吉伯海，朱 偉，傅中秋，陳雄飛，徐 翚

(1.河海大學 土木與交通學院，江蘇 南京 210098；2.江蘇揚子大橋股份有限公司，江蘇 江陰 214500；3.江蘇省交通運輸廳 工程質量監(jiān)督局，江蘇 南京 210001)

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正交異性鋼橋面板U肋對接焊縫疲勞壽命評估

吉伯海1，朱 偉1，傅中秋1，陳雄飛2，徐 翚3

(1.河海大學 土木與交通學院，江蘇 南京 210098；2.江蘇揚子大橋股份有限公司，江蘇 江陰 214500；3.江蘇省交通運輸廳 工程質量監(jiān)督局，江蘇 南京 210001)

基于江陰長江大橋U肋對接焊縫實時動態(tài)應變監(jiān)測，結合雨流計數法以及BS5400規(guī)范，對江陰長江大橋正交異性鋼橋面板U肋對接焊縫疲勞壽命進行了研究。通過標準車輛荷載模型以及車流仿真模擬，獲得移動車輛荷載作用下焊縫處的應力變化，進行了損傷度計算，并將數值計算與實測分析結果作了詳細對比。實測結果表明：慢車道與快車道應力幅分別為70與110 MPa，均超過了該部位的疲勞極限值，隨著疲勞損傷累計可能發(fā)生破壞。計算結果顯示車輛經過橋面時焊縫處產生了較大的應力幅，但以損傷累計以低循環(huán)累計為主。慢車道U肋對接焊縫處疲勞壽命低于大橋設計壽命，應當及時給予關注。

橋梁工程；U肋；對接焊縫；應變；疲勞壽命

大跨度鋼箱梁橋在日常車流荷載作用下，縱肋受到扭轉和彎曲綜合作用[1]。在主梁體系效應的影響下，縱肋處于受壓狀態(tài)，局部區(qū)域內縱肋受拉，而隨著車輛荷載的移動橋梁總是伴隨著整體與局部的交互作用，因此鋼箱梁縱肋容易處于拉壓循環(huán)的應力狀態(tài)。同時由于設計施工時縱肋對中存在偏差或者焊接質量不能得到保證，使得在縱肋對接焊縫處常易發(fā)生疲勞損傷。據日本鋼結構委員會對日本阪神高速公路和首都高速公路鋼橋面板的鋼橋疲勞裂紋統(tǒng)計結果來看，縱肋對接焊縫處疲勞裂紋大量存在，是4個易疲勞敏感部位之一[2]。所以有必要對在役鋼箱梁梁橋縱肋對接焊縫進行疲勞損傷評估。

現階段針對橋梁結構進行疲勞評估的方法主要有兩類：一類是通過安裝疲勞壽命計[3]測量其疲勞壽命，但是，疲勞壽命計成本較高并且只有航空領域內才有相關應用，適用于量測橋梁疲勞壽命的壽命計還處于研究之中；另一類是通過獲取構件的應力譜[4]，根據疲勞損傷相關理論如Miner準則以及相對Miner準則等，基于疲勞強度曲線對結構進行疲勞損傷狀態(tài)評估。在以往的研究中，計算機仿真是獲取應力譜的主要途徑之一，即建立標準疲勞車并利用有限元時程分析技術得到橋梁構造細節(jié)的應力時程，從而實現疲勞損傷的相關計算。隨著橋梁動態(tài)監(jiān)測技術的發(fā)展，可以在橋上根據需要布設應力測點，直接獲取結構某些部位的應力時程，由此得到的應力譜相對于有限元計算更為精確。近年來，雖然國內大跨度橋梁健康監(jiān)測技術得到廣泛應用[5]，但是健康監(jiān)測系統(tǒng)側重于橋梁整體結構安全，局部細節(jié)疲勞問題針對性不強。

筆者針對江陰長江大橋，利用實橋動態(tài)監(jiān)測技術，對U肋對接焊縫部位進行實時應變監(jiān)測，得到較為準確的應變時程曲線。同時利用有限元軟件對大橋進行疲勞損傷分析，結合Miner線性累積損傷理論計算出江陰長江大橋在車輛荷載作用下的疲勞損傷程度，并與實測數據作了詳細的對比。

1 實橋疲勞應力測試

1.1 測試方法

根據曾志斌[6]，曾勇，等[7]的研究結論，在役大跨度懸索橋鋼橋面板U肋對接焊縫也是疲勞損傷重點關注部位之一。U肋在橋面系中主要起到縱梁的作用，受力關鍵，嵌補段對接焊一般為仰位焊，焊接質量不易保證，而且殘余應力的存在導致對接焊縫處的應力分布復雜，因此容易產生疲勞損傷。根據江陰長江大橋實橋裂紋檢測結果，U肋嵌補段對接焊縫處已發(fā)現疲勞裂紋，所以有必要對U肋對接焊縫的疲勞損傷進行評估。筆者在江陰長江大橋1/8跨截面處，分別對位于快車道和慢車道的兩根U肋，進行動態(tài)應變監(jiān)測。具體測點布置如圖1。

