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“无伸缩缝与可持续发展桥梁技术”专刊

2022-10-25

交通运输工程学报. 2022 22(5): 0-0.

无伸缩缝桥梁研究综述

陈宝春, 黄福云, 薛俊青, 罗小烨, 庄一舟, 刘永健, 徐明, 赵秋红, BRISEGHELLABruno — 2022-10-25

陈宝春, 黄福云, 薛俊青, 罗小烨, 庄一舟, 刘永健, 徐明, 赵秋红, BRISEGHELLABruno 综述了无伸缩缝桥梁(简称“无缝桥”)技术发展，介绍了无缝桥优点、应用和研究热点，分析了无缝桥纵桥向受力特点、桩-土相互作用、台后土压力与抗震性能，指出了新技术研发与应用的现状与发展方向。分析结果表明：无缝桥技术受到许多国家的重视，已开展了大量的实桥监测和其他研究；在纵桥向受力方面，温度变形是其主因，现有规范中所给出的平均温差与实桥监测结果相差较大，应研究精度更高的计算方法；桩-土相互作用是整体桥受力的特点与研究的难点，在计算土抗力时，m法应限于小位移的无缝桥，位移较大时宜采用p-y曲线法；桥台桩基受力复杂，H型钢桩存在屈服、疲劳、屈曲的破坏可能，混凝土桩则易出现开裂病害；无缝桥温升时台后土压力增大，是研究的热点与难点，它随水平变形量和往复变形次数增大而增大的机理、量值和分布未达成共识，有待今后深入、系统的研究；纵桥向受力分析应建立全桥有限元模型，考虑结构-土相互作用和节点非线性性能；钢主梁受压稳定性和混凝土主梁抗裂性能是研究与设计的关键；引板是无缝桥的病害易发构件，面板式引板应减小板底摩阻力，避免开裂和末端沉降，而斜埋入式引板应控制其末端之上接线路面的隆起和下陷；许多无缝桥新技术已被提出并得到应用，今后还需深入研究，如：新材料与新构造在无缝桥各组成部分、台背、桩基与引板中的应用等；无缝桥具有较强的结构强健性、抗倒塌和防落梁能力，抗震研究已取得可喜的进展，但许多国家尚未形成相关的设计规定，应继续研究，为将来的应用和规范制订提供科学依据。交通运输工程学报. 2022 22(5): 1-40.

模拟酸雨侵蚀环境下钢筋混凝土结构长期性能研究综述

任青阳, 靳红华, 肖宋强, 王飞飞, 陈斌 — 2022-10-25

任青阳, 靳红华, 肖宋强, 王飞飞, 陈斌为深化对酸雨侵蚀环境下钢筋混凝土结构长期性能演变机制的认识，论述了酸雨侵蚀作用下混凝土材料腐蚀机理、侵蚀模型和物理力学性能时变过程；分析了酸雨锈蚀钢筋的溶液腐蚀机理和大气动态冲刷机制，总结了锈蚀钢筋形貌表征与锈蚀率指标定量化研究成果，归纳了已有锈蚀钢筋力学性能退化模型和本构模型，概述了钢混界面黏结性能演变规律和黏结-滑移本构关系模型；梳理了梁、柱构件及结构静、动力学性能演变规律的室内试验结果、理论计算方法和数值仿真结果的最新研究进展与不足，并展望了未来的研究方向与重点。研究结果表明：酸雨腐蚀混凝土可归因于酸雨离子成分的交互作用，亟需适用性较强的理论模型以揭示腐蚀和扩散机制；室内加速试验揭示了酸雨侵蚀作用下混凝土物理力学性能时变规律，应完善室内加速试验制度，搭建耦合宏细观层次关键指标的混凝土损伤评价体系和预估模型；酸雨加速锈蚀钢筋试验多基于均匀锈蚀，钢筋腐蚀方法和形貌表征逐渐向不均匀锈蚀发展，应进一步发展高精度扫描技术，借助统计分析理论建立钢筋不均匀锈蚀特征参数，优化钢筋力学性能退化模型；通电锈蚀试验和拉拔试验演绎了钢混界面黏结性能演化规律，并建立了黏结-滑移本构关系，但忽略了实际钢筋混凝土结构的受力特点，且锈蚀过程显著区别于自然锈蚀，应考虑酸雨环境与材料特性复杂多变的特点，研究细微观钢混界面损伤行为，揭示酸雨环境、材料特性与黏结性能的内在关系；酸雨侵蚀钢筋混凝土结构时效性能研究多集中在试件层次，且采用腐蚀试验与承载力试验分阶段进行，忽略了荷载-环境的耦合作用，试验所设环境较为单一，试验制度与方法亦未统一，应对标实际工程，考虑实际结构承载和环境工况，搭建长期荷载-酸雨侵蚀耦合作用试验系统，探索荷载-环境-材料多场关联机制，完善理论计算方法与数值仿真手段，揭示结构长期性能演变过程，并推动现场暴露试验发展，量化室内-现场映射关系，指导工程实际。交通运输工程学报. 2022 22(5): 41-72.

