营后在这些焊接处容易产生疲劳裂纹。采用高强度螺栓连接时（桥面板、纵向U形助），桥面铺装层因栓接接头而受到削弱，给销装工艺和质量控制带来很大难度，铺装层容易产生裂纹、剥离等病害，而且螺栓用量大，造价高。基于以上原因，最近出现了一种新的连接方式，即桥面板用焊接（陶瓷衬垫单面焊双面成型工艺），U形肋采用高强度螺栓连接。日本已将此方案作为首选方案纳入设计规范。该方案克
大型公路钢箱梁正交异性桥面板工地接头即箱梁节段之间的连接，过去均采用全焊或高强度螺栓连接。各国实桥运营经验表明，这两种连接方式各有不足。全焊连接时，U形肋嵌补段对接焊和肋角角接焊均处于仰焊位置施焊，而仰焊工作条件恶劣，施工周期较长，仰焊焊接质量比俯焊难以保证，经过一段时间运营后在这些焊接处容易产生疲劳裂纹。采用高强度螺栓连接时（桥面板、纵向U形助），桥面铺装层因栓接接头而受到削弱，给销装工艺和质量控制带来很大难度，铺装层容易产生裂纹、剥离等病害，而且螺栓用量大，造价高。基于以上原因，最近出现了一种新的连接方式，即桥面板用焊接（陶瓷衬垫单面焊双面成型工艺），U形肋采用高强度螺栓连接。日本已将此方案作为首选方案纳入设计规范。该方案克
服了全焊连接和全部栓接的各自缺点，可以说这是目前最先进的连接方式。南京长江第二大桥南汊桥在我国首次采用这种连接方式，因为是第一次采用，需通过模型试验和有限元分析来验证其连接刚度、局部应力和疲劳性能。本文对正变异性桥面板工地接头构造细节的演变进行了综述，并对该接头的足尺试件进行了试验研究和有限元分析。
二、钢桥面板工地接头构造细节的演变
1.钢桥面板的构造细节
对于大跨度悬索桥和斜拉桥，钢箱梁自重约为 PC箱梁自重的1/5～1/6.5。正交异性钢板结构桥面板的自重约为钢筋混凝土桥面板或预制预应力混凝土桥面板自重的1/2～1/3。所以，受自重影响很大的大跨度桥梁，正交异性板铜箱梁是非常有利的结构形式。通常，在钢桥面板上铺装沥青混凝土铺装层，其主要作用是保护钢桥面板和有利于车辆的走行性。近代正交异性钢桥面板的构造细节如图回所示，由钢面板纵助和横肋组成，且互相垂直。钢面板厚度一般为12mm，纵肋通常为U形肋或球扁钢肋或板式助，U形肋板厚一般为6mm或 8mm，横梁间距一般为 3.4～4.5m，两横梁之间设一横肋。
制造时，全桥分成若干节段在工厂组拼，吊装后在桥上进行节段间的工地连接。通常所有纵向角焊缝（纵向肋和纵隔板等）贯通，横隔板与纵向焊缝、纵肋下翼缘相交处切割成弧形缺口与其避开。
2．正交异性钢桥面板的疲劳及其工地接头构造细节的改进
钢桥面板作为主梁的上翼缘，同时又直接承受车辆的轮载作用。如上所述，钢桥面板是由面板、纵肋和横助三种薄板件焊接而成，在焊缝交叉处设弧形缺口，其构造细节很复杂。当车辆通过时，轮载在各部件上产生的应力，以及在各部件交叉处产生的局部应力和变形也非常复杂，所以钢桥面板的疲劳问题是设计考虑的重点之一。自1966年英国Severn桥（悬索桥）采用扁平钢箱梁以来，钢桥面板陆续出现许多疲劳裂纹，主要产生的部位有纵助与面板之间的肋角焊缝、纵横肋交叉的弧形缺口处，U形肋钢衬垫板对接焊缝处等（详见图2），其中梁段之间钢桥面板工地接头是抗疲劳最薄弱的部位。
由于钢桥面板不可能更换，产生裂纹后修补又比较困难，50年来．通过一系列的试验研究和有限元分析，以及实践经验总结，对钢桥面板构造细节的设计和焊接不断进行了改进，使得钢桥面板产生裂纹的概率大大减少。这里仅介绍钢桥面板工地接头构造细节设计的演变，如图3所示，图3（a）为过去采用的纵向肋焊接对接和高强度螺栓对接，图3（b）为改进后的构造细节，即面板对接采用陶瓷衬垫单面焊双面成型工艺，U形肋采用高强度螺栓对接拼接。