圖1 測點布置示意

1.2 應力譜分析

周太全，等[8]指出：在正常的天氣狀態(tài)下，橋梁結構每天的應變時程具有相似性，應變時程曲線形狀和循環(huán)次數大致相同，因此對一段時間內(24 h)的應變響應數據進行統(tǒng)計、處理、分析得到一個標準樣本是可行的。筆者在沒有中斷交通情況下，使用DASP數據自動采集處理系統(tǒng)對江陰長江大橋U肋對接焊縫進行連續(xù)24 h的動態(tài)應變采集。

橋梁結構的疲勞損傷與應力幅大小有關，而應力幅主要是由車輛荷載引起的。實測過程中，由于受到風荷載、溫度荷載以及各種車輛耦合的干擾，會對實測數據造成一定的誤差。為了保證試驗結果的可靠性，需對采集的信號進行中間數據，小應力范圍和不正常數據的過濾。筆者采用了DASP系統(tǒng)自帶軟件進行了實測數據的濾波處理。由于24 h應變時程數據量太大，因此現僅提取同一時段若干測點的實橋應變時程曲線，進行詳細的疲勞應力分析。圖2為S1測點以及S9測點同一時段的1 h的應變時程曲線。

圖2 部分測點1 h應變時程曲線

從圖2中實測應變時程曲線可以得出，重車道測點S9與快車道測點S1最大拉應變以及壓應變均位于150 με以內。由于多軸車經過時會產生多個應力峰值，而慢車道車輛以多軸車為主，因此慢車道測點S9應變波峰數明顯高于快車道S1。從整個24 h的應變時程曲線來看，慢車道U肋對接焊縫處的應變值基本位于200 με以內，瞬時應變最大可達到350 με；快車道U肋對接焊縫處應變值基本位于185 με以內，瞬時應變最大可達到300 με，慢車道應變水平高于快車道。對比兩車道應力波峰密度，發(fā)現慢車道應變峰值密度與快車道具有顯著差異，由此導致U肋對接焊縫處應力循環(huán)數也將不同。這也是慢車道疲勞問題較快車道嚴重的根本原因。

為進行疲勞壽命評估，首先將應變時程數據乘以構件的彈性模量得到各測點的應力時程數據，并將應力時程數據按照雨流計數原理處理，得到各測點的應力幅變化情況，表1列舉了部分雨流計數法處理結果；然后依據J．R．Cuninghame[9]的報告、英國規(guī)范BS5400[10]以及王春生，等[11]的結論，確定所監(jiān)測的構造細節(jié)的疲勞抗力等級，選擇可接受的失效概率，得到構造細節(jié)的S-N曲線；最后按照Miner法則計算構造細節(jié)的疲勞壽命。

表1 部分測點的應力幅循環(huán)次數

從表1中可以得出，快車道的最大應變幅為70 MPa，慢車道的最大應變幅為110 MPa。根據英國規(guī)范BS 5400關于鋼橋焊接細節(jié)的分類，U肋對接焊縫疲勞極限值為25 MPa。因此，兩車道U肋對接焊縫處最大應力幅值均已超過了該細節(jié)疲勞損傷極限值，在車輛荷載的累積作用下，該部位易發(fā)生疲勞破壞。同一應力幅值條件下慢車道應力循環(huán)次數明顯高于快車道，其中以2～3 MPa應力幅最為明顯，快車道最低僅為慢車道的0.77%。隨著應力幅的增加，應力循環(huán)呈下降趨勢，其中0～25 MPa的應力循環(huán)次數占總應力循環(huán)次數的90%以上，因此U肋對接焊縫處疲勞損傷累計主要以低于其疲勞極限值的低應力循環(huán)為主。

1.3 損傷度計算

由于BS 5400規(guī)范針對鋼箱梁的構造細節(jié)分類并不明確，因此英國交通研究試驗室對正交異性橋面板的各種焊接結點進行了多年的、大量的試驗，并給出了相關分類標準。但考慮到國內外鋼箱梁U肋對接處焊接水平的差異，因此，筆者在參照國內許多專家以及學者的研究后，同時結合以上三方面影響因素最終確定江陰長江大橋U肋對接焊縫抗疲勞等級為W是比較合適的。BS 5400規(guī)范中σr-N(S-N)的關系為：

(1)

