何翠穎 傅中秋 趙嘉瑋 孔祥明

(河海大學土木與交通學院 南京 210098)

0 引 言

近年來，隨著橋梁服役年限的增加及交通運輸行業(yè)的快速發(fā)展，國內(nèi)外正交異性鋼橋面板橋梁疲勞損傷問題日益突出[1-2].對于當前廣泛采用的典型閉口肋正交異性鋼橋面板而言，相關病害調(diào)研表明[3-5]，橫隔板弧形缺口位置是該類結構中常見的疲勞易損部位之一.正交異性鋼橋面板為典型的薄壁焊接結構，且直接承受車輛荷載的反復作用，易產(chǎn)生疲勞損傷.車輛荷載反復作用下的疲勞損傷是影響鋼橋運營安全和耐久性能的重要控制因素[6].

目前，歐洲、美國及日本均對鋼橋的疲勞荷載做了大量研究，建立了符合各國交通現(xiàn)狀的標準疲勞荷載和標準疲勞車輛[7-8].各國規(guī)范對公路疲勞車輛荷載模型的規(guī)定不一且同一規(guī)范中也規(guī)定了不同的荷載模型，在模型建立及實驗加載過程中車輪荷載的加載方式也不盡相同.不同的標準疲勞車模型規(guī)定不同的軸距、軸重等，對橋面板構造細節(jié)產(chǎn)生的疲勞影響不同，因此，文中基于文獻[8]規(guī)定的疲勞車輛荷載模型，通過加載單聯(lián)軸單側雙輪荷載和雙聯(lián)軸單側雙輪荷載，開展有限元計算，研究橫隔板弧形缺口位置疲勞易開裂點在不同車輪荷載工況下的差異.

1 有限元模型

1.1 幾何模型及材料參數(shù)

采用有限元軟件建立正交異性鋼橋面板的節(jié)段模型，為提高計算效率，模型整體選取5道橫隔板和7道U肋，考慮鋼橋面板鋪裝對鋼橋面板受力的影響.相關文獻指出[9]，車輛荷載在主梁第一體系引起的應力很小，為簡化計算，可忽略不計，因此，進行疲勞驗算時，可去除主梁體系，即去除主梁的腹板、下翼緣及與之相連的構件等，僅保留鋼橋面板、縱肋與橫梁.鋼橋面板的整體幾何模型見圖1，頂板、U肋與橫隔板各構件間的連接焊縫幾何模型見圖2.模型中約束橫隔板下底部全部平動和轉動自由度，約束鋪裝層和頂板四周、U肋兩端以及橫隔板兩側的平動自由度.

圖1 整體幾何模型

圖2 焊縫幾何模型

為減少計算工作量，模型采用實體單元與殼單元相結合的建模方式，見圖3.編號為3#,4#,5#的三道U肋采用實體單元，編號為1#,2#,6#,7#的四道U肋采用殼單元；每道橫隔板中間寬度1 800 mm區(qū)域采用實體單元，兩側寬度1 200 mm區(qū)域采用殼單元；鋪裝層和頂板全部采用實體單元.

圖3 體-殼建模

根據(jù)國內(nèi)外鋼箱梁橋疲勞裂紋開裂情況和眾多學者的疲勞加載試驗結果可知，橫隔板弧形缺口位置附近易開裂部位存在三處[10-14]：①U肋與橫隔板連接焊縫的橫隔板焊趾處；②U肋與橫隔板連接焊縫的U肋焊趾處；③弧形缺口薄弱截面處.因此，選取4#U肋與C#橫隔板連接部位上述三個疲勞易開裂點作為本文研究關注點.由于研究部位采用實體單元建模，此處規(guī)定C#橫隔板上三個疲勞易開裂點(靠近D#橫隔板側)為關注點位置，模型關注點見圖4.

圖4 模型關注點示意

1.2 車輪荷載類型

文獻[8]提出橋面系構件應采用疲勞荷載計算模型Ⅲ驗算，其技術參數(shù)見圖5.每根車軸重120 kN，單側雙輪重為60 kN，車輪與鋪裝層接觸面積值為0.6 m(橫向)×0.2 m(縱向)，轉化為有限元模型中的面荷載值為0.5 N/mm2，單聯(lián)軸和雙聯(lián)軸單側雙輪荷載平面簡化圖分別見圖6.

圖5 疲勞荷載計算模型Ⅲ(尺寸單位：m)

圖6 單雙聯(lián)軸單側雙輪荷載平面簡化圖

縱向加載時，荷載縱向工況見圖7，荷載中心與模型橫橋向中心重合.單聯(lián)軸車輪荷載沿鋪裝層一端移動到另一端，移動間距為200 mm，共計65個加載步；前雙聯(lián)軸車輪荷載沿B#橫隔板移動到D#橫隔板，車輪荷載移動間距為200 mm，共計27個加載步.