Theoretical model of drying shrinkage behavior of recycled coarse aggregate concrete

CHOI Donguk, ENKHBOLD Odontuya, YANG Sungchul — 2022-10-25

CHOI Donguk, ENKHBOLD Odontuya, YANG Sungchul To investigate the drying shrinkage behavior of recycled coarse aggregate concrete, 12 studies and 32 sets of shrinkage data were collected and compared. The test period was between 41 and 480 d, and the analysis parameters were as follows: the water-cement ratio (0.36-0.68), compressive strength of normal concrete (27-60 MPa), replacement ratio of recycled coarse aggregate (20%-100%), relative humidity (43%-65%), time for wet cure (1-28 d), and time of shrinkage measurement (41-480 d). Three existing theoretical models, such as the ACI 209R-92 model, Bazant-Baweja B3 model, and fib MC2010 model, were evaluated by comparing the test data with the theoretical predictions using multiple statistical indicators based on the experimental drying shrinkage data of natural aggregate concrete. The approach proposed by Fathifazl et al. was used to evaluate the increase in the drying shrinkage of concrete. The increments of the drying shrinkage rate of recycled coarse aggregate concrete were also evaluated by the three selected models, and the experimental data were evaluated by the statistical indicators including the residual evaluation, as well as the variation coefficient, mean square error, and mean deviation of Comité Euro-International du Béton (CEB). Research results show that the most accurate predictions of the total shrinkage evolution are possible when part or all coarse aggregates of natural aggregate concrete with known shrinkage behavior is replaced with the recycled coarse aggregate with known residual mortar content. When the residual mortar coefficient is applied to the measured shrinkage of natural aggregate concrete, a relatively accurate prediction of the shrinkage of recycled coarse aggregate concrete is possible. The residual mortar coefficient ranges from 1.03 to 1.08 when the replacement ratio of recycled coarse aggregate is 20%-33%, and it is between 1.07 and 1.16 when the replacement ratio is 50%. In other words, the increase in the drying shrinkage rate of recycled aggregate concrete over that of the natural aggregate concrete is about 16% or smaller. When the replacement ratio of recycled aggregate concrete is 100%, the residual mortar coefficient ranges from 1.18 to 1.76. When the replacement ratio of natural aggregate concrete is greater than 50%, the increase in the drying shrinkage rate of recycled coarse aggregate concrete is more significant than that of the natural aggregate concrete. It can be seen that the current research methodology can be used to further improve the theoretical prediction of the drying shrinkage behavior of recycled coarse aggregate concrete using an expanded database. 交通运输工程学报. 2022 22(5): 73-84.

