張龍威+趙華+邵旭東

跨變截面連續(xù)鋼箱梁橋）為研究對(duì)象，以35t標(biāo)定三軸車(chē)進(jìn)行跑車(chē)試驗(yàn)，結(jié)合有限元計(jì)算，對(duì)正交異性鋼橋面疲勞細(xì)節(jié)的車(chē)橋動(dòng)力性能展開(kāi)研究.首先，將試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行濾波處理，過(guò)濾掉噪聲信號(hào)；然后，采用雨流法提取各個(gè)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變幅值和循環(huán)次數(shù)；最后，按不同的疲勞細(xì)節(jié)計(jì)算出相應(yīng)的沖擊系數(shù)，并進(jìn)行分析.研究發(fā)現(xiàn)：徐行與常速工況下，鋼橋面均出現(xiàn)明顯的車(chē)橋耦合現(xiàn)象.由于各疲勞細(xì)節(jié)處的局部剛度與構(gòu)造的差異，各疲勞細(xì)節(jié)測(cè)點(diǎn)車(chē)橋動(dòng)力沖擊響應(yīng)各不相同.其中，面板、U肋與隔板測(cè)點(diǎn)的沖擊系數(shù)分別為0.219，0.245和0.394，均大于我國(guó)《正交異性鋼橋面系統(tǒng)設(shè)計(jì)與維護(hù)指南》和美國(guó)AASHTO規(guī)定的0.15.研究結(jié)果表明目前的設(shè)計(jì)規(guī)范低估了車(chē)輛對(duì)鋼橋面的動(dòng)力沖擊響應(yīng).

關(guān)鍵詞：正交異性鋼橋面；跑車(chē)試驗(yàn)；車(chē)橋耦合；沖擊系數(shù)

中圖分類(lèi)號(hào)：TU443.32 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：AVehiclebridge Interaction Analysis of Orthotropic

（Key Laboratory for Wind and Bridge Engineering of Hunan Province， Hunan Univ， Changsha， Hunan410082， China）Abstract：This paper studied the vehicle dynamic performance of orthotropic steel deck （OSD） bridge at fatigue details， based on a series of field tests on a 35 t 3axle calibrated tractor across Fochen New Bridge （a threespan continuous steel boxgirder OSD bridge） as well as finite element analysis. The results of the field tests were first filtered to remove the noise signal. The strain range and cycle times of each strain gauge were then obtained by using rain flow method. The impact factors of fatigue details were eventually calculated. The research shows that in both the crawl case and general speed case， the OSD bridge has obvious vehiclebridge coupling vibration. Due to the differences in local stiffness and geometric construction at each fatigue detail， the impact factors at each fatigue detail exhibit different values. For instance， the impact factors of steel deck， Urib， and cutout in diaphragm are 0.219， 0.245， and 0.394， respectively， which are all larger than 0.15 specified by “Orthotropic Steel Bridge Design and Maintenance Guide” and AASHTO specification. Therefore， the current vehicle design specification underestimates the vehicle dynamic response of the OSD bridges.

Key words：orthotropic steel deck； field test； vehiclebridge interaction； impact factor

針對(duì)正交異性鋼橋面體系普遍存在的疲勞開(kāi)裂問(wèn)題，各國(guó)的研究者展開(kāi)了大量的實(shí)橋與足尺模型試驗(yàn)，由此得出鋼橋易出現(xiàn)疲勞的細(xì)節(jié)，如圖1所示.其中：疲勞細(xì)節(jié)①和②位于鋼面板與U肋焊縫處，焊縫的疲勞壽命主要受荷載加載位置、面板厚度以及焊縫熔透程度等因素的影響.面板一側(cè)的應(yīng)力幅通常大于U肋一側(cè)，更容易出現(xiàn)裂縫[1-3].細(xì)節(jié)③和④位于弧形切口處，是正交異性鋼橋面受力最復(fù)雜的部位，同時(shí)受到車(chē)輛荷載引起的橫向彎矩、剪力產(chǎn)生的面內(nèi)應(yīng)力以及縱向彎矩產(chǎn)生的面外應(yīng)力.此處的應(yīng)力主要由面內(nèi)應(yīng)力控制，主要受與之相鄰的兩個(gè)橫隔板間距內(nèi)荷載的影響，幅值與弧形缺口的尺寸、形狀密切相關(guān)[4-7].細(xì)節(jié)⑤為U肋對(duì)接處的裂縫，是由外荷載產(chǎn)生的縱向彎矩引起的，焊縫強(qiáng)度主要由對(duì)接焊縫的工藝決定[8].

湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版）2016年第11期張龍威等：鋼橋面疲勞細(xì)節(jié)的車(chē)輛動(dòng)力沖擊響應(yīng)研究除此之外，國(guó)內(nèi)外學(xué)者還對(duì)鋼橋面疲勞細(xì)節(jié)的動(dòng)力響應(yīng)展開(kāi)了研究.國(guó)外以Fisher和Connor為代表最早研究車(chē)輛駛過(guò)橋面時(shí)各疲勞細(xì)節(jié)的時(shí)程應(yīng)變響應(yīng)，并提出新的遠(yuǎn)程監(jiān)控系統(tǒng)，將傳統(tǒng)的時(shí)程應(yīng)變數(shù)據(jù)與圖像記錄整合，實(shí)現(xiàn)現(xiàn)場(chǎng)的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)[9-10].國(guó)內(nèi)專(zhuān)家也進(jìn)行了一系列研究，鐵科院的趙欣欣等對(duì)西堠門(mén)大橋進(jìn)行了徐行試驗(yàn)，得到車(chē)輛低速狀態(tài)下鋼橋面板的應(yīng)力大小、歷程和分布規(guī)律[11].東南大學(xué)李?lèi)?ài)群等對(duì)潤(rùn)揚(yáng)大橋進(jìn)行實(shí)時(shí)疲勞效應(yīng)監(jiān)測(cè)，根據(jù)響應(yīng)信號(hào)對(duì)疲勞細(xì)節(jié)進(jìn)行可靠度評(píng)估[12-14].

然而，針對(duì)鋼橋面車(chē)輛動(dòng)力沖擊系數(shù)的相關(guān)研究較少.傳統(tǒng)的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)不能將動(dòng)態(tài)應(yīng)變信號(hào)與車(chē)輛軸重相對(duì)應(yīng)，無(wú)法得到準(zhǔn)確的評(píng)定車(chē)輛的沖擊系數(shù)；雖然徐行試驗(yàn)得到的是標(biāo)定車(chē)作用下的動(dòng)力響應(yīng)，但車(chē)速太低，不能反映常速下的車(chē)輛動(dòng)力沖擊效應(yīng).此外，各國(guó)的鋼橋設(shè)計(jì)規(guī)范對(duì)車(chē)輛荷載沖擊系數(shù)的取值尚未形成統(tǒng)一認(rèn)識(shí).法國(guó)規(guī)范中鋼橋沖擊系數(shù)是以跨度為變量的函數(shù)，在0到0.4之間變化[15]；而我國(guó)的規(guī)范中尚無(wú)具體規(guī)定，僅在《正交異性鋼橋面系統(tǒng)設(shè)計(jì)與維護(hù)指南》（后文簡(jiǎn)稱(chēng)《指南》）中建議沖擊系數(shù)取0.15[16].若沖擊系數(shù)取值不當(dāng)，可能會(huì)造成鋼橋面的疲勞應(yīng)力被低估.因此，有必要進(jìn)一步對(duì)鋼橋面體系的沖擊系數(shù)進(jìn)行深入的研究.

本文以一座新建鋼橋——佛陳新橋?yàn)檠芯繉?duì)象，進(jìn)行大量的跑車(chē)試驗(yàn)，得到各疲勞細(xì)節(jié)測(cè)點(diǎn)的動(dòng)態(tài)應(yīng)變信號(hào)，計(jì)算出相應(yīng)的沖擊系數(shù)，為正交異性鋼橋面的設(shè)計(jì)提供依據(jù).

1佛陳新橋跑車(chē)試驗(yàn)

1.1佛陳新橋概況

佛陳新橋位于廣東佛山禪城區(qū)、順德區(qū)交界處，主橋?yàn)槿玟撓溥B續(xù)梁橋，總長(zhǎng)229.82 m（58.51 m+112.8 m+58.51 m），橋?qū)?5.75 m，單向三車(chē)道，設(shè)計(jì)荷載為公路—I級(jí)，限速40 km/h.主梁為正交異性鋼橋面板的鋼箱結(jié)構(gòu)（圖2），采用雙層（4 cm+4 cm）改性瀝青SMA-13的鋼橋面鋪裝形式，其設(shè)計(jì)參數(shù)如下：鋼面板厚16 mm；縱向U肋高280 mm，上口寬285 mm，下口寬170 mm，厚8 mm，橫向間距570 mm；橫隔板厚12 mm，縱向間距2 500 mm.

