顧 萍，裴輝騰，盛 博，胡雨蛟

（同濟大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海200092）

正交異性鋼橋面由于焊縫多、應(yīng)力影響線短，一輛車駛過會引起數(shù)次應(yīng)力循環(huán)，橋面在運營5～10年后易產(chǎn)生疲勞裂紋.正交異性鋼橋面裂紋主要出現(xiàn)于橋面板與縱肋連接處、縱肋與橫梁連接處［1-2］，疲勞裂紋的位置和強度與鋼橋面構(gòu)造細(xì)節(jié)、焊接工藝等因素有關(guān).針對這種現(xiàn)象，Lehigh大學(xué)John W.Fisher等［3-4］展開了正交異性鋼橋面的足尺模型疲勞試驗和威廉斯堡橋部分路面更換后的現(xiàn)場試驗，研究改善和提高鋼橋面板疲勞性能和疲勞強度的構(gòu)造細(xì)節(jié).日本在建造本四連絡(luò)橋上幾座大跨度懸索橋、斜拉橋設(shè)計前［5-7］，也做了多次足尺模型疲勞試驗和實橋鋼橋面的現(xiàn)場測試.這些研究完善了對正交異性鋼橋面疲勞機理的認(rèn)識，研究成果被用于相關(guān)的疲勞設(shè)計方法中，如美國AASHTO LRFD［8］、歐洲 Eurocode 3［9］等對正交異性鋼橋面均有比較明確的疲勞細(xì)節(jié)規(guī)定和疲勞計算方法.我國正交異性鋼橋面技術(shù)應(yīng)用相對稍晚，我國現(xiàn)行的公路、鐵路設(shè)計、制作和施工規(guī)范中均沒有針對正交異性鋼橋面疲勞細(xì)節(jié)的規(guī)定以及疲勞強度的設(shè)計方法.國內(nèi)文獻［10-12］等對鋼橋面板受力特性和疲勞強度也進行了模型疲勞試驗，但這些試驗幾乎都是針對公路鋼橋面.文獻［13-14］等針對鐵路正交異性鋼橋面板的構(gòu)造細(xì)節(jié)，通過有限元分析、模型疲勞性能試驗等對鋼橋面幾種典型疲勞裂紋進行了疲勞壽命估算.

本文針對正交異性鐵路鋼橋面板實橋構(gòu)造細(xì)節(jié)，開展了鋼橋面足尺構(gòu)件的靜力、疲勞試驗和有限元分析，研究了帶內(nèi)隔板U肋正交異性鋼橋面受力特性和疲勞強度，通過在縱肋內(nèi)增加內(nèi)隔板，改善縱肋腹板和橫梁帽孔處的受力特性，提高鋼橋面的疲勞強度.研究結(jié)果與歐美規(guī)范規(guī)定的疲勞強度進行了比較，完善了鋼橋面疲勞細(xì)節(jié)構(gòu)造的疲勞強度驗算方法.

1 試件及試驗布置

設(shè)計、制作了兩個足尺鋼橋面試件（DECK1和DECK2），每個試件由四個縱肋（U形肋，R1～R4）、三根橫梁（D1～D3）和鋼橋面板組成（見圖1），圖中M1，M2指跨中截面.橋面板尺寸為5.4m×2.4m，厚16mm，縱肋板厚8mm，橫梁腹板、翼板厚分別為14mm，16mm，縱肋尺寸和間距、構(gòu)造細(xì)節(jié)、制作工藝、材料均與某鐵路鋼桁梁橋鋼橋面相同.DECK2內(nèi)隔板厚14mm，與縱肋焊接，與橋面板頂緊不焊，尺寸見圖1e.試件材質(zhì)為Q345qD鋼材，其化學(xué)成分檢測結(jié)果及力學(xué)特性檢測結(jié)果符合《橋梁用結(jié)構(gòu)鋼》（GB/T 714—2008）［15］標(biāo)準(zhǔn)，試件所有焊縫按照《鐵路鋼橋制造規(guī)范》（TB10212—2009）［16］進行檢測，均符合Ⅰ級要求.