改进后的构造细节既克服了工地接头纵向U形肋嵌补段的仰焊对接，从而改善了疲劳性能，又避免了面板栓接拼接对桥面铺装层的不利影响。这种构造细节在1999年建成的日本来岛大桥、明石海峡大桥（悬索桥）和多多罗大桥（斜拉桥）中得到应用。
三、试件设计和制造
根据《美国公路桥梁设计规范》（1994年版），用于计算正交异性钢桥面板刚度和恒载引起的弯曲效应时，与纵肋共同作用的钢桥面板的有效宽度取纵肋间距。钢箱梁工地接头处桥面板采用单面焊双面成型焊接工艺，面板内侧需贴陶瓷衬垫，因此焊缝下面的U形肋侧壁须开缺口以便衬垫通过。缺口宽度过小不便于施工，宽度过大易导致附近局部应力增加。日本的钢箱梁桥在此种构造细节设计中采用的缺口宽度为75mm和120mm。
两个足尺试件模拟南京长江第二大桥南汊桥的设计图，取一个U形肋单元，跨长3750mm（实桥横隔板间距），桥面板宽 600mm，厚 14mm， U形肋尺寸为 184mm*8mm*300mm，圆弧缺口宽度分为两种，试件Ⅰ为50mm，试件Ⅱ为100mm。
试件材质为 16Mnq，屈服强度为 395MPa，拉伸强度为 540MPa。试件的制造严格按照《南京长江第二大桥南汊桥钢箱梁制造规则》的有关内容进行，试件在工厂制造完成后，经外观检查、超声波探伤和高强度螺栓检查，全部合格。
四、试验概况
1.加载方案
我国《公路桥梁设计通用规范》（JTJ021-89）规定汽车-超20级荷载中550kN的重车后轴重力为2*140kN，后轮着地面积为宽*长=600mm*200mm。本试验中加载点的接触面积参考该规范选定，考虑试件为单肋，故将本试验的加载宽度折减为400mm，即介于单轮与双轮宽度之间。试验中以一块宽*长*厚=420mm * 200mm * 12mm的钢板模拟桥面铺装层，以宽*长*厚=400mm * 300mm * 50mm的橡胶块模拟车轮进行加载，如图4所示，试验机为MTS300kN电液伺服试验机，加载频率为300次／min。
2.测点布置
为研究缺口附近面板上的应力分布情况，在缺口附近面板上密集布置测点，其中面板焊缝附近的12个测点贴双向应变片测量纵、根双向应力。除了缺口附近布置测点外，在试件跨中及与试件焊栓接头对称的位置，也相应地布置了测点，如图5所示。
为了研究试件及缺口部位的竖向刚度，在试件的跨中、焊栓接头部位、对称于焊栓接头的部位、以及试件两端都安装了位移计，如图4所示。
3.静载试验
两个试件都作静载试验。静载试验分两种加载方案，一种是在焊栓接头处加载（如图4所示），另一种是在跨中加载。根据有限元计算，当试件跨中作用140kN的荷载时，试件最大应力处（跨中U形肋下表面）的应力达到设计容许应力200MPa，试验中考虑到较实际受力情况更不利的状态，将最大静载加到 175kN，为实际轴重力的 2.5倍，使试件的最大计算应力达到钢材流动极限的75％。加载等级分四级和五级。
4.疲劳试验
选取试件Ⅰ进行疲劳试验，疲劳试验加载位置为焊栓接头处，荷载范围40～90kN，循环次数为 200万次。根据有限元计算，试件跨中加 4OkN荷载时，试件跨中 U形肋下表面的最大应力与桥梁恒载作用下产生的最大应力相当，当加90kN荷载时，其最大应力与桥梁恒载、活载共同作用下产生的最大应力相当，故选取以上疲劳试验加载范围。
