基于熱點(diǎn)應(yīng)力的鋼橋面典型構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞分析

葉九發(fā)， 翁怡軍， 張宇， 衡俊霖

(1.中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司， 成都 610031； 2.深圳大學(xué)土木與交通工程學(xué)院， 深圳 518060)

正交異性鋼橋面構(gòu)造細(xì)節(jié)處存在大量現(xiàn)場焊接焊縫與拼接接頭，存在初始缺陷和應(yīng)力集中，且構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力影響線長度較其他部位短，同一輛車通過就能引起多次應(yīng)力循環(huán)，使得構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力循環(huán)次數(shù)較其他部位高，導(dǎo)致其首先到達(dá)疲勞壽命，成為鋼橋面疲勞開裂的起始點(diǎn)。因此對(duì)于正交異性鋼橋面，如何快速高效地分析評(píng)價(jià)其疲勞構(gòu)造細(xì)節(jié)，成為研究熱點(diǎn)[1-2]。

正交異性鋼橋面疲勞數(shù)值評(píng)價(jià)方法主要可以分為兩類：①宏觀參數(shù)評(píng)價(jià)方法，即名義應(yīng)力法；②局部參數(shù)評(píng)價(jià)方法。名義應(yīng)力法是應(yīng)用最為廣泛的疲勞評(píng)價(jià)方法，所得名義應(yīng)力可以看作是焊趾附近板件或者焊喉處的平均應(yīng)力[3]，僅包含了構(gòu)件的宏觀幾何形態(tài)在焊縫附近所帶來的應(yīng)力集中，未計(jì)入焊縫帶來的局部應(yīng)力集中[3-4]。名義應(yīng)力法是一種較簡單有效的疲勞評(píng)價(jià)方法。但名義應(yīng)力中包含的應(yīng)力場信息較少，對(duì)局部應(yīng)力集中反映不完整。同時(shí)，在應(yīng)用名義應(yīng)力法進(jìn)行疲勞評(píng)價(jià)時(shí)，需要根據(jù)設(shè)計(jì)規(guī)范或者指南中的規(guī)定、人為地選擇構(gòu)造細(xì)節(jié)所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力-壽命(S-N)曲線，這一過程存在較大的主觀性。為了克服名義應(yīng)力法存在的不足，近年來基于局部力學(xué)參數(shù)的疲勞評(píng)價(jià)方法逐漸成為研究熱點(diǎn)。

大量研究者提出和完善了多種局部評(píng)價(jià)方法，其中以結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)應(yīng)力方法最為成熟。結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)應(yīng)力，早期也稱作參考應(yīng)力或者幾何應(yīng)力，是指結(jié)構(gòu)構(gòu)件中潛在疲勞失效處(熱點(diǎn))的一種虛擬應(yīng)力。根據(jù)文獻(xiàn)[1]，焊接構(gòu)件焊趾處的應(yīng)力可以分解為由軸力引起的膜應(yīng)力σm、由彎曲引起彎曲應(yīng)力σb和由焊趾形態(tài)引起的局部集中應(yīng)力σnl，σnl表現(xiàn)為沿板厚方向分布的自平衡非線性應(yīng)力。在熱點(diǎn)應(yīng)力σhs計(jì)算中，僅計(jì)入膜應(yīng)力σm和彎曲應(yīng)力σb疊加，而不考慮σnl。熱點(diǎn)應(yīng)力法在橋梁焊接結(jié)構(gòu)的疲勞性能評(píng)估上得到了較為廣泛應(yīng)用。鄭凱峰等[5]通過建立精細(xì)化有限元模型，采用名義應(yīng)力法和熱點(diǎn)應(yīng)力法對(duì)常規(guī)等厚U肋鋼橋面和新型厚邊U肋鋼橋面進(jìn)行對(duì)比和評(píng)價(jià)。彭強(qiáng)等[6]采用熱點(diǎn)應(yīng)力法評(píng)估了雙面焊正交異性鋼橋面板的疲勞強(qiáng)度。張清華等[7]通過建立大縱肋組合橋面板階段有限元模型，采用熱點(diǎn)應(yīng)力法和損傷累計(jì)理論評(píng)價(jià)新型承托式縱肋與橫肋交叉構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞性能。以上研究表明，熱點(diǎn)應(yīng)力法在評(píng)估焊接結(jié)構(gòu)疲勞性能上具有較高的可靠性。