式中：N是構件在應力幅σr作用下發(fā)生破壞所需要的次數；參數K0，Δ，m可根據規(guī)范中各構造細部的疲勞抗力等級得到，W級各參數如下：K0=0.37×1012，Δ=0.654，m=3.0；d為概率因子，不同的取值對應于不同的失效概率，當d=0，失效概率為50%，當d=2，失效概率為2.3%。

筆者根據2.3%的失效概率對應的S-N曲線計算各構造細節(jié)的疲勞壽命值。對于低于疲勞極限σ0的σr，根據BS 5400規(guī)范中“低值應力循環(huán)的處理”方法，按式(2)處理，當疲勞抗力等級為W級時σ0=25 MPa：

(2)

根據各測點的疲勞應力譜，可以計算得出相應的疲勞損傷度，如表2。

表2 實測疲勞損傷度

2 疲勞應力模擬分析

2.1 有限元模型建立

由于江陰橋現場交通流量大，實測數據不能反映各軸重車輛分別對U肋對接焊縫的疲勞損傷貢獻，因此為了更加精確地進行疲勞分析，筆者通過江陰長江大橋設計圖紙，利用有限元軟件ANSYS建立鋼箱梁局部精細化模型，如圖3。

圖3 江陰橋有限元模型

圖3(a)中，模型長12.8 m、寬3.2 m，橫隔板間距3.2 m，頂板厚12 mm，底板厚10 mm，U形加勁肋厚6 mm，橫隔板厚為12 mm，該模型采用shell63彈性殼單元。在單元劃分時，將U肋對接焊縫有效區(qū)域內進行局部細化，如圖3(b)，以提高U肋對接焊縫處應力計算的準確性。計算完成后提取C1，C2以及C3節(jié)點應力。

2.2 疲勞應力分析

根據呂磊，等[12]的論述，選取的江陰長江大橋車輛荷載模型如圖4。依據泊松分布原理的斷面發(fā)車模型，進行了時長為1 h的交通流隨機模擬。

圖4 江陰長江大橋車輛荷載模型

在進行應力分析時，考慮到鋼橋面板的應力受車輛荷載影響的范圍無論橫向還是縱向都很短，同車道或不同車道的多車輛行駛不會對某一部位的應力幅產生顯著的疊加效應，故鋼橋面板的疲勞驗算可不考慮多車效應，只需考慮單輛車行駛時軸重對鋼箱梁損傷的貢獻[13]?；谏鲜鲕囕v荷載模型，得出標準車輛荷載作用下U肋對接焊縫處各測點應力在X方向(順橋向)的應力變化情況。應力變化如圖5。

圖5 車輛荷載作用下各測點應力變化

從圖5中各測點的應力變化曲線可以得出，當車輛各軸分別經過測點C1，C2以及C3時，各測點應力迅速增加，當車軸偏離測點時各測點應力迅速下降，因此多軸車經過時都會引起與其車軸數量相對應的應力峰值。根據實橋現場車流統(tǒng)計，實橋多以2軸車為主，因此現對2軸車進行詳細的疲勞應力分析。當2軸車前軸經過待測位置正上方的橋面板時，C1測點的最大拉應力為13.7 MPa，C2測點的最大拉應力為12.8 MPa，C3測點的最大拉應力為13.7 MPa，各測點最大壓應力為10.2 MPa；后軸經過時，C1測點的最大拉應力20.5 MPa，C2測點的最大拉應力為18.8 MPa，C3測點的最大拉應力為20.5 MPa，各測點最大壓應力為18.3 MPa。應力幅是影響疲勞的關鍵因素，當2軸車經過時，U肋對接焊縫處產生的最大應力幅為39 MPa，但高于25 MPa的應力循環(huán)次數僅占總應力循環(huán)次數的25%。3，4，5以及6軸車經過時，產生的最大應力幅分別為98，118，119，134 MPa，應力循環(huán)情況與2軸車類似。因此雖然各軸重車輛所引起的應力幅均高于U肋對接焊縫處抗疲等級，但高應力幅循環(huán)所占比例較小，以低應力幅循環(huán)為主。

2.3 損傷度計算

為了更加直觀的分析鋼箱梁各測點的1 h的應力譜差異，以及與實測結果的比較，筆者根據上述疲勞應力分析結果以及1 h車流仿真，結合Miner線性累積損傷理論，計算出U肋對接焊縫處各測點的1 h損傷度。表3為有限元計算得到的各測點損傷度。

表3 有限元計算疲勞的損傷度

3 疲勞壽命分析

為方便分析各測點疲勞性能、安全狀況，將上述得到的損傷度轉化為疲勞壽命，兩種方法所計算得到的各測點，疲勞壽命變化趨勢如圖6。由于在有限元分析時假定車輛不變換車道，因此在荷載移動過程中將待分析U肋始終處于最不利位置，但實橋車輪荷載作用位置往往處于隨機變化之中，因此有限元計算結果偏于保守。