1.2試驗(yàn)介紹

根據(jù)試驗(yàn)?zāi)康暮蜏y(cè)試條件，一方面，考慮到試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)的操作環(huán)境，試驗(yàn)區(qū)域選擇在箱梁內(nèi)室；另一方面，為盡量降低箱梁整體彎曲應(yīng)力的影響，避開(kāi)梁端受力相對(duì)復(fù)雜的區(qū)段.最終，試驗(yàn)縱斷面定在主梁1/4節(jié)段，試驗(yàn)車(chē)作用在第二車(chē)道（圖2）.

1.2.1試驗(yàn)車(chē)

本次試驗(yàn)采用35 t三軸車(chē)加載，具體軸重信息如圖3所示.該車(chē)兩個(gè)后軸重分別為14.2 t和15.61 t，與《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》[17]中的標(biāo)準(zhǔn)車(chē)后軸軸重14 t相近.另外，全車(chē)的整體尺寸和軸重分布與美國(guó)AASHTO規(guī)范中[18]的HS20相近.因此，試驗(yàn)車(chē)被視為標(biāo)準(zhǔn)疲勞荷載，產(chǎn)生的車(chē)橋動(dòng)力響應(yīng)可以較真實(shí)地反映橋梁在運(yùn)營(yíng)過(guò)程中的受力情況.（a） 立面圖 /m

（b） 主梁橫斷面 /mm

1.2.2測(cè)點(diǎn)布置

從圖2可知，標(biāo)定車(chē)行駛在第二車(chē)道時(shí)，其左輪壓在縱肋U14上，根據(jù)前文介紹的疲勞細(xì)節(jié)所在位置對(duì)U14進(jìn)行布置測(cè)點(diǎn)，如圖4所示.

圖4中，A1A7和B1B7為面板與U肋焊接以及U肋底部測(cè)點(diǎn)，分別位于兩橫隔板跨中和橫隔板截面；B8B13為橫隔板與U肋焊接以及弧形切口處測(cè)點(diǎn).各測(cè)點(diǎn)的具體位置參照文獻(xiàn)[19]，能全面反映鋼橋面各疲勞細(xì)節(jié)的受力狀態(tài).

1.2.3試驗(yàn)工況

試驗(yàn)采用35 t的標(biāo)定三軸車(chē)從佛陳新橋的第二車(chē)道駛過(guò)，獲取疲勞細(xì)節(jié)各測(cè)點(diǎn)的動(dòng)態(tài)應(yīng)變響應(yīng).按照標(biāo)定車(chē)過(guò)橋的車(chē)速可以劃分為如下2種工況：徐行工況和常速工況.其中，徐行工況表示標(biāo)定車(chē)以低于8 km/h的車(chē)速駛過(guò)橋面，可以將車(chē)輛動(dòng)力沖擊效應(yīng)的影響降低到最小，獲取各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變時(shí)間歷程；常速工況表示標(biāo)定車(chē)以20～40 km/h車(chē)速經(jīng)過(guò)橋面，模擬橋梁在正常運(yùn)營(yíng)下的行車(chē)狀態(tài)，測(cè)得各測(cè)點(diǎn)的車(chē)橋動(dòng)力響應(yīng)信號(hào)，用于研究鋼橋面的車(chē)橋動(dòng)力性能.

（a） 跨中位置

（b） 橫隔板截面位置

在跑車(chē)試驗(yàn)過(guò)程中，由于標(biāo)定車(chē)不能保證準(zhǔn)確地從車(chē)道正中間駛過(guò)，每個(gè)工況下重復(fù)跑10次，并分別記錄標(biāo)定車(chē)經(jīng)過(guò)測(cè)試截面的橫向位置.

1.2.4試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)

試驗(yàn)中所用的應(yīng)變計(jì)為日本TML公司生產(chǎn)的動(dòng)態(tài)應(yīng)變計(jì)和DC204動(dòng)態(tài)信號(hào)采集儀（圖5）.應(yīng)變采樣頻率為1 000 Hz，原始數(shù)據(jù)采用Matlab中的濾波器進(jìn)行信號(hào)處理，消除實(shí)測(cè)應(yīng)變中的噪聲干擾.試驗(yàn)得到的時(shí)程應(yīng)變按照雨流法統(tǒng)計(jì)應(yīng)力循環(huán)次數(shù)及相應(yīng)的應(yīng)力幅值.

