高玉強(qiáng),吉伯海,曹雪坤,傅中秋

(河海大學(xué)土木與交通學(xué)院,江蘇 南京 210098)

鋼箱梁由于重量輕、受力性能好等優(yōu)勢，在大跨徑斜拉橋中被廣泛采用[1-4]。正交異性鋼橋面板作為鋼箱梁的主要承重結(jié)構(gòu)，由面板、縱肋和橫肋焊接而成，但由于其結(jié)構(gòu)復(fù)雜，焊縫數(shù)量眾多，在車輛循環(huán)荷載、焊接缺陷、焊接殘余應(yīng)力等不利因素影響下，部分部位易產(chǎn)生疲勞損傷，如頂板-U肋焊縫和橫隔板圍焊端等[5-6]。大跨度斜拉橋通常設(shè)置縱隔板來分擔(dān)斜拉索引起的軸向力，而縱隔板的引入會影響鋼橋面板局部剛度，可能導(dǎo)致疲勞裂紋分布規(guī)律的變化。

實(shí)橋檢測發(fā)現(xiàn)，縱隔板兩側(cè)裂紋主要分布在與縱隔板附近U肋位置上，然而與縱隔板緊鄰的U肋上裂紋數(shù)目遠(yuǎn)小于這些位置，因此推斷縱隔板可能對鋼橋面板的疲勞受力特征產(chǎn)生一定影響，且影響機(jī)制相對復(fù)雜。針對縱隔板對鋼箱梁疲勞性能的影響，部分學(xué)者開展了相關(guān)研究。宋永生等[7]基于有限元分析，發(fā)現(xiàn)縱隔板對U肋對接焊縫的影響范圍為1個(gè)U肋。張一林[8]通過有限元分析，發(fā)現(xiàn)車輛荷載作用引起的縱隔板處應(yīng)力集中、交變應(yīng)力以及較大的應(yīng)力幅是導(dǎo)致縱隔板節(jié)點(diǎn)疲勞開裂的主要原因。歐陽洋等[9]基于有限元分析，明確了縱隔板厚度對縱隔板-面板部位的影響，認(rèn)為縱隔板-面板具有無限壽命。李治[10]進(jìn)一步對不同結(jié)構(gòu)形式的縱隔板進(jìn)行了研究，比較了鋼管式、槽鋼式和角鋼式縱隔板的疲勞性能，認(rèn)為槽鋼式縱隔板疲勞性能最優(yōu)，角鋼式次之，鋼管式最差。

由于縱隔板自身開裂現(xiàn)象較為突出，國內(nèi)外研究主要集中在縱隔板自身或縱隔板與面板焊縫的疲勞開裂性能的分析。而實(shí)橋檢測結(jié)果顯示，縱隔板也可能導(dǎo)致鋼橋面板疲勞受力特征的變化。為進(jìn)一步驗(yàn)證縱隔板對鋼橋面板構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞特征的影響，筆者建立了鋼橋面板節(jié)段模型，考慮不同縱隔板結(jié)構(gòu)形式以及厚度，從受力特征角度開展縱隔板對鋼橋面板細(xì)節(jié)疲勞的影響研究，從而明確帶縱隔板構(gòu)造的鋼橋面板重點(diǎn)損傷部位，為實(shí)橋養(yǎng)護(hù)提供參考。

1 有限元模型

依據(jù)文獻(xiàn)[11-12]，參照蘇通大橋?qū)嶋H尺寸建立鋼箱梁節(jié)段模型(見圖1)。節(jié)段模型采用殼單元，橫橋向?qū)挒?5 400 mm，共包含58道U肋，每道U肋中心線的間距為600 mm，U肋上開口寬度為300 mm，底部寬度為180 mm，厚度為8 mm?？v橋向長17 000 mm，縱橋向包含5道橫隔板，每道橫隔板間距為4 000 mm，其中1號和5號橫隔板的厚度為12 mm，剩余橫隔板厚度為10 mm。頂板厚度為14 mm，底板厚度為12 mm，約束模型前后兩側(cè)頂板、腹板、底板、U肋和縱隔板的全部平動和轉(zhuǎn)動自由度，采用Q345鋼材料屬性，彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3，僅考慮材料的彈性性能。