圖7 車輪荷載縱向工況

橫向加載時，荷載橫向工況見圖8，荷載中心與模型縱橋向中心重合.單聯(lián)軸車輪荷載沿鋪裝層一端移動到另一端，移動間距為150 mm，共計25個加載步；前雙聯(lián)軸車輪荷載沿3#U肋移動到5#U肋，車輪荷載移動間距為150 mm，共計13個加載步.

圖8 車輪荷載橫向工況

2 不同車輪聯(lián)軸荷載縱向加載分析

2.1 單聯(lián)軸單側雙輪荷載作用

在單聯(lián)軸單側雙輪荷載作用位置附近的構件應力較大，而遠離荷載作用位置的構件應力較小.提取出模型三個關注點處隨車輪荷載縱橋向移動而產(chǎn)生的Von Mises應力，見圖9.

由圖9可知，單聯(lián)軸單側雙車輪荷載縱向移動所引起三個關注點處的Von Mises應力變化趨勢大致相同.車輪荷載中心坐標在-3 200～3 200 mm范圍內(nèi)移動時，三個關注點的Von Mises應力變化明顯，隨車輪荷載中心縱向偏移呈雙峰值分布；車輪荷載中心坐標在-3 200～3 200 mm范圍外移動時，Von Mises應力變化不明顯，隨車輪荷載中心縱向偏移大致呈單峰值分布，應力最大值在5 MPa左右.

圖9 連接部位處Mises應力

因此，單聯(lián)軸單側雙車輪縱向影響范圍約為6 400 mm，即兩跨橫隔板間距.結合文獻[8]可知，當采用完整疲勞荷載計算模型Ⅲ時，縱向四聯(lián)軸的車輪前雙聯(lián)軸或后雙聯(lián)軸車輪的間距(1 200 mm)遠小于單聯(lián)軸單側雙車輪縱向影響范圍，因此不可忽略前雙聯(lián)軸或后雙聯(lián)軸車輪所產(chǎn)生的應力疊加影響；中間雙聯(lián)軸車輪間距(6 000 mm)則與單聯(lián)軸單側雙車輪縱向影響范圍基本一致，可忽略中間雙聯(lián)軸車輪所產(chǎn)生的應力疊加影響.

當采用單聯(lián)軸單側雙車輪荷載加載時，橫隔板焊趾縱向加載最不利位置為荷載中心偏離C#橫隔板中心800 mm(靠近D#橫隔板)，U肋焊趾縱向加載最不利位置為荷載中心偏離C#橫隔板中心400 mm(靠近D#橫隔板)，弧形缺口最薄弱截面縱向加載最不利位置為荷載中心偏離C#橫隔板中心400 mm(靠近D#橫隔板).

2.2 雙聯(lián)軸單側雙輪荷載作用

根據(jù)上述結論，將單聯(lián)軸單側雙車輪荷載替換為前雙聯(lián)軸單側雙車輪荷載進行加載，研究雙聯(lián)軸車輪所產(chǎn)生的應力疊加影響.圖10為三個關注點處Von Mises應力隨車輪荷載中心縱向偏移的變化情況.

圖10 連接部位處Von Mises應力

由圖10可知，當采用雙聯(lián)軸單側雙車輪荷載加載時，U肋與橫隔板連接焊縫末端橫隔板焊趾處和U肋焊趾處的Von Mises應力呈現(xiàn)非對稱三峰值值分布，弧形缺口薄弱截面處的Von Mises應力呈現(xiàn)非對稱單峰值分布，與單聯(lián)軸單側雙車輪荷載縱向移動所引起的Von Mises應力變化趨勢存在明顯差異.

當采用雙聯(lián)軸單側雙車輪荷載加載時，橫隔板焊趾縱向加載最不利位置為荷載中心偏離C#橫隔板中心1 000 mm，跟單聯(lián)軸加載時相比與C#橫隔板中心的距離增加200 mm；U肋焊趾縱向加載最不利位置為荷載中心與C#橫隔板中心重合，跟單聯(lián)軸加載時相比與C#橫隔板中心的距離減少400 mm；弧形缺口最薄弱截面縱向加載最不利位置為荷載中心偏離C#橫隔板中心200 mm，跟單聯(lián)軸加載時相比與C#橫隔板中心的距離減少200 mm.

對應雙聯(lián)軸前后兩個車輪中心，得到相同坐標下單聯(lián)軸加載時的兩個Mises應力值，兩者相加.U肋與橫隔板連接焊縫末端橫隔板焊趾、U肋焊趾和弧形缺口薄弱截面處雙聯(lián)軸加載得到的Von Mises應力與對應兩個單聯(lián)軸之和的比值，見圖11.