1.3有限元模型

為盡可能反映佛陳新橋的實(shí)際受力特點(diǎn)，根據(jù)施工設(shè)計(jì)圖，選用大型有限元軟件ANSYS建立箱梁節(jié)段跑車(chē)工況的計(jì)算模型（圖6）.計(jì)算模型在順橋向取4個(gè)橫隔板間距，橫橋向取全截面，鋼板采用殼單元（shell63）模擬，不考慮焊縫，瀝青鋪裝層采用實(shí)體單元（solid45）模擬.有限元網(wǎng)格在疲勞細(xì)節(jié)處進(jìn)行加密，隔板和面板處的尺寸分別為6 mm和8 mm（隔板和面板厚度的0.5倍）.模型假設(shè)鋪裝層為

完全連續(xù)的各向同性彈性體，鋼橋面板與鋪裝層的連接處進(jìn)行節(jié)點(diǎn)耦合以保證二者緊密接觸.根據(jù)SaintVenant原理，遠(yuǎn)端約束對(duì)受力關(guān)注區(qū)域的影響可忽略不計(jì)，為簡(jiǎn)化計(jì)算，對(duì)順橋向兩個(gè)端部的節(jié)點(diǎn)固結(jié)模擬邊界條件.

模型計(jì)算時(shí)，采用均布力模擬車(chē)輪荷載，按實(shí)橋試驗(yàn)的橫向加載位置，縱橋向以100 mm作為一個(gè)荷載步進(jìn)行加載，駛?cè)肽Ｐ?，得到各測(cè)點(diǎn)在不同車(chē)輛荷載縱向加載位置的應(yīng)變.這里指出的是，該有限元模型經(jīng)過(guò)實(shí)橋靜力試驗(yàn)校訂，因此，其計(jì)算出來(lái)的結(jié)果可作為靜力值進(jìn)行相應(yīng)的分析.

2試驗(yàn)結(jié)果分析

經(jīng)過(guò)大量的跑車(chē)試驗(yàn)，并進(jìn)行相應(yīng)的有限元計(jì)算，得到各疲勞細(xì)節(jié)處在35 t標(biāo)定車(chē)作用下的時(shí)程應(yīng)變曲線.其中，有限元計(jì)算得到的時(shí)程應(yīng)變的橫坐標(biāo)（時(shí)間： s）是依據(jù)車(chē)輛荷載的縱橋向加載位置和試驗(yàn)車(chē)駛過(guò)橋面的速度換算而來(lái)，因行車(chē)速度存在誤差，時(shí)程應(yīng)變的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的橫坐標(biāo)有細(xì)微的漂移.由于試驗(yàn)數(shù)據(jù)量較大，限于篇幅，筆者將只選取常速工況下的一趟跑車(chē)數(shù)據(jù)（標(biāo)定車(chē)從車(chē)道正中間駛過(guò)測(cè)試截面），結(jié)合有限元計(jì)算結(jié)果，分別對(duì)各疲勞細(xì)節(jié)測(cè)點(diǎn)展開(kāi)對(duì)比分析.

2.1面板與U肋焊縫處測(cè)點(diǎn)

圖7表示標(biāo)定車(chē)以常速駛過(guò)鋼橋面時(shí)面板與U肋焊縫面板一側(cè)的測(cè)點(diǎn)A7的應(yīng)變響應(yīng).由圖可知：1）計(jì)算值與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合良好，說(shuō)明有限元模型能較真實(shí)反映實(shí)橋?qū)嶋H受力性能及邊界條件.2） 每個(gè)車(chē)軸經(jīng)過(guò)測(cè)點(diǎn)都會(huì)產(chǎn)生一個(gè)明顯的峰值信號(hào).這是由于面板應(yīng)力主要受車(chē)輪局部效應(yīng)影響，每個(gè)車(chē)軸經(jīng)過(guò)面板都會(huì)產(chǎn)生一個(gè)很強(qiáng)的沖擊，形成尖銳的峰值.3） 每個(gè)峰值信號(hào)的時(shí)程很短，說(shuō)明面板的影響線短.4） 相比于后軸，質(zhì)量較低的前軸的應(yīng)變響應(yīng)實(shí)測(cè)值明顯大于計(jì)算值，說(shuō)明質(zhì)量較輕的前軸的動(dòng)力沖擊效應(yīng)更明顯.5） 實(shí)測(cè)值運(yùn)用雨流法對(duì)應(yīng)變歷程計(jì)數(shù)，得到整個(gè)過(guò)程大于30 με的循環(huán)發(fā)生3次，應(yīng)變幅分別為：45 με，69 με和100 με.