圖1 節(jié)段模型

由于筆者主要研究縱隔板形式和參數(shù)變化對構(gòu)造細(xì)節(jié)的影響，因此不與無縱隔板時(shí)進(jìn)行比較。模型在重車道與快車道間布置實(shí)腹式縱隔板和桁架式縱隔板，桁架式縱隔板厚度為14 mm，由于實(shí)橋中僅實(shí)腹式縱隔板存在厚度變化，因此采用實(shí)腹式縱隔板進(jìn)行縱隔板厚度變化的影響分析，設(shè)置實(shí)腹式縱隔板厚度為14～24 mm，間隔為2 mm。

文中采用節(jié)段模型-子模型的計(jì)算方式，子模型選取位置如圖1所示，圖2為典型疲勞細(xì)節(jié)子模型。子模型采用實(shí)體單元模擬，采用C3D8R六面體單元進(jìn)行劃分。頂板-U肋焊縫子模型長度為200 mm，寬度為600 mm，全局網(wǎng)格尺寸為10 mm，網(wǎng)格細(xì)化區(qū)網(wǎng)格尺寸為1 mm。橫隔板圍焊端子模型長度為600 mm，寬帶為600 mm，橫隔板高度為515 mm，全局網(wǎng)格尺寸為10 mm，網(wǎng)格細(xì)化區(qū)網(wǎng)格尺寸為1 mm。全局網(wǎng)格與關(guān)注區(qū)域間設(shè)置過渡區(qū)。研究過程中子模型采用統(tǒng)一的網(wǎng)格尺寸，僅改變縱隔板參數(shù)和子模型位置來確保數(shù)據(jù)分析的準(zhǔn)確性。根據(jù)文獻(xiàn)[11-13]，選取橫隔板圍焊端中U肋焊趾和橫隔板焊趾，頂板-U肋焊縫中頂板焊趾與焊根等易開裂部位開展研究。

圖2 子模型

為便于下文描述，將縱隔板相鄰U肋中兩側(cè)頂板-U肋焊縫的焊趾和焊根分別命名為節(jié)點(diǎn)A、節(jié)點(diǎn)A′、節(jié)點(diǎn)B、節(jié)點(diǎn)B′，橫隔板圍焊端中橫隔板焊趾命名為節(jié)點(diǎn)C、節(jié)點(diǎn)C′，圍焊端U肋焊趾即U肋表面與焊縫連接處命名為節(jié)點(diǎn)D、節(jié)點(diǎn)D′(見圖3)。

圖3 節(jié)點(diǎn)編號

車輛荷載采用疲勞荷載模型Ⅲ中的單側(cè)雙車輪進(jìn)行加載[14]。不考慮鋪裝對車輪荷載的分散作用，車輪重量為60 kN，加載面積為700 mm(橫橋向)×300 mm(縱橋向)，在有限元模型中簡化為0.29 MPa的面荷載。

利用Fortran編制的DLOAD子程序進(jìn)行加載。橫橋向，設(shè)車輛荷載作用中心距坐標(biāo)原點(diǎn)的距離為G，布置-150 mm、0 mm、150 mm、300 mm、450 mm、600 mm、750 mm、900 mm等8種荷載工況(見圖4)?？v橋向，荷載從①號橫隔板加載至④號橫隔板，加載步間距為200 mm，共計(jì)62步(見圖5)。

圖4 橫橋向加載工況

圖5 縱橋向加載工況

2 縱隔板對相鄰U肋兩側(cè)疲勞細(xì)節(jié)影響

由實(shí)橋檢測結(jié)果可知，縱隔板相鄰U肋不同側(cè)裂紋分布情況存在差異，考慮到可能是由于縱隔板的設(shè)置改變了其受力特征，因此以14 mm實(shí)腹式縱隔板為例，提取不同橫向荷載工況下各節(jié)點(diǎn)處正應(yīng)力來研究縱隔板對相鄰U肋不同側(cè)上橫隔板圍焊端和頂板-U肋焊縫的影響。