陕西地区混凝土无伸缩缝桥梁的温度作用及其区划

刘永健, 马志元, 刘江, 朱伟庆, 王旭, 李明辉 — 2022-10-25

刘永健, 马志元, 刘江, 朱伟庆, 王旭, 李明辉为研究混凝土无缝桥温度作用取值的地域差异性，对一整体式无缝桥开展了长期温度测试，基于实测数据验证有限元温度场模拟方法的准确性；调研陕西省及周边省份46个国家基准气象站1993~2015年气象数据，对其中缺失太阳辐射数据的站点进行了补充，并将气象站日值数据分解为逐时数据用于温度场分析；利用气象数据进行了23年长期温度场模拟，并基于新西兰规范温度梯度模式，进一步通过广义帕累托模型计算了有效温度和温度梯度作用具有50年重现期的代表值；采用空间插值方法绘制了温度作用等值线地图，并对等值线地图进行简化得到了温度作用分区地图；考虑不同梁高和铺装厚度参数对温度作用模式进行了修正，并最后给出一个分区地图的应用案例，计算了陕西各分区内整体桥的跨径总长限值。研究结果表明：陕西地区有效温度分区地图分布趋势与《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60—2015)基本吻合，但关中和陕南部分地区取值较规范更为不利，而对于温度梯度顶部温差，陕北和陕南的大部分地区均超过规范统一取值14 ℃；在梁高小于1.4 m时，不存在新西兰规范温度梯度模式中的等温段，修正后的温度梯度模式能准确反映不同梁高下的温度分布规律；沥青铺装厚度仅对顶部温差影响较大，不同铺装厚度情况下的顶部温差可按线性插值进行修正；整体桥主梁纵向变形量随桥长线性增长，可在自由伸缩变形的基础上通过过引入纵向伸缩量折减系数进行简化计算；桥长可通过考虑升温时的桥台弯曲破坏和降温时的桩低周疲劳破坏进行控制，根据实际合龙温度计算；在提出的3种温度分区中，最优合龙温度下的理论桥长最大值分别为290、240和220 m。交通运输工程学报. 2022 22(5): 85-103.

全无缝桥梁用掺橡胶粉LEM-SHCC路桥连接板拉伸性能及其应用

占雪芳, 王宪, 严亨利, 赵怡彬, 石缘圆 — 2022-10-25

占雪芳, 王宪, 严亨利, 赵怡彬, 石缘圆为了解决全无缝桥梁路桥连接板裂缝宽度与板内力过大等问题，将橡胶粉等体积部分替代细砂掺入应变硬化水泥基复合(SHCC)材料可制备低弹性模量的SHCC材料(LEM-SHCC)，用于全无缝桥梁路桥连接板；进行了5种不同体积橡胶粉掺量(0、5%、10%、15%和20%)LEM-SHCC基本材性(密度、抗压强度和弹性模量)及拉伸性能试验，分析了橡胶粉掺量对LEM-SHCC的强度和变形性能的影响，并采用拉、压应变比差评价了橡胶粉掺量对SHCC材料的影响，获得了LEM-SHCC的最优配合比；针对橡胶粉掺量为15%的LEM-SHCC路桥连接板，研究了最不利荷载作用下(温降荷载)其吸纳变形能力、拉伸变形性能及开裂后裂缝分布规律，并与同尺寸SHCC路桥连接板的各项性能进行了比对；进行了LEM-SHCC路桥连接板的敏感参数(橡胶粉掺量、板底摩擦因数和板长等主要影响因素)有限元对比分析。研究结果表明：橡胶粉的掺入降低了SHCC的弹性模量，提升了SHCC的延性，当橡胶粉掺量达15%时，SHCC的弹性模量降低了40%，而延性却提升了近50%，且裂缝宽度有效地控制在60 μm以内；LEM-SHCC路桥连接板吸纳纵向变形达到10 mm时，LEM-SHCC路桥连接板表面微裂缝多(近180条)，裂缝间距小(15~80 mm)，且开裂后裂缝宽度控制在60 μm以内，此时张拉端板应力为2.1 MPa，锚固端锚固力为150.5 kN，卸载后裂缝闭合，无纤维被拉出或拉断；吸纳同样的纵向变形10 mm时，LEM-SHCC板的内力比同尺寸的SHCC板小；LEM-SHCC板的内力受橡胶粉掺量的影响较大，当其掺量为15%时，LEM-SHCC板性能最优，LEM-SHCC板的内力受板底摩擦因数的影响不大，板长的增加能有效地改善LEM-SHCC板的受力性能，推荐LEM-SHCC路桥连接板的设计长度为8.5 m。交通运输工程学报. 2022 22(5): 104-118.