2.2U肋底部測(cè)點(diǎn)

圖8表示兩隔板之間和隔板截面的U肋底部測(cè)點(diǎn)A5和B5的時(shí)程應(yīng)變曲線.由圖可知：1） 兩測(cè)點(diǎn)具有明顯的局部受力特點(diǎn)，隔板起到了明顯的支撐作用，A5位于跨中，受正彎矩作用產(chǎn)生拉應(yīng)變，相反，B5受支點(diǎn)負(fù)彎矩作用產(chǎn)生壓應(yīng)變.2） 每個(gè)車(chē)軸經(jīng)過(guò)測(cè)點(diǎn)時(shí)都會(huì)產(chǎn)生一個(gè)向上的峰值.A5和B5前軸應(yīng)變峰值的實(shí)測(cè)值遠(yuǎn)大于計(jì)算值，和面板測(cè)點(diǎn)規(guī)律相同，這表明U肋的局部剛度小，易與質(zhì)量輕的車(chē)輛產(chǎn)生共振效應(yīng).3） 兩個(gè)后軸經(jīng)過(guò)測(cè)試斷面時(shí)的應(yīng)變響應(yīng)實(shí)測(cè)值略低計(jì)算值，但兩者的應(yīng)變幅值相近.4） A5的實(shí)測(cè)值曲線大于30 με的循環(huán)發(fā)生3次，幅值分別為72 με， 47 με和194 με；相應(yīng)的B5發(fā)生4次，幅值分別為36 με， 59 με， 62 με， 45 με和110 με.

時(shí)間/s

2.3U肋與隔板交叉焊接及弧形切口測(cè)點(diǎn)

由圖9可知：1） B12和B13實(shí)測(cè)值曲線與理論計(jì)算值曲線的趨勢(shì)相同.2） 隔板的受力影響線比面板和U肋長(zhǎng)，間距較小的兩個(gè)后軸只產(chǎn)生一個(gè)應(yīng)變峰值.3） 當(dāng)車(chē)輛駛離測(cè)點(diǎn)截面后，B12和B13仍有很強(qiáng)的振動(dòng)信號(hào)，說(shuō)明隔板約束條件弱于面板和U肋，且局部剛度小.4） B13實(shí)測(cè)值小于計(jì)算值，這是因?yàn)榇颂幍膽?yīng)變片沒(méi)能固定在垂直于U肋外壁的方向，實(shí)測(cè)值非主應(yīng)變所在方向，故小于主應(yīng)變計(jì)算值.5） B12的車(chē)輛動(dòng)力沖擊效應(yīng)明顯，故實(shí)測(cè)值大于計(jì)算值.6） 經(jīng)過(guò)統(tǒng)計(jì)，B12和B13大于30 με的應(yīng)變循環(huán)都只有1次，分別為190 με和78 με.

此外，筆者將本次試驗(yàn)的結(jié)果與國(guó)外Fisher相關(guān)試驗(yàn)的測(cè)試結(jié)果進(jìn)行比對(duì)后發(fā)現(xiàn)：雖然由于試驗(yàn)車(chē)和鋼橋面參數(shù)存在差別，導(dǎo)致應(yīng)變幅值存在差異，但各疲勞細(xì)節(jié)測(cè)點(diǎn)時(shí)程應(yīng)變曲線的變化規(guī)律一致[9]，這從客觀上說(shuō)明本次試驗(yàn)結(jié)果真實(shí)可信.