U肋兩側(cè)橫隔板圍焊端橫隔板焊趾處(節(jié)點(diǎn)C、節(jié)點(diǎn)C′)正應(yīng)力σz時(shí)程曲線如圖6所示。由圖可知，在不同橫向荷載工況作用下，U肋兩側(cè)橫隔板焊趾處的主導(dǎo)應(yīng)力不同。當(dāng)G>0時(shí)，節(jié)點(diǎn)C′以拉應(yīng)力為主，節(jié)點(diǎn)C以壓應(yīng)力為主，當(dāng)荷載縱橋向作用在第20步時(shí)，正應(yīng)力有所減小。當(dāng)荷載作用在G=600 mm處時(shí)，兩節(jié)點(diǎn)處應(yīng)力幅均達(dá)到最大值，其中節(jié)點(diǎn)C′為59.2 MPa，節(jié)點(diǎn)C為61.8 MPa，相差為4.4%，基本可忽略不計(jì)。當(dāng)G≤0時(shí)，兩節(jié)點(diǎn)處正應(yīng)力值均較小，可知當(dāng)荷載作用在縱隔板一側(cè)時(shí)，對另外一側(cè)圍焊端的影響較小。同時(shí)考慮到疲勞細(xì)節(jié)受拉應(yīng)力循環(huán)作用時(shí)更易開裂，認(rèn)為遠(yuǎn)離縱隔板側(cè)橫隔板焊趾(節(jié)點(diǎn)C′)更易開裂。

圖6 圍焊端橫隔板焊趾正應(yīng)力時(shí)程曲線

U肋兩側(cè)橫隔板圍焊端U肋焊趾處(節(jié)點(diǎn)D、節(jié)點(diǎn)D′)正應(yīng)力σy時(shí)程曲線如圖7所示。由圖可知，橫隔板圍焊端兩側(cè)U肋焊趾處(節(jié)點(diǎn)D、節(jié)點(diǎn)D′)應(yīng)力變化趨勢與對應(yīng)側(cè)橫隔板焊趾處(節(jié)點(diǎn)C、節(jié)點(diǎn)C′)相似，當(dāng)G>0時(shí)，節(jié)點(diǎn)D′以拉應(yīng)力為主，節(jié)點(diǎn)D以壓應(yīng)力為主，當(dāng)荷載縱橋向作用在第20步時(shí)，正應(yīng)力有所減小。當(dāng)G≤0時(shí)，應(yīng)力變化幅度相對較小。當(dāng)荷載作用在G=600 mm時(shí)應(yīng)力幅達(dá)到最大值，節(jié)點(diǎn)D′的應(yīng)力為78.2 MPa，節(jié)點(diǎn)D的應(yīng)力為55.3 MPa，相差為29.3%。縱隔板能夠降低靠近縱隔板側(cè)圍焊端U肋焊趾處的應(yīng)力幅，降低其開裂的風(fēng)險(xiǎn)，與實(shí)橋檢測結(jié)果一致。

圖7 圍焊端U肋焊趾正應(yīng)力時(shí)程曲線

頂板-U肋焊縫兩側(cè)焊趾和焊根處正應(yīng)力σx時(shí)程曲線如圖8、圖9所示。由圖8、圖9可知，縱隔板相鄰U肋兩側(cè)焊根和焊趾處正應(yīng)力在車輛荷載作用均存在拉壓循環(huán)。其中靠近縱隔板側(cè)頂板-U肋焊縫焊趾和焊根(節(jié)點(diǎn)A、節(jié)點(diǎn)A′)處正應(yīng)力幅均在G=300 mm時(shí)達(dá)到最大值，節(jié)點(diǎn)A處為47.9 MPa，節(jié)點(diǎn)A′處為22.3 MPa。