整体式斜交桥中桥台钢桩地震响应

赵秋红, 郭浩猛, 董硕, 王晴薇, 陈宝春, 周勇军 — 2022-10-25

赵秋红, 郭浩猛, 董硕, 王晴薇, 陈宝春, 周勇军采用有限元分析软件SAP2000建立了某整体式斜交桥的三维结构模型，通过离散非线性弹簧单元模拟桥台-台后土以及H型钢桩-桩周土的土-结构相互作用，通过一系列双向地震作用下的非线性时程分析，研究了桩的朝向、桩周土刚度及桩头转动刚度对整体式斜交桥中H型钢桩地震响应的影响规律。研究结果表明：双向地震作用下，H型钢桩的横桥向位移显著大于纵桥向，且受桩朝向的影响更为明显，强、弱轴弯矩均呈正反双向分布，屈服面函数最大值一般位于桩顶，另一峰值则位于桩身2~4 m埋深处；钢桩绕强轴弯曲布置时，桩顶纵桥向位移相比绕弱轴弯曲时降低18.2%，但横桥向位移增大47.7%，桩顶处绕强轴弯矩增加约3.9倍，桩身反向强轴弯矩峰值降低67.0%，桩顶处绕弱轴弯矩基本不变，桩身反向弱轴弯矩峰值增加约1.0倍；随着桩周土刚度的降低，桩顶纵、横桥向位移增大，桩顶屈服面函数值降低，而桩身屈服面函数峰值增加，桩身更不易保持弹性；当桩头采用柔性连接时，桩顶纵、横桥向位移均增大，桩顶屈服面函数值降低，有利于保护桩头，而桩身屈服面函数峰值增加，当桩头转动刚度过低时甚至可能大于桩顶刚度，导致桩身在罕遇地震作用下先进入塑性。交通运输工程学报. 2022 22(5): 119-130.

基于中长期环境温度变形效应的半整体桥台-土相互作用试验

黄福云, 刘征峰, 宋大好, 林志平, 陈宝春 — 2022-10-25

黄福云, 刘征峰, 宋大好, 林志平, 陈宝春为研究环境温度作用对半整体桥台与台后土之间相互作用机理的影响，以简化半整体桥台-土结构模型为研究对象，进行了基于位移的环境温度作用下半整体桥台-土相互作用拟静力试验。研究结果表明：半整体桥台的滞回曲线随季节性温度变化而变化，季节性升温和降温转化段对桥台-土相互作用的影响非常显著，而持续增加或减小段对其影响较小；一年中的第1个升温段对桥台-土相互作用影响更大，随着几个季度的温度加载，台后土逐渐被压实，土压力变化趋于稳定，增加趋势减缓；不同季节昼夜温度变化对桥台-土相互作用的影响不同，夏季白天升温对桥台-土相互作用的影响小，而夜晚降温的影响大，冬季则反之；随着季节性温度的逐渐升高，桥台-土相互作用滞回曲线由凹形向凸形发展，呈现出更加饱满的梭形；中长期环境温度对台-土相互作用影响较大，经过一整年的温度作用后，台后土压力显著增大，产生棘轮效应；桥台转角与加载位移存在较大相关性，随着循环次序的增加，桥台转角先逐渐增大后趋于稳定；在中长期环境温度作用下，半整体桥台逐渐表现出往台后方向偏转的趋势；昼夜温度变化对桥台转角的影响不可忽视，在相同加载位移下，考虑季节性温度和昼夜温度叠加作用情况的桥台转角试验结果比仅考虑季节性温度作用时增大了94%。交通运输工程学报. 2022 22(5): 131-144.

整体桥H型钢-RC阶梯桩与土相互作用拟静力试验

庄一舟, 宋琨生, 宋永青, 陈国栋, 黄福云, 陈良 — 2022-10-25

庄一舟, 宋琨生, 宋永青, 陈国栋, 黄福云, 陈良以H型钢-RC阶梯桩模型试验为背景，进行了2根H型钢-RC阶梯桩(HS-RC-0.25、HS-RC-0.50)及1根H型钢桩(HS)的低周往复荷载拟静力试验；在桩顶施加水平位移荷载，埋设应变片与土压力计，采用特殊设计的桩身水平变位测试方法，得到了H型钢-RC阶梯桩桩身破坏特点、沿桩深方向的桩身水平位移与应变、骨架曲线和滞回性能曲线；利用OpenSEES对比分析了桩顶自由与固定条件下阶梯桩桩顶水平变位能力，得到了阶梯桩水平承载力折减系数与转化系数，对比了利用折减系数得到的模型桩水平承载力计算值与试验值。试验结果表明：H型钢桩的桩顶弹性变形为2~25 mm，其水平变形能力强，承载能力好，加载全过程滞回环饱满，耗能效果好；刚度比对阶梯桩的破坏模式无显著影响，阶梯桩的上段钢桩均无明显的屈曲破坏，变截面处混凝土严重剥落且破坏位置相同；随刚度比增大，阶梯桩-土体系屈服位移及屈服荷载均提高，HS-RC-0.25较HS-RC-0.50桩顶屈服位移减小了29.15%，桩身应变突变减小；阶梯桩的滞回环在加载初期因为滑移表现为捏拢状，而在加载后期过渡为饱满的梭形，耗能效果良好，HS-RC-0.50加载全过程的耗能比HS-RC-0.25多25.4%，具有较好的水平变形能力；对比试验值，HS-RC-0.25的计算误差为-9.68%，HS-RC-0.50的计算误差为-2.47%。可见，HS-RC阶梯桩能满足整体桥桩基的水平变形需求，利用折减系数能较好地计算阶梯桩的水平承载力特征值。交通运输工程学报. 2022 22(5): 145-162.