3沖擊系數(shù)評(píng)定

由前文可知，鋼橋面各疲勞細(xì)節(jié)處的動(dòng)態(tài)應(yīng)變響應(yīng)曲線與靜力計(jì)算值曲線的變化趨勢(shì)相同，不同的疲勞細(xì)節(jié)在跑車(chē)作用下存在著車(chē)橋耦合現(xiàn)象.為了定量的描述車(chē)輛的動(dòng)力沖擊響應(yīng)，各國(guó)規(guī)范通常采用沖擊系數(shù)I對(duì)其進(jìn)行評(píng)定[20]，計(jì)算公式如式（1）所示：

I=Rd-RsRs（1）

式中，Rd和Rs分別代表車(chē)輛荷載作用下橋梁的動(dòng)力、靜力響應(yīng)值（應(yīng)變、撓度等）.

本文采用應(yīng)變計(jì)算沖擊系數(shù)，動(dòng)力、靜力響應(yīng)值分別選用跑車(chē)試驗(yàn)各疲勞細(xì)節(jié)測(cè)點(diǎn)的最大應(yīng)變幅值和相對(duì)應(yīng)的有限元計(jì)算值.考慮到面板和U肋底部的測(cè)點(diǎn)在標(biāo)定車(chē)經(jīng)過(guò)時(shí)，每個(gè)車(chē)軸都會(huì)產(chǎn)生明顯一個(gè)應(yīng)變峰值，若只考慮該測(cè)點(diǎn)的最大應(yīng)變，將忽略另外兩個(gè)車(chē)軸對(duì)疲勞壽命的影響，這可能會(huì)對(duì)車(chē)橋動(dòng)力性能評(píng)估的準(zhǔn)確性產(chǎn)生偏差.因此，筆者采用等效應(yīng)變代替最大應(yīng)變幅值計(jì)算面板和U肋底部測(cè)點(diǎn)的沖擊系數(shù).等效應(yīng)變的計(jì)算公式如式（2）所示.所有的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行匯總，如表1所示.

Seq=m∑Smini∑ni （2）

式中：ni表示第i個(gè)應(yīng)力幅Si的循環(huán)次數(shù)；m為疲勞評(píng)估SN曲線的斜率，取3.

從表1中可知，1）由于低應(yīng)變幅值的影響，面板與U肋測(cè)點(diǎn)的等效應(yīng)變幅均小于相應(yīng)的最大應(yīng)變幅值.2） 徐行工況下，各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變幅值大于相應(yīng)的靜力計(jì)算值，有些測(cè)點(diǎn)（如：面板測(cè)點(diǎn)）沖擊系數(shù)甚至大于常速下的沖擊系數(shù).這是由于試驗(yàn)標(biāo)定車(chē)為年限較長(zhǎng)的舊車(chē)，在低速作用下，自身的發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)強(qiáng)于常速狀態(tài)下的振動(dòng)，也能與鋼橋面產(chǎn)生共振現(xiàn)象，與車(chē)輪直接接觸的面板最為明顯.徐行下的面板測(cè)點(diǎn)的沖擊系數(shù)達(dá)到了0.520，大于U肋底部和弧形切口處測(cè)點(diǎn)的沖擊系數(shù)（0.121和0.382）.3） 常速工況下，面板與U肋焊縫面板處測(cè)點(diǎn)的等效應(yīng)變幅的沖擊系數(shù)為0.219，小于基于最大應(yīng)變幅計(jì)算的0.299；而U肋一測(cè)的測(cè)點(diǎn)則相反，基于等效應(yīng)變幅計(jì)算的沖擊系數(shù)為0.300，略大于最大應(yīng)變幅的0.258.這說(shuō)明相同測(cè)點(diǎn)在不同輪荷載作用下的車(chē)輛動(dòng)力沖擊響應(yīng)的影響程度不同，采用等效應(yīng)變幅可以較為全面地反映整個(gè)車(chē)輛對(duì)鋼橋面動(dòng)力性能的影響.

2.（）中的值表示由等效應(yīng)變幅計(jì)算得到的結(jié)果.

進(jìn)一步對(duì)比計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn)：常速工況下，不同疲勞細(xì)節(jié)處的沖擊系數(shù)各不相同，面板、U肋中測(cè)點(diǎn)的沖擊系數(shù)分別是0.219和0.245；隔板弧形切口處的車(chē)輛動(dòng)力沖擊響應(yīng)最大，沖擊系數(shù)達(dá)到了0.394.這表明面板與隔板的局部剛度小，其車(chē)輛動(dòng)力沖擊響應(yīng)較U肋明顯.此外，U肋對(duì)接縫與隔板弧形切口測(cè)點(diǎn)動(dòng)態(tài)應(yīng)變幅值最大，分別為137με和230με，相對(duì)應(yīng)的沖擊系數(shù)均大于《指南》和美國(guó)AASHTO規(guī)定的0.15，說(shuō)明設(shè)計(jì)規(guī)范可能低估了車(chē)輛動(dòng)力沖擊響應(yīng).

