鄒馳宇

(新疆吉鑫公路技術(shù)有限公司，烏魯木齊 830000)

正交異性鋼橋面(OSD)是由平板、縱肋s 通過焊縫加固而成的結(jié)構(gòu)體系， 在兩個垂直方向上具有不同的彈性特性，具有重量輕、結(jié)構(gòu)深度低、施工速度快、耐久性好等優(yōu)點(diǎn)， 在許多跨徑橋梁的應(yīng)用中占有十分重要的地位[1]。 但經(jīng)過多年的工程實(shí)踐，OSD 橋梁的一些易疲勞細(xì)節(jié)處出現(xiàn)了裂縫，原因是細(xì)節(jié)設(shè)計(jì)不好、焊接控制不嚴(yán)，超重卡車的通過等。 然而，OSD 的組成是復(fù)雜的，應(yīng)力集中的影響是顯著的。 縱向U 形肋和橫向橫隔板或樓板梁通常焊接在橋面板下側(cè)， 系統(tǒng)可能在其焊接接頭處遇到多種類型的疲勞問題， 這是由于焊接支撐不足的連接處的高循環(huán)應(yīng)力造成的。 為了減少平面外應(yīng)力引起的U 形肋底部的高二次應(yīng)力， 通常在橫隔梁或樓板梁中設(shè)置切口。 然而， 設(shè)置切口后，U 形肋腹板焊接連接處和隔板切口區(qū)域出現(xiàn)更復(fù)雜的應(yīng)力狀態(tài)和更高的應(yīng)力集中。 切口的復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)受肋骨高度和傾斜度，以及切口形狀的顯著影響。 焊接工藝復(fù)雜，焊接質(zhì)量難以滿足設(shè)計(jì)要求。

如果這些構(gòu)件的結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計(jì)不當(dāng)或制造缺陷存在，疲勞裂紋將在車輪荷載作用下萌生和擴(kuò)展。 據(jù)報(bào)道，全世界許多OSD 橋梁都出現(xiàn)了疲勞裂紋， 例如英國的Severn 橋、德國的Sinntal 橋等。 疲勞裂縫等會導(dǎo)致OSD剛度降低，從而增加路面局部撓度，進(jìn)而破壞路面，甚至危及橋梁的安全運(yùn)營。 De Jong[2]研究了疲勞易發(fā)部位出現(xiàn)的典型裂紋， 例如肋骨到甲板接縫、 肋骨到地板梁接縫、地板梁切口的基底金屬和肋骨拼接處。OSD 橋梁通常共有七種典型的裂縫模式， 如圖1 所示。 C1 為RD 接頭甲板側(cè)裂紋，C2 為RD 接頭肋側(cè)裂紋，C3 為RF 接頭焊縫端肋壁裂紋，C4 為RF 接頭肋側(cè)裂紋，C5 為RF 接頭地板梁側(cè)裂紋，C6 為地板梁切口母材裂紋，C7 為肋骨拼接裂紋。Miki[3]對RD 節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了有限元分析，認(rèn)為橋面板彎曲剛度小可能是疲勞開裂的主要原因。 在車輪荷載作用下， 瀝青鋪面系統(tǒng)的OSD 變形和應(yīng)力的局部效應(yīng)明顯，特別是在夏季高溫引起的薄橋面板和軟化路面[4-5]。OSD由于剛度小，通常會發(fā)生過大的局部變形，導(dǎo)致橋面板和鄰近的易疲勞構(gòu)件應(yīng)力過大。

圖1 正交異性鋼橋面典型裂縫模式

為了避免疲勞過早開裂，學(xué)者進(jìn)行了許多研究，其中一種方法是通過增加荷載分擔(dān)和提高疲勞性能， 采用剛性層來增加橋面剛度[6]。 Walter 等[7]通過在橋面上澆筑水泥基覆蓋層以提高OSD 剛度的試驗(yàn)，結(jié)果表明，即使采用薄覆蓋層， 也能顯著降低RD 接頭處的von-Mises 應(yīng)力。 Bijlaard 等[8]研究了在役OSD 橋梁加固中的夾層鋼板體系，認(rèn)為該加固體系具有良好的加固性能，是一種有效的輕型橋梁修復(fù)材料。其中，增大縱肋開口寬度也是改善過早開裂的一種可行途徑。因此，本文采用有限元方法研究大縱肋面板的疲勞性能影響。

1 有限元模型

1.1 工程背景

某橋梁為特大多跨橋，位于新疆伊犁地區(qū)，主要用于跨越深溝， 橋孔布置為簡支梁+連續(xù)剛構(gòu)+簡支梁的組合形式。 橋梁全長584.51 m，梁部結(jié)構(gòu)為48 m+2×80 m+48 m 連續(xù)剛構(gòu)箱梁；主墩支點(diǎn)處梁高5.8 m，跨中及邊跨直線段梁高為3.0 m；箱梁中心位置頂板厚0.35 m；跨中底板厚為0.4 m，支點(diǎn)處底板厚0.7 m，跨中腹板厚0.4 m，支點(diǎn)處腹板厚0.7 m；全梁在邊、中支點(diǎn)處設(shè)置1.2 m 橫隔板。