五、试验结果分析
1.竖向挠度
实测各测点在不同荷载等级下的竖向挠度如图6所示。从图6可以得出以下结论：
（1）各测点的挠度与作用荷载的大小基本上呈线性关系。
（2）实测值与计算值基本接近，表明实测值基本可信。
（3）在跨中作用荷载时，有限元计算结果显示，焊栓接头处的挠度比对称于焊栓接头的部位的挠度稍小，这是由于焊栓接头部位U形肋的两侧腹板上通过高强度螺栓连接各外夹了两块拼接板，这相当于将U形助每侧局部的腹板厚度增加了两倍，而且可以与面板上的焊接接头共同工作，从而增加了焊栓接头部位的刚度，尽管该部位U形肋下面开了一个施工进手孔，但并不影响试件局部的刚度。
（4）同样在焊栓接头处加载时，试件Ⅰ接头处和跨中部位的挠度比试件Ⅱ对应部位的挠度稍大，这与高强度螺栓的拧紧程度有关。但是从有限元计算结果可以看出，两个试件对应部位的挠度完全一致，这说明缺口的大小对试件的刚度没有影响。
2.局部应力
试件Ⅱ跨中下翼缘实测应力和计算应力如图7所示，两个试件在80kN（为公路桥梁设计通用规范规定最大轮载的 1.14倍）荷载作用下部分测点的实例应力如表回所示。从实测结果可以得出以下结论：
（1）实例应力基本上随着荷载的增加而呈线性增加，而且基本上与计算值相吻合。
（2）在外加荷载作用下，两个试件的大多数对称测点的实测应力基本对称。
（3）当在焊栓接头处加载时，将两个试件的实例应力进行比较，就会发现：①试件IU形助圆弧缺口附近面板上的横向应力比试件Ⅱ大，但数值较小，在其他测点，两个试件面板上的实测横向应力基本上一致，在试件中心线与焊栓接头中心线的交点附近，两个试件面板上的横向应力都较大，但也不超过设计容许应力；②试件Ⅱ焊栓接头附近面板上的纵向应力比试件I大，在其他测点，两个试件的实测纵向应力基本上一致；③试件IU形肋圆弧缺口附近的应力比试件Ⅱ大，但数值均较小。这表明圆弧缺口的大小对试件应力的影响仅限于U形肋圆弧缺口附近，而且U形肋圆弧缺口宽度为50～100mm都是安全的。
（4）当在跨中加载时，在所有的测点，两个试件的应力都差不多，而且数值很小，与焊栓接头处对称部位的纵向应力和横向应力也与焊栓接头处对应点的纵向应力和横向应力基本一致。
3.疲劳强度
在下限为40kN、上限为90kN（分别为实际轴重力的57％和1.23倍）的疲劳试验荷载作用下，经过200万次后，试件I各部位的挠度与疲劳试验前基本上没有差别，这说明疲劳对试件的刚度几乎没有影响。通过20倍放大镜目测检查，没有发现裂纹，再次经过分级静载试验，结果表明，各测点的应力大小及其与荷载的线性关系同疲劳前一样。可以认为，大型公路钢箱梁正交异性桥面板结构采用焊栓连接后，其抗疲劳性能很好。
六、有限元分析
1.计算模型
计算采用4节点板单元，假定焊栓接头处的拼接板与U型助之间不产生滑动，即作为整体共同工作，不考虑桥面铺装层的影响。
我国《公路桥涵设计通用规范》（JTJ021-89）规定的汽车-超20级荷载重车的后轴重力为2*140kN即每对车轮的重力为70kN。假设一对轮载为70kN的车轮作用在试件I和试件Ⅱ的焊栓接头附近，两个车轮之间的距离及触地面积如图8所示。本文分别计算了两种轮载位置，一种是对称轮载，另一种是偏心轮载。每种轮载从车轮边缘靠近U型肋圆弧缺口开始，到车轮正好离开圆弧缺口结束，分为多种工况。轮载位置如图8所示。
2.计算结果分析