整体式桥台后土压力累积效应反分析

徐明, 林勇志, 周文轩 — 2022-10-25

徐明, 林勇志, 周文轩为了确定整体式桥台后土体在水平方向往复位移作用下的最终土压力，针对5组整体式桥台模型试验进行了有限差分数值模拟反分析；采用能够反映土体在小应变区间上高模量和高度非线性刚度特性的土体本构模型，考虑土体与桥台之间的界面特性，通过在桥台顶部施加水平位移，反分析模型试验中经过不同循环次数的台后土压力测量结果，获得了相应的土体小应变刚度参数，揭示每组试验中桥台后土体小应变刚度在往复加载过程中的演化规律；在此基础上，针对铰支座和扩展基础这2种不同的桥台底部约束条件，分别提出了估算整体式桥台后土体小应变刚度增大倍数的公式，进而提出了考虑桥台与土相互作用的整体式桥台后最终土压力的设计计算方法。研究结果表明：当桥台底部为铰支座时，往复加载前后土体小应变刚度增大倍数随桥台顶部相对位移的增大而增大，随桥台后砂土相对密度的增大而减少；当桥台底部为扩展基础时，土体小应变刚度增大倍数虽然也随桥台顶部相对位移的增大而增大，但增幅明显小于桥台底部为铰支座的工况，并且受桥台后砂土相对密度的影响不大；相比英国设计指南PD 6694-1，提出的公式能够考虑上述多个因素的影响，并能较好地预测出不同模型试验反分析得到的土体小应变刚度增大倍数，可为整体式桥台设计提供依据。交通运输工程学报. 2022 22(5): 163-172.

水平往复大位移作用下整体桥台后土压力计算方法

李岚, 黄福云, 张峰, 刘征峰, 陈伟 — 2022-10-25

李岚, 黄福云, 张峰, 刘征峰, 陈伟为研究强震和温度作用下，整体桥台产生的水平往复大位移对桥台与台后填土相互作用的影响，进行了整体桥台-H形钢桩-土相互作用拟静力试验，并基于试验结果研究了大位移作用下整体桥台后土压力的分布规律；根据台后土压力分布，提出了台后土压力合力作用点位置与加载位移之间的关系式，并在现有研究的基础上给出了改进的整体桥台后土压力计算方法。研究结果表明：正向加载(桥台挤压台后土)时，台后各处土压力随加载位移的增加先增大后减小；台背处和台后20%桥台高度处土压力受桥台位移的影响更大，沿深度方向呈梯形分布；台背处土压力分布中，由于台底H形钢桩的约束，最大土压力位于入土深度0.875 m处，台底位置的土压力则略有减小；台后60%桥台高度和1.4倍桥台高度处土压力受桥台位移影响较小，沿深度方向呈三角形分布；负向加载(桥台背离台后土)时，台后土压力沿深度方向呈三角形分布，且台后各处土压力与加载位移不相关，其值相对于正向加载时可忽略；水平往复大位移作用下，整体桥台后土会产生脱空现象，脱空范围超过桥台高度的37.5%；台后土压力沿纵桥向呈指数型衰减，且相比小位移作用下衰减得更快；台后土压力合力作用点位置随加载位移的增大而逐渐降低，且台后土压力系数与加载位移具有明显的非线性关系，呈现先增大后减小的规律；现有土压力计算方法未考虑桥台位移的影响或认为台后土压力在桥台发生小位移时随桥台位移的增大而增大，发生大位移时则基本不变；提出的土压力拟合公式的判定系数为0.92，计算值与试验值的相对误差为6.2%，可作为现有土压力计算方法的有益补充。交通运输工程学报. 2022 22(5): 173-183.