圖6 實測與有限元疲勞壽命變化曲線

從圖6中可以得出，雖然實測與有限元壽命計算結果有所差別，但變化規(guī)律基本一致。下面就此進行詳細的疲勞壽命分析。

通常在進行壽命評估時，只要大橋在設計年限內不發(fā)生疲勞失效就認為時安全的。因此，目前需要及時給予關注的是那些在服役期內可能發(fā)生疲勞失效的細節(jié)部位。對比圖6中的兩條疲勞壽命變化曲線，雖然實測與有限元計算得出的疲勞壽命存在差異但是總體變化規(guī)律相同。規(guī)律總結如下：

1)慢車道疲勞壽命明顯低于快車道，實測結果表明慢車道各測點疲勞壽命僅為快車道的4.6%～9.9%，有限元計算結果為18.4%～23.7%；

2)同一焊縫不同測點疲勞壽命值變異性較大，其中以快車道表現最為明顯；

3)實測與有限元均表明慢車道各測點疲勞壽命低于大橋設計壽命，實測數據顯示慢車道U肋對接焊縫處的疲勞壽命只有大橋設計壽命的20%～53%，有限元結果顯示為23%～36%，因此位于慢車道的U肋對接焊縫是需要重點關注的部位之一。

4 結 論

1)實測結果表明，快車道瞬時最大應變?yōu)?00 με，慢車道瞬時最大應變?yōu)?50 με；慢車道最大應力幅為110 MPa，快車道最大應力幅為70 MPa，均超過了該部位的疲勞極限值；隨著疲勞損傷的累計均可能發(fā)生破壞。

2)計算表明，車輛軸重越大所產生的應力幅越大，雖然各軸重車輛所引起的最大應力幅均高于U肋對接焊縫處疲勞極限值，但高應力幅循環(huán)所占比例較小，以低應力幅循環(huán)為主。

3)目前交通流量情況下，在大橋設計年限內，慢車道U肋對接焊縫易發(fā)生疲勞破壞，快車道不會發(fā)生疲勞破壞。實測與有限元計算結果均表明，慢車道U肋對接焊縫處疲勞壽命低于大橋設計壽命，快車道U肋對接焊縫疲勞壽命高于大橋設計壽命。實測數據顯示慢車道U肋對接焊縫處的疲勞壽命只有大橋設計壽命的20%～53%，有限元結果為23%～36%，需要重點關注。

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Fatigue Life Evaluation of U-Rib Butt Weld of the Orthotropic Steel Bridge

Ji Bohai1, Zhu Wei1, Fu Zhongqiu1, Chen Xiongfei2, Xu Hui3

(1. College of Civil & Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, Jiangsu, China;2. Jiangsu Yangtze Bridge Co. Ltd., Jiangyin 214500, Jiangsu, China; 3. Traffic Engineering Quality Supervision Bureau, Jiangsu Communications Department, Nanjing 210001, Jiangsu, China)

The fatigue life of U-rib butt weld of orthotropic steel bridge deck of Jiangyin Yangtze River Highway Bridge was researched, which was based on real-time monitoring of dynamic strain of U-rib butt weld on the Jiangyin Yangtze River Highway Bridge, with the consideration of the rain-flow counting method and BS5400 specification. The stress variation of U-rib butt weld with the load of moving vehicle was obtained by using the fatigue-loaded vehicle model and the traffic flow simulation. The fatigue damage degree was calculated, and the calculation results were compared with the measured ones in detail. The measured results show that the maximum stress amplitude of the slow traffic lane and the fast traffic lane both exceed the fatigue limit of U-rib, which is 70 and 110 MPa respectively, which may cause failure with the accumulation of the fatigue damage. The FEM result shows that although large stress amplitude is produced when the vehicle passes through the bridge, the damage accumulation is mainly in low cycle. The fatigue life of the U-rib which locates on the slow lane is lower than that of the designed bridge life. So it is important to pay attention to the U-ribs of the slow lane.

bridge engineering; U-rib; butt weld; strain; fatigue life

10.3969/j.issn.1674-0696.2015.01.04

2013-11-22；

2014-02-28

國家自然科學基金項目(51278166)；高等學校博士學科點專項科研基金項目(20120094110009)；江蘇省交通科學研究計劃項目(2011Y09-1，2012Y12)

吉伯海(1966—)，男，江蘇揚州人，教授，博士，主要從事鋼橋維護方面的研究。E-mail:hhbhji@163.com。

U443.32

A

1674-0696(2015)01-016-06