1.2 有限元模型參數(shù)

基于正交異性鋼橋面(OSD)有著良好抗疲勞性能、優(yōu)異的受力性能和較高的經(jīng)濟(jì)性能， 為了綜合考慮這些因素，需對橋面板厚度、U 肋橫截面尺寸及厚度、橫肋間距和厚度等設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行合理匹配； 日本橋梁建設(shè)協(xié)會在1999 年提出的正交異性鋼橋面板的詳細(xì)設(shè)計(jì)和構(gòu)造參數(shù)， 本文主要是依據(jù)這些設(shè)計(jì)和參數(shù)分別對普通縱肋正交異性鋼橋面板和大縱肋正交異性鋼橋面板設(shè)計(jì)建立了有限元的模型， 具體參數(shù)見表1， 有限元模型如圖2 所示。 有限元各向異性鋼橋模型中模擬鋼材的彈性模量為210 GPa，泊松比值0.3；由于shell63 單元對于模擬鋼材有著優(yōu)越的彎曲和反向拉伸適應(yīng)能力， 故鋼橋的正交異性鋼橋面板均同時(shí)采用了兩個shell63 單元的彈性模擬。

表1 正交異性鋼橋面板模型構(gòu)造尺寸

圖2 有限元模型

1.3 關(guān)注的疲勞細(xì)節(jié)

在本文中將重點(diǎn)分析3 種疲勞裂縫細(xì)節(jié)的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)，其對應(yīng)位置如圖3 所示。 點(diǎn)A 是橫梁板的U 肋和位于橫梁板的弧形焊接端，點(diǎn)B 是U 肋和橫梁板的弧形焊接開口端， 點(diǎn)C 是位于U 肋和橫斜板的頂板弧形焊縫，這3 個疲勞裂縫節(jié)點(diǎn)都是橫梁板應(yīng)力比較集中明顯且容易使橫梁板發(fā)生疲勞裂縫的部位，因此本文著重分析。

圖3 疲勞裂縫細(xì)節(jié)的節(jié)點(diǎn)位置

1.4 加載方式

受單側(cè)單軸車輪疲勞荷載影響的正交異性鋼橋面板疲勞應(yīng)力的范圍在橫向和縱向均較短， 因此本文著重考慮單側(cè)單軸車輪疲勞荷載的相互影響， 主要采用的疲勞加載方式為單側(cè)單軸前后兩側(cè)雙輪的車輪疲勞荷載加載，根據(jù)國家加載規(guī)范的規(guī)定，在200 萬次疲勞周期加載中的疲勞荷載應(yīng)力振幅為70 MPa。

對于車輪鋪裝層的著陸受力擴(kuò)散面積， 國家規(guī)定的加載值為車輪鋪裝加載層的著陸面積(車輪長度×寬度)0.6 m×0.2 m， 如果考慮受力擴(kuò)散效應(yīng)車輪鋪裝層的加載著陸面積一般為(長度×車輪寬度)0.72 m×0.32 m，則鋪裝層的加載值為0.2604×1.4=0.3646 MPa。

2 正交異性鋼橋面板承載疲勞

2.1 橫橋向最不利加載位置計(jì)算分析

在橫橋向最不利加載方式下， 分為14 個加載工況，圖3 為車輪加載每移動0.06 m，節(jié)點(diǎn)A、B、C 的最大主應(yīng)力隨荷載位置的變化趨勢。

由圖4(a)可知，對于普通縱肋正交異性鋼橋面板，當(dāng)輪載橫向加載位置處于0.57 m 時(shí)，節(jié)點(diǎn)A 的最大正應(yīng)力取得最大值；當(dāng)輪載橫向加載位置處于0.45 m 時(shí)，節(jié)點(diǎn)B和節(jié)點(diǎn)C 的均取得最大正應(yīng)力的最大值， 且出現(xiàn)最大正應(yīng)力值處即為疲勞細(xì)節(jié)在橫橋向最不利位置。 由圖4(b)可知，對于大縱肋正交異性鋼橋面板，當(dāng)輪載橫向加載位置處于0.66 m 時(shí)，節(jié)點(diǎn)A 和節(jié)點(diǎn)B 的取得最大正應(yīng)力的最大值； 而當(dāng)輪載橫向加載位置處于0.94 m 時(shí)， 節(jié)點(diǎn)C的最大正應(yīng)力取得最大值。

