車輛輪跡線位置對鋼橋面板疲勞部位應力的影響分析

朱庚申

（云南省設計院集團有限公司，云南 昆明 650228）

0 引言

鋼結構具有自重輕，承載能力高等突出優點，在傳統鋼筋混凝土和預應力鋼筋混凝土橋難以達到較大跨度的情況下，鋼橋得到越來越廣泛地應用。21世紀以來，作為縱橫向受力良好，可智能化制造的正交異性鋼橋面板受到了橋梁設計者的關注，并應用于大跨度橋梁建設當中。正交異性鋼橋面板在靜力方面表現出突出優勢，但隨著服役期車輛荷載的反復作用，板件各連接部位疲勞累計損傷嚴重，出現了一系列疲勞問題。自1971 年，英國Severn 橋疲勞裂紋被報告以來，國內外學者對正交異性鋼橋面板疲勞性能進行了相關的試驗研究和數值理論研究[1-2]。

正交異性鋼橋面板由多個構造細節組成，其中縱肋與頂板焊接接頭疲勞問題最為顯著。該部位一旦發生疲勞開裂，裂紋將直接降低局部輪載下面板的承載能力，威脅行車安全。在目前設計中，出現了縱肋與頂板雙面焊焊接接頭，相關研究中也證實了該接頭能夠提高鋼橋面板的疲勞抗力[3-4]，且能夠將傳統單面焊焊接接頭由焊根開裂向頂板厚度方向擴展的疲勞裂紋遷移至由外側焊縫焊趾開裂沿頂板厚度方向擴展的疲勞裂紋，更便于鋼橋健康監測和后期加固等。現以正交異性鋼橋面板雙面焊焊接接頭為研究對象，以國際焊接協會（IIW）所推薦的熱點應力評估方法為手段[5]，利用ANSYS 有限元軟件對該細節進行了不同輪跡線位置的疲勞應力分析，得到了各工況下的熱點應力歷程，以期提高相關鋼橋設計人員對縱肋與頂板雙面焊焊接接頭疲勞性能的認識。

1 疲勞節段模型幾何尺寸

以國內某大跨徑斜拉橋鋼橋面板為項目背景，有關文獻研究表明[1]，疲勞問題屬于輪載下的鋼橋局部損傷劣化問題，橫向選取5 個U 肋長度，縱向取4 個橫隔板間距能夠反映縱肋與頂板焊接接頭受力特征。因此，此處選取三跨橫隔板間距為3 m 的節段模型進行研究，所關注的縱肋與頂板雙面焊焊接接頭位于第二跨中間縱肋處，疲勞節段模型幾何尺寸和關注位置如圖1 所示。

圖1 節段模型幾何參數和關注位置圖（單位：mm）

所選取的疲勞節段模型主要參數為：頂板厚度為16 mm，縱肋上口寬300 mm，高300 mm，厚度為8 mm，橫隔板厚度為14 mm，縱肋外懸臂長度為500 mm。加載形式采用歐規（Eurocode 3）疲勞車模型[6]，單輪荷載大小為60 kN，作用面積為400 mm×400 mm，模型分析時，偏安全不考慮鋪裝層的擴散作用。選取三條主要輪跡線進行分析，所在位置如圖1 所示，LC1 為縱肋正上方加載位置；LC2 為騎縱肋加載形式；LC3 為縱肋間加載位置。雙面焊焊接接頭是在傳統單面焊焊接接頭的基礎上，在縱肋內部增加一條角焊縫而形成，是一種新型的構造細節形式[3]，外側焊縫采用75%熔透率的埋弧焊形式，焊腳尺寸為12.1 mm，高度為9.2 mm，內側角焊縫焊腳尺寸為6 mm，高度為6 mm。雙面焊焊接接頭幾何參數如圖2 所示。

圖2 雙面焊焊縫參數圖（單位：mm）

2 熱點應力分析方法

疲勞抗力決定了鋼橋面板服役期的疲勞壽命。目前針對疲勞抗力評估方法的研究層出不窮。早期學者提出了名義應力方法，能夠對鋼橋面板構造細節進行評估，但由于應力取值點位置難以統一，因此評估結果準確性較差。隨著研究者對鋼橋疲勞破壞損傷機理的認識，切口應力方法和結構應力方法相繼被提出。兩者對于建模較為復雜，且結果處理繁瑣不易于工程應用。近年來，不依賴于構造細節S-N 曲線的斷裂力學評估方法應運而生。該方法能很好地從本質上闡述疲勞失效機理，但是疲勞壽命受初始裂紋尺寸影響較大。

對于鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭而言，裂紋萌生于內側焊縫焊趾部位（失效模式1）和外側焊縫焊趾部位（失效模式2）沿頂板擴展的疲勞失效模式是其重要疲勞失效模式。而IIW 所推薦的具有明確含義的熱點應力評估方法不僅給出了取值點位置，同時也給出了具體計算公式。其內在含義代表關注細節的焊趾處裂紋萌生點。IIW 給出了三種熱點取值點位置，現采用應用較為廣泛的第一種計算方法對縱肋與頂板雙面焊焊接接頭進行應力分析，以內側焊縫為例，即通過距焊縫焊趾0.4 倍的板厚位置點σ0.4t和1.0 倍的板厚位置點σ1.0t的應力數值線性外推得到該焊趾處熱點應力σhs，鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭沿頂板開裂的疲勞失效模式和分析對象熱點應力外推圖示如圖3 所示，其中t 為頂板厚度。