圖11 雙聯(lián)軸加載Mises應力與對應兩個單聯(lián)軸之和的比值

由圖11可知，三個關注點雙聯(lián)軸加載與對應兩個單聯(lián)軸之和的比值基本在0.8～1的范圍內(nèi)，其中U肋焊趾處及弧形缺口薄弱截面處比值基本為1,因此,雙聯(lián)軸單側雙車輪荷載縱向移動產(chǎn)生的應力，與單聯(lián)軸荷載分別位于雙聯(lián)軸前后車輪位置時產(chǎn)生的應力之和基本一致.若想簡化，可以用對應位置處兩個單聯(lián)軸加載的Von Mises應力之和代替雙聯(lián)軸加載得到的應力.

3 不同車輪聯(lián)軸荷載橫向加載分析

3.1 單聯(lián)軸單側雙輪荷載作用

與荷載縱向加載情況一致，在單聯(lián)軸單側雙輪荷載作用位置附近的構件應力較大，而遠離荷載作用位置的構件應力較小.提取出模型三個關注點處隨車輪荷載橫橋向移動而產(chǎn)生的Von Mises應力，見圖12.

由圖12可知，單聯(lián)軸單側雙車輪荷載橫向移動所引起三個關注點處的Von Mises應力隨車輪荷載中心橫向偏移大致呈單峰值分布.隨著車輪荷載中心向4#U肋兩側偏移時，三個關注點處的Von Mises應力逐漸減小.當車輪荷載中心橫向坐標為±900 mm時，橫隔板焊趾處的Von Mises應力基本為0 MPa.當車輪荷載中心橫向坐標為-600或900 mm時，U肋焊趾處的Von Mises應力基本為0 MPa.當車輪荷載中心橫向坐標為-450或1 200 mm時，弧形缺口薄弱截面處的Mises應力基本為0 MPa.

圖12 連接部位處Von Mises應力

因此，單聯(lián)軸單側雙車輪橫向影響范圍為1 500～1 800 mm，約為三道U肋間距.結合文獻[8]可知，當采用完整疲勞荷載計算模型Ⅲ時，單聯(lián)軸兩側雙車輪的間距(2 000 mm)略大于單聯(lián)軸單側雙車輪橫向影響范圍，可忽略單聯(lián)軸兩側雙車輪所產(chǎn)生的應力疊加影響，可采用單側雙車輪進行模型加載分析.

當采用單聯(lián)軸單側雙車輪荷載加載時，橫隔板焊趾和U肋焊趾縱向加載最不利位置為荷載中心4#U肋中心重合，弧形缺口最薄弱截面縱向加載最不利位置為荷載中心偏離4#U肋中心150 mm(靠近5#U肋).

3.2 雙聯(lián)軸單側雙輪荷載作用

根據(jù)上述結論，將單聯(lián)軸單側雙車輪荷載改換成前雙聯(lián)軸單側雙車輪荷載進行加載，研究雙聯(lián)軸車輪所產(chǎn)生的應力疊加影響.圖13為三個關注點處Mises應力隨車輪荷載中心橫向偏移的變化情況.

圖13 連接部位處Mises應力

由圖13可知，當采用雙聯(lián)軸單側雙車輪荷載加載時，U肋與橫隔板連接焊縫末端橫隔板焊趾處和U肋焊趾處的Von Mises應力呈現(xiàn)非對稱雙峰值分布，弧形缺口薄弱截面處的Von Mises應力呈現(xiàn)單峰值分布，與單聯(lián)軸單側雙車輪荷載橫向移動所引起的Von Mises應力變化趨勢存在明顯差異.

當采用雙聯(lián)軸單側雙車輪荷載加載時，橫隔板焊趾和U肋焊趾處縱向加載最不利位置均發(fā)生改變，為荷載中心偏離4#U肋中心150 mm，跟單聯(lián)軸加載時相比與4#U肋中心的距離增加150 mm；弧形缺口最薄弱截面縱向加載最不利位置為荷載中心偏離4#U肋中心150 mm(靠近5#U肋)，與單聯(lián)軸加載時的荷載最不利位置保持一致.

4 結 論

1) 單聯(lián)軸單側雙車輪荷載縱向影響范圍約為兩跨橫隔板間距，橫向影響范圍約為三道U肋間距，靜力分析時可采用雙聯(lián)軸單側雙車輪荷載展開研究.

2) 相比于單聯(lián)軸加載，采用雙聯(lián)軸加載時，橫隔板焊趾和U肋焊趾的縱、橫向最不利加載工況均發(fā)生改變，弧形缺口最薄弱截面處僅縱向最不利加載工況發(fā)生改變.

3) 雙聯(lián)軸單側雙車輪荷載縱向移動產(chǎn)生的應力，與單聯(lián)軸荷載分別位于雙聯(lián)軸前后車輪位置時產(chǎn)生的應力之和基本一致.