圖1 DECK1和DECK2結(jié)構(gòu)尺寸和測點布置 （單位：mm）Fig.1 Layout of instrumentation in DECK1and DECK2（unit：mm）

為模擬鐵路鋼橋面板、縱肋腹板、橫梁帽孔等關(guān)注位置的應(yīng)力狀態(tài)，試件設(shè)計時通過多次有限元計算分析，確保關(guān)注點受力與實橋橋面相同.試件DECK2在橫梁腹板面的縱肋內(nèi)設(shè)置內(nèi)隔板，DECK1和DECK2其余構(gòu)造形式均相同.

兩試件采用相同的加載方式，采用500kN液壓脈動試驗機（PMS-500）加載.液壓脈動試驗機的千斤頂通過分配梁對試件兩跨中位置施加集中荷載，為模擬輪對對鋼橋面的作用，集中荷載通過剛性鋼墊塊（200mm×36mm×400mm）和20mm厚橡膠墊傳遞到鋼橋面，試件橫梁兩端下翼緣采用滾軸支座約束（圖1）.

試件應(yīng)變采集采用DH5922動態(tài)應(yīng)變采集儀，動應(yīng)變測點（編號s）、位移測點（編號d）主要布置在橋面板跨中以及與縱肋腹板相交處的橫梁帽孔附近（圖1）.為避免焊縫構(gòu)造影響，應(yīng)變測點距焊縫的距離為10mm.

2 疲勞試驗及試驗結(jié)果

兩試件疲勞試驗前均先進行初始靜載試驗，疲勞試驗荷載循環(huán)每隔7萬次進行跨中動撓度和動應(yīng)變等數(shù)據(jù)的采集和量測，并在荷載循環(huán)達到100萬、200萬、300萬次及試驗結(jié)束后進行一次靜力加載試驗，通過靜載試驗數(shù)據(jù)來判別試件受力特性變化以及疲勞裂紋對受力性能的影響.根據(jù)施加的疲勞荷載幅，疲勞試驗分為兩個階段：疲勞加載階段1——Pmin=100kN，Pmax=220kN，荷載幅為120kN，疲勞加載至200萬次；疲勞加載階段2——Pmin=135 kN，Pmax=300kN，荷載幅為165kN，繼續(xù)加載至450萬次時試驗結(jié)束.

疲勞加載階段1，兩個試件均未觀測到疲勞裂紋；疲勞加載階段2，DECK1和DECK2橫梁附近的縱肋上分別出現(xiàn)了4條和2條疲勞裂紋（見表1和圖2）.表1列出了裂紋所在位置、裂紋長度以及發(fā)現(xiàn)裂紋所對應(yīng)的加載次數(shù).疲勞試驗結(jié)束后，對兩個試件均進行全面裂紋檢查，除了橫梁附近縱肋上的上述裂紋，在橋面板與縱肋焊接區(qū)等關(guān)注區(qū)域，均沒觀測到其他裂紋.另外采用超聲相控陣檢測儀（OLYMPUS OmniScan MX2），通過16晶片線陣排列探頭對試件的鋼橋面板進行了裂紋全面掃查，沒有發(fā)現(xiàn)裂紋存在.

圖2 DECK1的裂紋Fig.2 Crack appearance of DECK1

表1 兩試件的裂紋匯總Tab.1 Cracks summary of two specimens

3 鋼橋面疲勞強度

鋼橋面的受力分析表明：在橋面輪壓作用下，縱肋產(chǎn)生縱向彎曲變形，縱肋腹板同時還受橫梁約束會產(chǎn)生局部彎曲應(yīng)力，縱肋與橫梁帽孔交匯處應(yīng)力集中也會對縱肋腹板的應(yīng)力分布產(chǎn)生很大影響，縱肋腹板容易產(chǎn)生縱向和豎向兩種疲勞裂紋［2，9，17］（圖3）.AASHTO和Eurocode 3對正交鋼橋面縱肋與橫梁帽孔的構(gòu)造細(xì)節(jié)和疲勞強度有相應(yīng)的規(guī)定，但這些規(guī)定主要針對豎向裂紋.DECK1和DECK2的試驗顯示：上述部位更易產(chǎn)生縱向裂紋，類似的縱向裂紋在德國學(xué)者Lehrke的疲勞試驗［17］中也被觀察到.本文采用AASHTO和Eurocode 3疲勞曲線，與試驗數(shù)據(jù)進行了比較，對鋼橋面的疲勞性能進行分析.