埋入式H型钢桩-桥台节点受弯性能与承载力

朱伟庆, 时豪辉, 张冠华, 刘永健, 刘佳桐 — 2022-10-25

朱伟庆, 时豪辉, 张冠华, 刘永健, 刘佳桐为研究整体式桥台无缝桥中埋入式H型钢桩-桥台节点的受弯性能，通过建立节点的有限元模型，分析了桥台厚度、混凝土强度、钢桩朝向、埋深比、钢材强度和轴压比6个参数对节点受弯承载力和破坏模式的影响，并在此基础上，针对不同的破坏模式提出了节点受弯模型与承载力计算公式。研究结果表明：绕钢桩强轴弯曲的节点在埋深比小于2.0时发生桥台混凝土承压破坏，增大钢桩埋深比和混凝土强度等级可有效提高节点受弯承载力；绕钢桩强轴弯曲的节点在埋深比大于2.0时，或绕钢桩弱轴弯曲的节点在埋深比大于1.0时，发生钢桩屈服破坏，提高钢桩的钢材强度等级可提高节点受弯承载力；随着轴压比的增大，发生绕钢桩强轴屈服破坏的节点的受弯承载力明显降低，但轴压比对发生桥台混凝土承压破坏或冲切破坏的节点的受弯承载力的影响可以忽略；提出的节点受弯承载力计算方法能较为准确地预测不同破坏模式的埋入式H型钢桩-混凝土桥台节点的受弯承载力，计算值与有限元结果比值的均值和计算值与试验结果比值的均值为分别为0.981和0.941，因此，可用于该类型节点的受弯承载力计算和破坏模式分析；建议钢桩埋深不少于2.0倍桩宽与混凝土桥台厚度大于2.4倍桩宽，这样可有效避免桥台混凝土的承压破坏和桥台边缘混凝土的冲切破坏。交通运输工程学报. 2022 22(5): 184-199.

波形钢腹板-钢管混凝土桁式弦杆组合梁桥疲劳性能

陈康明, 黄汉辉, 吴庆雄, 陈宝春 — 2022-10-25

陈康明, 黄汉辉, 吴庆雄, 陈宝春为研究波形钢腹板-钢管混凝土桁式弦杆组合梁的热点应力分布规律、疲劳性能演化和疲劳破坏形式，开展了波形钢腹板-钢管混凝土(CSW-CFST)桁式弦杆组合梁和波形钢腹板-钢管(CSW-ST)桁式弦杆组合梁疲劳性能试验和有限元分析；研究了CSW-CFST和CSW-ST桁式弦杆组合梁疲劳性能的异同，分析了弦杆内混凝土改善组合梁疲劳性能的本质原因，探讨了CSW-CFST桁式弦杆组合梁疲劳寿命的评价方法，并将采用美国石油协会(API)、国际管结构发展与研究委员会(CIDECT)和挪威船级社(DNV)设计标准所得CSW-CFST桁式弦杆组合的梁疲劳寿命分别与试验结果进行了对比。研究结果表明：采用线性外推方式得到的CSW-CFST桁式弦杆组合梁热点应力为二次外推方式所得的1.036倍，偏安全角度考虑，CSW-CFST桁式弦杆组合梁热点应力宜采用线性外推求解；组合梁斜腹板段热点应力明显大于直腹板段，最大热点应力出现在斜腹板与圆弧过渡段相交处，相较于CSW-ST桁式弦杆组合梁，弦杆内混凝土能使CSW-CFST桁式弦杆组合梁热点应力下降26.8%，但热点应力分布规律不变；建议将疲劳裂缝萌生时刻对应的反复加载次数定义为CSW-CFST桁式弦杆组合梁的疲劳寿命；弦杆内混凝土能够延缓疲劳裂缝沿壁厚和长度方向的扩展速度，可使CSW-CFST桁式弦杆组合梁的疲劳寿命提高61.5%，但不改变组合梁的疲劳破坏模式和疲劳裂缝类型；采用DNV所得CSW-CFST桁式弦杆组合的梁疲劳寿命与试验结果间的误差最小，不超过26.4%，建议采用DNV给出的钢管相贯节点疲劳设计应力(S)-疲劳寿命(N)曲线初步计算CSW-CFST桁式弦杆组合梁的疲劳寿命。交通运输工程学报. 2022 22(5): 200-216.