4結(jié)論

全文以佛陳新橋?yàn)檠芯繉?duì)象，采用35 t標(biāo)定三軸車(chē)進(jìn)行大量的重復(fù)跑車(chē)試驗(yàn)，結(jié)合有限元計(jì)算結(jié)果，對(duì)鋼橋面疲勞細(xì)節(jié)的車(chē)橋動(dòng)力性能進(jìn)行研究，得到如下結(jié)論：

1） 限于試驗(yàn)標(biāo)定車(chē)自身的原因，徐行下的車(chē)橋耦合現(xiàn)象明顯，與常速下鋼橋面各測(cè)點(diǎn)的沖擊系數(shù)相當(dāng)，有些測(cè)點(diǎn)（如面板測(cè)點(diǎn)）的沖擊系數(shù)甚至大于常速下相應(yīng)的數(shù)據(jù).

2） 從疲勞細(xì)節(jié)測(cè)點(diǎn)的時(shí)程應(yīng)變曲線可以看出，面板與U肋的受力影響線較短，每個(gè)車(chē)軸經(jīng)過(guò)測(cè)試斷面時(shí)都會(huì)產(chǎn)生一個(gè)應(yīng)變峰值；相比之下，在隔板處，整個(gè)車(chē)輛只形成一個(gè)明顯的應(yīng)變峰值，其應(yīng)力幅值也是各測(cè)點(diǎn)中最大的.

3） 由于各疲勞細(xì)節(jié)處的局部剛度與構(gòu)造的差異，標(biāo)定車(chē)常速駛過(guò)鋼橋面時(shí)，各疲勞細(xì)節(jié)測(cè)點(diǎn)出現(xiàn)不同程度的車(chē)橋耦合現(xiàn)象.其中，隔板測(cè)點(diǎn)的沖擊系數(shù)最大，達(dá)到了0.394；U肋與面板焊縫面板上的測(cè)點(diǎn)沖擊系數(shù)最小，為0.219.

4） 通過(guò)試驗(yàn)計(jì)算得到，面板、U肋與隔板測(cè)點(diǎn)的沖擊系數(shù)均大于我國(guó)《指南》和美國(guó)AASHTO規(guī)定的0.15，說(shuō)明目前的設(shè)計(jì)規(guī)范有可能低估了車(chē)輛對(duì)鋼橋面的動(dòng)力沖擊響應(yīng).

參考文獻(xiàn)

[1]XIAO Z G， YAMADA K， YA S， et al. Stress analyses and fatigue evaluation of ribtodeck joints in steel orthotropic decks [J]. International Journal of Fatigue， 2008， 30（8）： 1387-1397.

[2]宋永生， 丁幼亮， 王高新， 等. 正交異性鋼橋面板疲勞性能的局部構(gòu)造效應(yīng) [J]. 東南大學(xué)學(xué)報(bào)： 自然科學(xué)版， 2013， 43（2）： 403-408.

SONG Yongsheng， DING Youliang， WANG Gaoxin， et al. Local structural effects for fatigue performance of steel orthotropic deck [J]. Journal of Southeast University： Natural Science. 2013， 43（2）： 403-408.（In Chinese）

[3]SIM H B， UANG C M. Stress analyses and parametric study on fullscale fatigue tests of ribtodeck welded joints in steel orthotropic decks [J]. Journal of Bridge Engineering， 2012， 17（5）： 765-773.

[4]王春生， 付炳寧， 張芹， 等. 正交異性鋼橋面板足尺疲勞試驗(yàn) [J]. 中國(guó)公路學(xué)報(bào)， 2013， 26（2）： 69-76.

WANG Chunsheng， FU Bingning， ZHANG Qin，et al. Fatigue test on fullscale orthotropic steel bridge deck [J]. China Journal of Highway and Transport， 2013， 26（2）： 69-76. （In Chinese）

[5]唐亮， 黃李驥， 劉高， 等. 正交異性鋼橋面板足尺模型疲勞試驗(yàn) [J]. 土木工程學(xué)報(bào)， 2014， 47（3）： 112-122.