圖3 縱肋腹板裂紋形式Fig.3 Crack patterns in web of the rib

圖4為AASHTO和Eurocode 3針對縱肋與橫梁帽孔構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞強度曲線，圖中的6個數(shù)據(jù)點分別代表DECK1和DECK2在縱肋與橫梁帽孔細(xì)節(jié)部位發(fā)生的6條縱向疲勞裂紋，試驗數(shù)據(jù)對應(yīng)的橫坐標(biāo)表示裂紋出現(xiàn)時的加載次數(shù)，縱坐標(biāo)為裂紋位置的疲勞應(yīng)力幅.第一階段荷載幅120kN的200萬次疲勞循環(huán)（未出現(xiàn)裂紋）根據(jù)Miner線性準(zhǔn)則，將其轉(zhuǎn)換至荷載幅為165kN的等效疲勞循環(huán)次數(shù)76.9萬次.

圖4顯示，鋼橋面試件縱肋上的縱向裂紋發(fā)生時的疲勞強度均大于AASHTO-C的89.6MPa和Eurocode 3的71MPa對應(yīng)構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞強度，即縱肋腹板與橫梁帽孔相交處的疲勞強度高于AASHTO規(guī)定的C類和Eurocode 3規(guī)定的71級疲勞強度.DECK1出現(xiàn)了4條裂紋，DECK2出現(xiàn)2條裂紋，在同類裂紋位置，DECK1疲勞裂紋出現(xiàn)時所對應(yīng)的疲勞應(yīng)力幅要低一些.

圖4 縱肋腹板的疲勞強度曲線（帽孔處）Fig.4 Relationship between loading counts and stress range in the web（hole）

圖5和圖6為Eurocode 3針對縱肋與橋面板連接細(xì)節(jié)的疲勞強度曲線，圖中4個數(shù)據(jù)點分別取之DECK1和DECK2跨中加載區(qū)腹板（測點S3，S4）和橋面板（測點S1，S2）的實測應(yīng)力幅.由于兩個試件在疲勞試驗結(jié)束時，上述部位均沒有出現(xiàn)疲勞開裂，圖中疲勞荷載循環(huán)次數(shù)均為試驗結(jié)束時對應(yīng)的加載次數(shù).圖5，6顯示：DECK1和DECK2的縱肋腹板疲勞強度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于Eurocode 3規(guī)定的71級疲勞曲線，橋面板疲勞強度高于100級疲勞曲線.

圖5 縱肋腹板的疲勞強度曲線（橋面處）Fig.5 Relationship between loading counts and stress range in the web（deck）

圖6 橋面板的疲勞強度曲線Fig.6 Relationship between loading counts and stress range at the deck

4 有限元計算分析

采用有限元法，對試驗橋面構(gòu)件進行受力分析，分別建立了兩個試件的有限元力學(xué)模型.與DECK1的計算模型相比，DECK2在橫梁腹板面的縱肋內(nèi)增加了內(nèi)隔板，見圖7.有限元分析采用ANASYS程序，橋面板、肋與橫梁均采用Shell 63板殼單元，DECK1模型包含344 544個節(jié)點，345 103個單元；DECK2模型包含355 554個節(jié)點，356 437個單元.有限元計算模型的加載方式、邊界條件均與試驗構(gòu)件一致.橋面板兩處橡膠墊塊位置，施加400mm×200mm的均布荷載，兩處的合力為300kN荷載.

圖7 DECK1和DECK2有限元模型Fig.7 FE models of DECK1and DECK2

圖8為DECK1和DECK2的中橫梁R1和R2兩個帽孔位置應(yīng)力計算結(jié)果的對比圖（R3和R4與之對稱），圖中橫坐標(biāo)為自帽孔左側(cè)起點沿路徑方向的距離，見圖8a.由圖8可知：外荷載的作用下，橫梁帽孔應(yīng)力呈現(xiàn)一側(cè)受拉，另一側(cè)受壓的特性；內(nèi)隔板使橫梁帽孔周圍應(yīng)力得到明顯改善，特別是在帽孔圓弧過渡區(qū)，橫梁帽孔最大拉應(yīng)力位置也從帽孔圓弧過渡區(qū)（x=68mm，x=507mm）轉(zhuǎn)到帽孔上部，最大拉應(yīng)力由90.2MPa減小至53.7MPa.試件DECK1中較大拉應(yīng)力的部位，在DECK2中（增加了內(nèi)隔板）變成僅有很小的拉壓過渡應(yīng)力，有效改善了該區(qū)域的受力特性.