下承式拱桥合理拱轴线的解析解与计算方法

张国靖, 刘永健, 刘江 — 2022-10-25

张国靖, 刘永健, 刘江为了得到下承式拱桥合理拱轴线的解析解与计算方法，建立了恒载作用模式和合理拱轴线微分方程，得到合理拱轴线的解析解；在解析解的基础上，定义了主拱恒载占比系数，得到了基于矢跨比和主拱恒载占比系数的合理拱轴线快速求解计算方法；采用拱桥设计规范、工程案例与相关研究成果，验证了本文方法的可靠性。研究结果表明：下承式拱桥的恒载作用模式可等效为连续均布恒载+主拱恒载的形式，合理拱轴线为悬链线，相应的拱轴系数由矢跨比和主拱恒载占比系数共同决定；拟合出的不同矢跨比下的拱轴系数与主拱恒载占比系数的函数关系式为线性相关关系，决定系数大于0.99，说明拟合公式准确；工程中下承式拱桥矢跨比范围为1/3~1/8，相应的拱轴系数范围为1.000~1.792，常见的矢跨比范围为1/4~1/5，相应的拱轴系数范围为1.000~1.465，与工程案例中拱轴系数统计结果的吻合度较高，说明计算结果可靠；工程中常见主拱恒载占比系数范围为0.1~0.5，对应的拱轴系数范围为1.102~1.364，与拱桥设计规范中的取值范围接近，证明了规范取值的合理性；当主拱恒载占比系数小于0.5且矢跨比小于1/7，或主拱恒载占比系数小于0.1时，拱轴系数接近于1.000，即合理拱轴线可采用二次抛物线；利用查表法或简化公式法，可以快速求得合理拱轴线方程；与已有研究成果相比较，主拱截面弯矩、偏心距和偏心距平方和的偏差均在5%以内，证明了本文计算方法的正确性。交通运输工程学报. 2022 22(5): 217-230.

强腐后Q345钢力学性能退化试验

乔文靖, 杨帆, 胡启涵, 张浩, 焦雪峰 — 2022-10-25

乔文靖, 杨帆, 胡启涵, 张浩, 焦雪峰系统研究了强腐后Q345钢表面形貌和腐蚀时间对其力学性能退化的影响；采用浓度36%工业盐酸在室温环境下快速腐蚀的方法，设计了腐蚀时间分别为0、1、2、4、8、12、24、48、72 h的9组钢试件；采用三维非接触激光扫描仪和扫描电镜扫描腐蚀钢，测量了最大蚀坑宽度、高度和腐蚀试件厚度，计算了最大蚀坑影响系数；开展了拉伸试验，结合扫描形貌与微观组织形态解释了强腐后Q345钢的力学性能退化机理；建立了浓度36%工业盐酸在室温环境强腐后Q345钢的腐蚀动力学曲线和本构关系模型，揭示了强腐后Q345钢的力学性能退化规律。研究结果表明：随着腐蚀时间的增加，Q345钢的腐蚀动力学曲线展示了腐蚀率的变化规律；腐蚀时间在1 h以内，最大蚀坑影响系数增大最为明显，钢的名义屈服强度、名义抗拉强度、名义弹性模量和伸长率退化较大，分别达到未腐蚀钢的3.00%、0.69%、1.99%和4.88%；当腐蚀时间超过12 h，最大蚀坑影响系数增加缓慢，钢的名义屈服强度、名义抗拉强度、名义弹性模量和伸长率退化较为缓慢，分别达到未腐蚀钢的7.58%、4.02%、10.27%和26.64%；随着最大蚀坑影响系数和腐蚀时间的增加，屈强比变化较小；在腐蚀试件的应力-应变本构关系曲线中，随着腐蚀时间的增加，钢材的屈服平台逐渐缩短甚至消失，钢材由延性破坏转变为脆性破坏。交通运输工程学报. 2022 22(5): 231-246.