TANG Liang， HUANG Liji， LIU Gao， et al. Fatigue experimental study of a fullscale steel orthotropic deck model [J]. China Civil Engineering Journal， 2014， 47（3）： 112-122. （In Chinese）

[6]李立峰， 張東波， 袁卓亞， 等. 正交異性鋼橋面板中弧形缺口的受力分析[J]. 公路交通科技， 2012， 29（4）： 55-61.

LI Lifeng， ZHANG Dongbo， YUN Zhuoya， et al. Stress analysis of arcshaped cutouts in steel orthotropic deck plates [J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development， 2012， 29（4）： 55-61. （In Chinese）

[7]祝志文， 錢(qián)六五. 基于有效缺口應(yīng)力法的正交異性鋼橋面板疲勞評(píng)價(jià) [J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)： 自然科學(xué)版， 2015， 42（9）： 59-67.

ZHU Zhiwen， QIAN Liuwu. Fatigue assessment of orthotropic steel bridge deck based on the effective notch stress method [J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences， 2015， 42（9）： 59-67. （In Chinese）

[8]SONG Y S， DING Y L. Influence of local geometric parameters on fatigue performance of orthotropic steel deck [J]. Journal of Central South University， 2014， 21： 2091-2099.

[9]CONNOR R J， FISHER J W. Results of field measurements made on the prototype orthotropic deck on the bronx-whitestone bridgeNew York city[R]. NewYork： Center for Advanced Technology for Large Structural Systems， Lehigh University， Bethelethm， Pa， USA， 2004.

[10]CONNOR R J， FISHER J W. Field testing of orthotropic bridge decks [J]. International Journal of Steel Structures， 2005， 5（3）： 225-231.

[11]趙欣欣， 劉曉光， 張玉玲. 西堠門(mén)大橋正交異性鋼橋面板靜載和徐行試驗(yàn)研究[J]. 中國(guó)鐵道科學(xué)， 2010， 31（4）： 40-45.

ZHAO Xinxin， LIU Xiaoguang， ZHANG Yuling. Static load and crawl test study on the orthotropic steel deck of xihoumeng bridge [J]. China Railway Science， 2010， 31（4）： 40-45. （In Chinese）

[12]鄧揚(yáng)， 丁幼亮， 李?lèi)?ài)群， 等. 鋼箱梁橋焊接細(xì)節(jié)的疲勞斷裂可靠性分析 [J]. 工程力學(xué)， 2012， 29（10）： 122-128.

DENG Yang， DING Youliang， LI Aiqun， et al. Fracture fatigue reliability of welded details in bridge steel box girders [J]. Engineering Mechanics， 2012， 29（10）： 122-128. （In Chinese）

[13]郭彤， 李?lèi)?ài)群. 基于長(zhǎng)期監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的橋面板焊接細(xì)節(jié)疲勞壽命評(píng)估 [J]. 土木工程學(xué)報(bào)， 2009，42（6）： 66-72.

GUO Tong， LI Aiqun. Fatigue life assessment of welds in bridge deck using long term monitored data [J]. China Civil Engineering Journal， 2009，42（6）： 66-72. （In Chinese）

[14]WANG Y， LI Z， LI A. Combined use of SHMS and finite element strain data for assessing the fatigue reliability index of girder components in longspan cablestayed bridge [J]. Theoretical and Applied Fracture Mechanics， 2010， 54（2）： 127-136.

[15]O'CONNOR C， SHAW P. Bridge loads： an international perspective [M]. London and New York：CRC Press， 2002.

[16]中華人民共和國(guó)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn). 正交異性鋼橋面系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和維護(hù)指南（報(bào)批稿） [M]. 2010.

Industry standard of the People's Republic of China. Orthotropic Steel Bridge Design and Maintenance Guide [M]. 2010 （In Chinese）

[17]JTG D60-2004 公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范[S]. 北京：人民交通出版社，2004：23-36.

JTG D60-2004 General code for design of highway bridge and culverts[S].Beijing：China Communications Press， 2004： 23-36.（In Chinese）

[18]AASHTO LRFD 2012 Bridge design specifications[S]. Washington DC：American Association of State Highway and Transportation Officials， 2012.

[19]CONNOR R J， FISHER J W. Consistent approach to calculating stresses for fatigue design of welded ribtoweb connections in steel orthotropic bridge decks [J].