圖8 頂板-U肋焊縫焊趾處正應(yīng)力時(shí)程曲線

圖9 頂板-U肋焊縫焊根處正應(yīng)力時(shí)程曲線

遠(yuǎn)離縱隔板側(cè)頂板-U肋焊縫焊趾和焊根側(cè)(節(jié)點(diǎn)B、節(jié)點(diǎn)B′)，在G=900 mm處達(dá)到最大應(yīng)力幅，節(jié)點(diǎn)B處為68.2 MPa，相較于靠近縱隔板側(cè)增加了42.4%，節(jié)點(diǎn)B′處為37.2 MPa，相較于靠近縱隔板側(cè)增加了66.8%。由此可見，縱隔板能夠降低相鄰U肋靠近縱隔板側(cè)頂板-U肋焊縫處的應(yīng)力幅，降低其開裂的風(fēng)險(xiǎn)，這與實(shí)橋中靠近縱隔板一側(cè)頂板-U肋焊縫處裂紋少于遠(yuǎn)離縱隔板側(cè)的檢測結(jié)果一致。后文研究中選取節(jié)點(diǎn)A、節(jié)點(diǎn)B作為主要研究對象，明確縱隔板形式和厚度變化對其影響。

3 縱隔板形式影響分析

3.1 橫隔板圍焊端

不同形式的縱隔板剛度和抵抗變形的能力有所不同，對相鄰U肋上各疲勞細(xì)節(jié)可能存在影響，因此為分析縱隔板形式對于橫隔板圍焊端的影響，在最不利荷載工況下提取節(jié)點(diǎn)C′、節(jié)點(diǎn)D′的應(yīng)力時(shí)程曲線(見圖10)。由圖可知，縱隔板形式的變化并不改變各節(jié)點(diǎn)處的應(yīng)力變化趨勢，各節(jié)點(diǎn)應(yīng)力均呈現(xiàn)雙峰值分布，當(dāng)荷載縱橋向作用在第20步時(shí)應(yīng)力有所下降。而相較于桁架式縱隔板，實(shí)腹式縱隔板處各節(jié)點(diǎn)的正應(yīng)力幅均有所增大。對于節(jié)點(diǎn)C′，正應(yīng)力幅由51.6 MPa增加為59.2 MPa，增加了14.7%，對于節(jié)點(diǎn)D′，正應(yīng)力最大值由69.7 MPa增加為78.2 MPa，增加了12.2%。實(shí)腹式縱隔板的設(shè)置會導(dǎo)致橫隔板圍焊端處應(yīng)力幅增大，增加了開裂的可能性，考慮到文中研究部位與縱隔板相鄰且在實(shí)橋中處在重車道軌跡線下，因此建議實(shí)橋檢測時(shí)加強(qiáng)對實(shí)腹式縱隔板處該部位裂紋萌生和擴(kuò)展情況的跟蹤檢測。

圖10 圍焊端正應(yīng)力時(shí)程曲線

3.2 頂板-U肋焊縫

不同縱隔板形式下，靠近縱隔板側(cè)頂板-U肋焊縫焊趾(節(jié)點(diǎn)A)和焊根(節(jié)點(diǎn)A′)處應(yīng)力時(shí)程曲線如圖11所示。由圖可知，節(jié)點(diǎn)A、節(jié)點(diǎn)A′處的應(yīng)力變化趨勢不隨縱隔板形式而改變。均呈現(xiàn)雙峰值分布，存在拉壓循環(huán)，當(dāng)荷載縱橋向作用在第28步處時(shí)應(yīng)力達(dá)到最大值，當(dāng)作用在第30步處時(shí)應(yīng)力有所減小。與圍焊端細(xì)節(jié)不同，實(shí)腹式縱隔板處焊趾和焊根處正應(yīng)力幅相較于桁架式有所減?。汗?jié)點(diǎn)A處由50.1 MPa減少到40.0 MPa，減小了20.2%，節(jié)點(diǎn)A′處由27.4 MPa減少到18.5 MPa，減小了32.5%。實(shí)腹式縱隔板的設(shè)置能夠有效地減小相鄰頂板-U肋焊縫頂板焊趾和焊根處的正應(yīng)力幅，降低開裂的風(fēng)險(xiǎn)，其中焊根處受縱隔板板形式的影響相對較大。因此實(shí)橋中可以降低實(shí)腹式縱隔板相鄰U肋頂板-U肋焊縫處裂紋跟蹤頻率。

