大縱肋正交異性鋼橋面板的疲勞性能研究

鄒馳宇

(新疆吉鑫公路技術有限公司，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構體系， 在兩個垂直方向上具有不同的彈性特性，具有重量輕、結構深度低、施工速度快、耐久性好等優點， 在許多跨徑橋梁的應用中占有十分重要的地位[1]。 但經過多年的工程實踐，OSD 橋梁的一些易疲勞細節處出現了裂縫，原因是細節設計不好、焊接控制不嚴，超重卡車的通過等。 然而，OSD 的組成是復雜的，應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， 系統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應力造成的。 為了減少平面外應力引起的U 形肋底部的高二次應力， 通常在橫隔梁或樓板梁中設置切口。 然而， 設置切口后，U 形肋腹板焊接連接處和隔板切口區域出現更復雜的應力狀態和更高的應力集中。 切口的復雜應力狀態受肋骨高度和傾斜度，以及切口形狀的顯著影響。 焊接工藝復雜，焊接質量難以滿足設計要求。

如果這些構件的結構參數設計不當或制造缺陷存在，疲勞裂紋將在車輪荷載作用下萌生和擴展。 據報道，全世界許多OSD 橋梁都出現了疲勞裂紋， 例如英國的Severn 橋、德國的Sinntal 橋等。 疲勞裂縫等會導致OSD剛度降低，從而增加路面局部撓度，進而破壞路面，甚至危及橋梁的安全運營。 De Jong[2]研究了疲勞易發部位出現的典型裂紋， 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 接頭甲板側裂紋，C2 為RD 接頭肋側裂紋，C3 為RF 接頭焊縫端肋壁裂紋，C4 為RF 接頭肋側裂紋，C5 為RF 接頭地板梁側裂紋，C6 為地板梁切口母材裂紋，C7 為肋骨拼接裂紋。Miki[3]對RD 節點進行了有限元分析，認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， 瀝青鋪面系統的OSD 變形和應力的局部效應明顯，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，通常會發生過大的局部變形，導致橋面板和鄰近的易疲勞構件應力過大。

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，學者進行了許多研究，其中一種方法是通過增加荷載分擔和提高疲勞性能， 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，結果表明，即使采用薄覆蓋層， 也能顯著降低RD 接頭處的von-Mises 應力。 Bijlaard 等[8]研究了在役OSD 橋梁加固中的夾層鋼板體系，認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，主要用于跨越深溝， 橋孔布置為簡支梁+連續剛構+簡支梁的組合形式。 橋梁全長584.51 m，梁部結構為48 m+2×80 m+48 m 連續剛構箱梁；主墩支點處梁高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，支點處底板厚0.7 m，跨中腹板厚0.4 m，支點處腹板厚0.7 m；全梁在邊、中支點處設置1.2 m 橫隔板。

1.2 有限元模型參數

基于正交異性鋼橋面(OSD)有著良好抗疲勞性能、優異的受力性能和較高的經濟性能， 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計參數進行合理匹配； 日本橋梁建設協會在1999 年提出的正交異性鋼橋面板的詳細設計和構造參數， 本文主要是依據這些設計和參數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計建立了有限元的模型， 具體參數見表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越的彎曲和反向拉伸適應能力， 故鋼橋的正交異性鋼橋面板均同時采用了兩個shell63 單元的彈性模擬。

表1 正交異性鋼橋面板模型構造尺寸

圖2 有限元模型

1.3 關注的疲勞細節

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

圖3 疲勞裂縫細節的節點位置

1.4 加載方式

受單側單軸車輪疲勞荷載影響的正交異性鋼橋面板疲勞應力的范圍在橫向和縱向均較短， 因此本文著重考慮單側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單軸前后兩側雙輪的車輪疲勞荷載加載，根據國家加載規范的規定，在200 萬次疲勞周期加載中的疲勞荷載應力振幅為70 MPa。

對于車輪鋪裝層的著陸受力擴散面積， 國家規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， 如果考慮受力擴散效應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，節點A、B、C 的最大主應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，當輪載橫向加載位置處于0.57 m 時，節點A 的最大正應力取得最大值；當輪載橫向加載位置處于0.45 m 時，節點B和節點C 的均取得最大正應力的最大值， 且出現最大正應力值處即為疲勞細節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，當輪載橫向加載位置處于0.66 m 時，節點A 和節點B 的取得最大正應力的最大值； 而當輪載橫向加載位置處于0.94 m 時， 節點C的最大正應力取得最大值。

2.2 縱橋向最不利加載位置計算分析

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

圖4 疲勞關注節點輪載橫向移動時各工況對應應力

圖5 疲勞關注節點縱橋向加載時的應力歷程

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

表2 普通縱肋正交異性鋼橋面板應力幅

由圖5(b)可知，對于大縱肋正交異性鋼橋面板，當輪載縱向加載位置在10.28 m 時，疲勞關注節點A 最大主應力取得最大值；疲勞關注節點B 最大主應力出現位置與疲勞關注節點A 相同； 當輪載縱向加載位置在9.68 m 或10.88 m 時，疲勞關注節點C 最大主應力取得最大值；最大主應力出現位置即為疲勞細節對應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力幅(表3)。

表3 大縱肋正交異性鋼橋面板應力幅

由疲勞關注節點在橫縱橋向雙輪加載時的等效應力幅和歷程運動關系圖可以清楚地看出，在雙輪荷載的作用下疲勞關注節點的等效應力幅為變幅，通過采用計算公式泄水法可以精確計算等效疲勞關注應力節點的變幅值，計算公式如下：

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

3 結論

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 個疲勞加載細節為主要研究對象，對普通鋼橋縱肋和大縱肋構成的正交異性鋼橋面板分別進行在橫橋向和縱橋向疲勞加載方式下的疲勞加載分析，得到以下的結論。

(1)通過分析計算，得到的疲勞效應力細節幅值在橫橋向與普通縱橋向車輪荷載下的等效疲勞應力幅值，均滿足了規范設計要求的200 萬次疲勞應力循環次數對應的疲勞應力幅限值，由此可以說明兩種縱肋正交異性的鋼橋面板均具有優異的疲勞性能。

(2)大縱肋正交異性鋼橋面板在疲勞細節C 處的等效應力幅增幅最大，達到8.9%，表明該類型鋼橋面板的受力強度有明顯的“放大”現象。

(3)無論是普通縱肋還是大縱肋正交異性鋼橋面板，疲勞細節C 處的等效應力幅值均為最大，說明疲勞細節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造細節。