（l）在两种轮载作用下，圆弧缺口处的变形分别如图9（a）和图9（b）所示。从图中可以看出，在U型肋与面板的连接处，U型助产生向外的面外变形。
（2）面板下表面焊栓接头线上的纵向应力如图10所示。从图中可以看出，在两种轮载作用下，试件Ⅱ的纵向应力比试件I的大，但应力的数值都较小，在对称轮载作用下，试件I和试件Ⅱ的纵向应力最大值分别为 14.6MPa和 20.5MPa，在偏心轮载作用下，试件I和试件Ⅱ的纵向应力最大值分别为25.6MPa和30.9MPa。除了在焊栓接头中心线与U型肋的交线附近有差别外，两个试件纵向应力分布的规律大体一致。
（3）对称轮载和偏心轮载作用下两个试件面板下表面焊栓接头中心线上的主应力分布分别如图11和图12所示。图11和图12中的共同特点是，当轮载靠近和离开圆弧缺口时，最大主应力基本上相同，当轮载离开圆弧缺口时，最小主应力比靠近圆弧缺口时稍大；当两种轮载正好压在圆弧缺口上面时，两个试件的最大主应力达到极值，且数值基本上相同，在对称轮载作用下，试件I和试件Ⅱ的最大主应力分别为 47.3MPa和 42.2MPa，在偏心轮载作用下，试件I和试件Ⅱ的最大主应力分别为 71.6MPa和 71.7MPa，但是在焊栓接头中心线的横向对应点上，试件I的最小主应力比试件Ⅱ的小，例如，当y＝150mm时，在对称轮载作用下，试件I和试件Ⅱ的最小主应力分别为-37.4MPa和-13.7MPa，在偏心轮载作用下，试件I和试件Ⅱ的最小主应力分别为-28.8MPa和-7.7MPa。图11和图12中不同的是，在偏心轮载作用下，两个试件的最大主应力比在对称轮载作用下的大，最小主应力比在对称轮载作用下的小。
（4）两个试件在两种轮载作用下图8中的A，B，C三点的最大应力随轮载位置变化而变化的曲线如图13所示。从图中可以得出以下结论：
a．从图13（a）和图13（b）可以看出，当轮载经过圆弧缺口时，A点的主应力以正为主，且对两个试件主应力的影响趋势相同，两个试件的最大主应力曲线几乎重合。
b．从图13（c）和图13（d）可以看出，轮载位置对两个试件的主应力的影响趋势正好相反，即当轮载经过圆弧缺口时，试件I的主应力随着轮载的前进先变小，然后增大，试件Ⅱ则生好相反。但不管哪种情况，轮载位置对B点主应力的影响幅值都较小，在所计算的多种工况中，在对称轮载作用下，试件I的主应力的变化幅值不超过 9.4MPa，试件Ⅱ的主应力的变
化幅值不超过12．4MPa，在偏心轮载作用下，试件I的主应力的变化幅值不超过ll.lMPa，试件Ⅱ的主应力的变化幅值不超过 17.2MPa。
c．从图13（e）和国13（f）可以看出，当轮载经过圆弧缺口时，对两个试件主应力的影响趋势相同，即都是先变小，再增大。在对称轮载作用下，C点的最大主应力为正，最小主应力为负，在偏心轮载作用下，最小主应力为负，最大主应力则先变为负，然后转为正，特别是试件Ⅱ，变化幅值较大，最大主应力变化幅值为 29.OMPa，最小主应力变化幅值为 36.7MPa。
七、结束语
正交异性钢桥面板工地接头中面板采用全熔透对接焊、U形肋在两侧肋板采用摩擦型高强度螺栓拼接后，通过两个足尺试件的静载和疲劳试验以及有限元分析，结果表明U形肋圆弧缺口宽度分别为50mm和100mm的两种构造细节均有可靠的连接刚度，实测局部应力都小于设计容许应力，疲劳强度也满足规范要求，因此，两种构造细节都有可靠的工作性能。在满足施工要求的条件下，建议U形肋圆弧缺口不要过大，实际结构上U形助圆弧缺口宽度为70mm。