圖8 DECK1和DECK2中橫梁主應(yīng)力對比圖Fig.8 Comparison of principal stresses in the crossbeams of DECK1and DECK2

表2為鋼橋面試件有限元計算值與實測值匯總表，計算值為試件始初狀態(tài)，5次實測值分別為疲勞試驗加載前、疲勞荷載循環(huán)達到100萬、200萬、300萬次及疲勞試驗結(jié)束后的靜載試驗實測值.表中顯示：實測值與計算值很接近，且大部分測點的5次靜載試驗實測值變化較?。粌蓚€試件均在疲勞循環(huán)300萬次前在縱肋測點9附近出現(xiàn)裂紋，裂紋出現(xiàn)后該點應(yīng)力實測值急劇下降，說明這類裂紋對鋼橋面的整體受力影響不大，但改變了裂紋附近的應(yīng)力分布.試驗中試件加載存在一定的偏載現(xiàn)象，實測試件東側(cè)的位移、應(yīng)力均稍大于西側(cè)；兩個試件實測及計算的橋面板應(yīng)力基本相同，縱肋內(nèi)隔板對橋面板應(yīng)力影響很?。辉跈M梁帽孔位置，DECK2的應(yīng)力計算值與實測值都明顯小于DECK1，縱肋內(nèi)增加內(nèi)隔板明顯改善了橫梁帽孔的受力狀態(tài).

表2 計算值與實測值匯總表Tab.2 Summary of the calculated and the measured values

圖9為縱肋R2上縱肋腹板應(yīng)力隨腹板位置變化的曲線，圖中橫坐標(biāo)為縱肋腹板的位置，其原點取在縱肋與橫梁帽孔相交處.由圖9和表2列出的數(shù)據(jù)可知：在縱肋與橫梁帽孔交匯處（橫坐標(biāo)原點），DECK2的應(yīng)力明顯小于DECK1，而該位置是疲勞裂紋的易發(fā)地；在內(nèi)隔板與縱肋焊縫底部位置，DECK2的應(yīng)力明顯大于DECK1，但該位置對應(yīng)構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞強度也較大.可以看出：縱肋內(nèi)增加內(nèi)隔板可以改善縱肋腹板與橫梁帽孔交匯部位的應(yīng)力狀態(tài)，其應(yīng)力影響范圍大致距焊縫10mm內(nèi).而試驗時應(yīng)變測點均布置于距焊縫10～15mm左右距離，在該區(qū)域DECK1（無內(nèi)隔板）和DECK2（有內(nèi)隔板）的應(yīng)力相近，因此實測應(yīng)力未能反映內(nèi)隔板對此區(qū)域應(yīng)力分布的影響.因此，通過增加縱肋內(nèi)隔板來改善帽孔處的縱肋腹板應(yīng)力，可提高該細(xì)節(jié)的疲勞強度.

圖9 內(nèi)隔板與縱肋腹板應(yīng)力的影響關(guān)系Fig.9 Influence of the inner diaphragms on the stress in the web

5 結(jié)論

通過足尺構(gòu)件的靜力、疲勞試驗和有限元分析，研究了U肋正交異性鐵路鋼橋面的受力特性和疲勞強度，對縱肋內(nèi)隔板改善鋼橋面相關(guān)細(xì)節(jié)部位的受力和疲勞特性的影響進行了討論，研究結(jié)論如下：

（1）鋼橋面橫梁腹板處的縱肋設(shè)置內(nèi)隔板能有效改善縱肋腹板和橫梁帽孔處的受力，提高鋼橋面此類構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞強度.

（2）鋼橋面中與橫梁帽孔交匯處的縱肋腹板為疲勞裂紋易發(fā)處，本次試驗的兩個鋼橋面構(gòu)件均在此處縱肋腹板出現(xiàn)水平向疲勞裂紋，該類裂紋的疲勞強度均高于AASHTO或Eurocode 3規(guī)定的C級或71級.

（3）與橋面板連接細(xì)節(jié)部位的縱肋腹板和橋面板在試驗結(jié)束（荷載循環(huán)450萬次）時未出現(xiàn)疲勞裂紋，其疲勞強度分別高于Eurocode 3規(guī)定的71級和100級.

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