2.2 縱橋向最不利加載位置計(jì)算分析

在橫橋向保持荷載節(jié)點(diǎn)對應(yīng)的橫橋向最不利疲勞加載節(jié)點(diǎn)位置不變的工況同時(shí)， 依次在縱橋向向前移動雙輪節(jié)點(diǎn)最大荷載0.2 m，共38 個疲勞荷載節(jié)點(diǎn)工況，通過計(jì)算可以得到疲勞加載節(jié)點(diǎn)最大主應(yīng)力強(qiáng)度隨荷載節(jié)點(diǎn)位置的變化趨勢(圖5)。

圖4 疲勞關(guān)注節(jié)點(diǎn)輪載橫向移動時(shí)各工況對應(yīng)應(yīng)力

圖5 疲勞關(guān)注節(jié)點(diǎn)縱橋向加載時(shí)的應(yīng)力歷程

由圖5(a)可知，對于普通縱肋正交異性鋼橋面板，當(dāng)輪載疲勞縱向加載的位置處于6.2 m 時(shí)， 疲勞縱向關(guān)注加載節(jié)點(diǎn)A 和節(jié)點(diǎn)B 的最大主應(yīng)力出現(xiàn)取得最大值；當(dāng)輪載疲勞縱向關(guān)注加載的位置在5.6 m 或6.8 m 時(shí)，疲勞關(guān)注節(jié)點(diǎn)C 最大主應(yīng)力出現(xiàn)取得最大值。 由此可得普通縱肋正交異性鋼橋面板不同應(yīng)力幅(表2)。

表2 普通縱肋正交異性鋼橋面板應(yīng)力幅

由圖5(b)可知，對于大縱肋正交異性鋼橋面板，當(dāng)輪載縱向加載位置在10.28 m 時(shí)，疲勞關(guān)注節(jié)點(diǎn)A 最大主應(yīng)力取得最大值；疲勞關(guān)注節(jié)點(diǎn)B 最大主應(yīng)力出現(xiàn)位置與疲勞關(guān)注節(jié)點(diǎn)A 相同； 當(dāng)輪載縱向加載位置在9.68 m 或10.88 m 時(shí)，疲勞關(guān)注節(jié)點(diǎn)C 最大主應(yīng)力取得最大值；最大主應(yīng)力出現(xiàn)位置即為疲勞細(xì)節(jié)對應(yīng)的縱向加載最不利位置。 同理可得大縱肋正交異性鋼橋面板不同應(yīng)力幅(表3)。

表3 大縱肋正交異性鋼橋面板應(yīng)力幅

由疲勞關(guān)注節(jié)點(diǎn)在橫縱橋向雙輪加載時(shí)的等效應(yīng)力幅和歷程運(yùn)動關(guān)系圖可以清楚地看出，在雙輪荷載的作用下疲勞關(guān)注節(jié)點(diǎn)的等效應(yīng)力幅為變幅，通過采用計(jì)算公式泄水法可以精確計(jì)算等效疲勞關(guān)注應(yīng)力節(jié)點(diǎn)的變幅值，計(jì)算公式如下：

式中：σ0為等效應(yīng)力幅，σi為第i 級應(yīng)力幅，n 為第i級應(yīng)力幅循環(huán)次數(shù)，1/m 表示S-N 曲線(外加應(yīng)力水平與疲勞壽命之間關(guān)系)的負(fù)斜率。

3 結(jié)論

本文主要利用有限元軟件ANSYS，以橫橋向正交異性鋼橋面板的3 個疲勞加載細(xì)節(jié)為主要研究對象，對普通鋼橋縱肋和大縱肋構(gòu)成的正交異性鋼橋面板分別進(jìn)行在橫橋向和縱橋向疲勞加載方式下的疲勞加載分析，得到以下的結(jié)論。

(1)通過分析計(jì)算，得到的疲勞效應(yīng)力細(xì)節(jié)幅值在橫橋向與普通縱橋向車輪荷載下的等效疲勞應(yīng)力幅值，均滿足了規(guī)范設(shè)計(jì)要求的200 萬次疲勞應(yīng)力循環(huán)次數(shù)對應(yīng)的疲勞應(yīng)力幅限值，由此可以說明兩種縱肋正交異性的鋼橋面板均具有優(yōu)異的疲勞性能。

(2)大縱肋正交異性鋼橋面板在疲勞細(xì)節(jié)C 處的等效應(yīng)力幅增幅最大，達(dá)到8.9%，表明該類型鋼橋面板的受力強(qiáng)度有明顯的“放大”現(xiàn)象。

(3)無論是普通縱肋還是大縱肋正交異性鋼橋面板，疲勞細(xì)節(jié)C 處的等效應(yīng)力幅值均為最大，說明疲勞細(xì)節(jié)C處仍是大縱肋正交異性鋼橋面板疲勞性能最為薄弱的構(gòu)造細(xì)節(jié)。