圖11 頂板-U焊縫正應(yīng)力時(shí)程曲線

4 縱隔板厚度影響分析

4.1 橫隔板圍焊端

為分析縱隔板厚度變化對橫隔板圍焊端部位疲勞性能的影響，提取各節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力幅(見圖12)。由圖可知，隨著縱隔板厚度的增加，節(jié)點(diǎn)C′、節(jié)點(diǎn)D′處的正應(yīng)力幅均有所增加，但增加的幅度較小。對于節(jié)點(diǎn)D′，縱隔板厚度從14 mm增加到24 mm，正應(yīng)力幅由78.2 MPa增加到79.1 MPa，應(yīng)力幅增加了1.2%；對于節(jié)點(diǎn)C′，正應(yīng)力幅由59.2 MPa增加到60.1 MPa，應(yīng)力幅增加了1.5%。由此可見，縱隔板厚度的增加對于相鄰U肋遠(yuǎn)離縱隔板一側(cè)橫隔板圍焊端的影響基本可以忽略，考慮橫隔板圍焊端處受力是由于橫隔板面外變形和U肋鼓曲共同作用導(dǎo)致，而實(shí)腹式縱隔板能夠限制靠近縱隔板側(cè)橫隔板的變形，對于遠(yuǎn)離縱隔板側(cè)橫隔板變形的限制能力較小，并且對U肋的扭轉(zhuǎn)變形限制較小，因此導(dǎo)致遠(yuǎn)離縱隔板側(cè)橫隔板圍焊端受縱隔板厚度變化的影響較小。

圖12 圍焊端正應(yīng)力幅

4.2 頂板-U肋焊縫

為分析縱隔板厚度變化對頂板-U肋焊縫部位疲勞性能的影響，提取各節(jié)點(diǎn)處的正應(yīng)力幅(見圖13)。由圖可知，隨著縱隔板厚度的增加，節(jié)點(diǎn)A、節(jié)點(diǎn)A′處的正應(yīng)力幅均有所下降。對于節(jié)點(diǎn)A，縱隔板厚度從14 mm增加到24 mm，正應(yīng)力幅由47.9 MPa減小到35.5 MPa，應(yīng)力幅減小了25.9%；對于節(jié)點(diǎn)A′，正應(yīng)力幅從22.3 MPa減小到16.0 MPa，應(yīng)力幅減小了28.3%。由此可見，縱隔板厚度的增加能夠有效地降低頂板-U肋焊縫處的正應(yīng)力幅，降低細(xì)節(jié)處開裂的可能性?？紤]是由于縱隔板厚度的增加導(dǎo)致縱隔板附近局部剛度增大，在分擔(dān)車輛荷載的同時(shí)，降低了頂板的相對變形，進(jìn)而降低了細(xì)節(jié)處的應(yīng)力幅。在后續(xù)的裂紋跟蹤中可適當(dāng)降低實(shí)腹式縱隔板處頂板-U肋焊縫的跟蹤頻率。

圖13 頂板-U肋焊縫應(yīng)力幅

5 結(jié) 論

(1)設(shè)置縱隔板會引起相鄰U肋中靠近縱隔板側(cè)頂板-U肋焊縫、橫隔板圍焊端U肋焊趾處應(yīng)力幅下降；而對U肋兩側(cè)橫隔板圍焊端橫隔板焊趾影響較小。

(2)與桁架式縱隔板相比，采用實(shí)腹式縱隔板會使得頂板-U肋焊縫處應(yīng)力幅降低，但會導(dǎo)致橫隔板圍焊端處應(yīng)力幅上升。

(3)實(shí)腹式縱隔板厚度增加對橫隔板圍焊端影響較小，但可降低緊鄰頂板-U肋焊縫應(yīng)力幅。因此，實(shí)橋建議適當(dāng)減少縱隔板相鄰U肋上頂板-U肋焊縫的檢測頻率。