圖3 疲勞失效模式和分析對象熱點應力外推圖示

IIW 所推薦的熱點應力第一種外推公式見下式（1），其中σ0.4t和σ1.0t的數值通過ANSYS 有限元軟件計算得到。

3 有限元模型

3.1 約束情況和歐規疲勞車模型

根據所選取的疲勞節段模型在鋼箱梁中所處位置，對其邊界條件進行約束。具體約束情況為，頂板橫向兩側約束橫橋向位移以模擬周圍梁體對其橫向限位作用；隔板底部約束豎向位移以模擬橫隔板對橋面板的支承作用；縱橋向對一端縱肋和頂板進行縱橋向約束，另一端不約束，以模擬縱橋向橋面板變形能夠自由。

采用歐規疲勞車單車模型進行鋼橋面板疲勞應力分析，相關研究文獻表明[1]，疲勞主要受單個輪載影響，歐規疲勞車模型中橫橋向輪距為2.0 m，縱橋向最小輪距為1.2 m，橫向輪距較遠超出縱肋與頂板雙面焊焊接接頭影響面范圍，因此該項目加載主要考慮單側前后輪影響，如圖4 所示，其中w 為疲勞車車身寬度。

圖4 選取輪載位置圖（單位：mm）

3.2 有限元模型

采用ANSYS 有限元軟件，對頂板、縱肋和橫隔板等各板件進行離散化，建立該項目所選取的節段模型的數值有限元模型，對圖1 中的關注位置網格進行加密，網格尺寸控制在3 mm 內，關注區域外網格尺寸較大。為保證模型分析結果具有較高精度，模型均采用六面體單元，其中關注位置單元類型為solid95 二次實體單元，關注位置外為solid45 實體單元，有限元模型如圖5 所示。

圖5 有限元模型圖示

4 計算結果分析

按照圖1 所示加載工況，每個加載工況，縱橋向移動步長為100 mm。由于模型對稱，因此縱向加載范圍為：從最外側橫隔板正上方開始加載逐步移動至第二跨跨中位置，每個加載工況下共46 個荷載步，有限元模型共計138 個荷載步。為便于表述，將輪跡線位置與三種加載工況相對應（見表1）。

表1 輪跡線位置一覽表

為加載方便，ANSYS 有限元軟件中采用單輪加載，前后輪應力結果通過影響線疊加得到。縱肋與頂板雙面焊焊接接頭疲勞應力主要受主壓應力作用，因此，在分別獲取σ0.4t和σ1.0t的數值的基礎上，通過式（1）進行線性外推，得到了三種輪跡線下內側焊縫頂板焊趾和外側焊縫頂板焊趾的熱點應力歷程，分別如圖6 和圖7 所示。

圖6 內側焊縫頂板焊趾熱點應力歷程圖示

圖7 外側焊縫頂板焊趾熱點應力歷程圖示

計算表明：（1）內側焊縫和外側焊縫頂板焊趾處的熱點應力均具有顯著的局部特征，當輪載通過該焊接接頭時，應力水平最大，就三種典型輪跡線位置而言，輪跡線2（騎縱肋加載形式）最為不利，其次為輪跡線3（縱肋間加載形式），兩輪跡線位置應力相差較小，輪跡線1（縱肋正上方加載形式）應力數值較小，進行結構設計時，應盡量將輪跡線位置布置在縱肋正上方，以避免發生疲勞破壞。（2）外側焊縫頂板焊趾熱點應力幅值接近40 MPa，大于內側焊縫頂板焊趾熱點應力歷程，表明沿外側焊縫頂板焊趾處開裂向頂板厚度方向擴展是鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭主導疲勞失效模式，通過熱點應力歷程對比分析，也證實了新型雙面焊焊接接頭能夠實現疲勞失效模式由傳統單面焊焊根遷移至雙面焊外側焊縫頂板焊趾，便于監測和加固，因此新型雙面焊焊接接頭具有廣闊的發展前景。

為認識鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭應力特征，以輪跡線1 和輪跡線3 為例，給出了單輪荷載通過該部位時的主壓應力分布，如圖8 所示，內外側頂板焊趾處均具有較大的主壓應力。

圖8 主壓應力分布圖（單位：MP a）

5 結論

（1）通過有限元數值模擬，得到了鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭內側焊縫頂板焊趾和外側焊縫頂板焊趾的熱點應力歷程曲線。

（2）對于鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭而言，車輛騎縱肋加載的輪跡線2 和縱肋間加載的輪跡線3 均具有較大疲勞應力，設計時應將輪跡線盡量布置在縱肋正上方位置。

（3）裂紋沿外側頂板焊趾開裂，沿頂板厚度方向擴展的疲勞失效模式是鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭主導疲勞失效模式。