因此，現(xiàn)歸納和總結(jié)三種焊縫疲勞性能評(píng)價(jià)方法，結(jié)合實(shí)際橋梁工程背景建立節(jié)段精細(xì)有限元模型，通過相關(guān)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范確定車輛荷載和日均車流量，通過有限元模型計(jì)算分析頂板-縱肋焊縫和頂板-橫肋焊縫部位熱點(diǎn)應(yīng)力，并進(jìn)行對(duì)比和分析，對(duì)正交異性鋼橋面的評(píng)估、設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供參考。

1 各類熱點(diǎn)應(yīng)力法的原理與特征

通過長期研究實(shí)踐，熱點(diǎn)應(yīng)力方法趨于成熟和實(shí)用。在國際焊接協(xié)會(huì)(International Institute of Welding， IIW)、歐洲標(biāo)準(zhǔn)化委員會(huì)(Comité Européen de Normalisation， CEN)、美國焊接學(xué)會(huì)(American Welding Society， AWS)、挪威船級(jí)社(Det Norske Veritas， DNV)等機(jī)構(gòu)制定的規(guī)范中，熱點(diǎn)應(yīng)力方法都得到不同程度體現(xiàn)。結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算大多建立在對(duì)焊縫構(gòu)造細(xì)節(jié)進(jìn)行精細(xì)化有限元分析基礎(chǔ)之上，通過對(duì)分析結(jié)果進(jìn)行處理得到熱點(diǎn)應(yīng)力σhs。根據(jù)定義σhs=σm+σb，熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算需要消除非線性應(yīng)力σnl成分。隨著熱點(diǎn)應(yīng)力法的發(fā)展，出現(xiàn)各種不同方式的計(jì)算方法，其中較為代表性的有：① IIW[3]建議的表面線性外推方法(linear surface extropolation, LSE)；② Radaj 等[8]推薦的沿板厚積分方法(through thickness at the weld toe， TTWT)；③ Dong[9]提出的帶剪應(yīng)力修正的沿板厚積分的方法(以下簡稱Dong方法)，三種方法的基礎(chǔ)原理示意如圖1所示。

σx為正應(yīng)力；τxy為剪應(yīng)力；t為計(jì)算板件厚度；δ為參考點(diǎn)到焊趾距離圖1 三種結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算方法示意Fig.1 Three calculating method of hot spot stress

1.1 表面線性外推方法(LSE)

表面線性外推方法(LSE)的理論基礎(chǔ)是板件表面應(yīng)力中的膜應(yīng)力σm和彎曲應(yīng)力σb總體上符合線性增長趨勢。因此，即可采用焊趾前方的構(gòu)件表面應(yīng)力進(jìn)行線性外推插值，以確定焊趾處的熱點(diǎn)應(yīng)力，如圖1所示。

可以看出，LSE方法中熱點(diǎn)應(yīng)力結(jié)果與外推插值參考點(diǎn)位置的選取有較大關(guān)聯(lián)。經(jīng)過大量研究論證，IIW提出了兩類較為常用的參考點(diǎn)選取準(zhǔn)則[3]：“0410”準(zhǔn)則，即參考點(diǎn)選取在距離焊趾0.4倍和1.0倍板厚位置；“0515”準(zhǔn)則，即參考點(diǎn)選取在距離焊趾0.5倍和1.5倍板厚位置。其中，“0410”準(zhǔn)則適用于高精度網(wǎng)格，其單元尺寸應(yīng)小于0.4倍板厚；“0515”準(zhǔn)則適用于精度較低的網(wǎng)格，其單元尺寸應(yīng)小于1.0倍板厚。為保證結(jié)果精確性，采用高精度網(wǎng)格和“0410”準(zhǔn)則，熱點(diǎn)應(yīng)力σhs的計(jì)算公式為

σhs=1.67σ0.4t-0.67σ1.0t

(1)

式(1)中：σ0.4t為距焊趾0.4倍板厚處的計(jì)算應(yīng)力；σ1.0t為距焊趾1.0倍板厚處的計(jì)算應(yīng)力。

1.2 沿板厚積分方法(TTWT)

沿板厚積分方法(TTWT)[8]中，熱點(diǎn)應(yīng)力直接在驗(yàn)算焊趾處采用沿板厚方向的截面應(yīng)力分布進(jìn)行計(jì)算，如圖1所示?？梢钥闯?，這一應(yīng)力分布中包含了自平衡非線性成分σnl。但是，通過沿板厚方向進(jìn)行積分，能夠有效地消除分線性成分而只保留線性成分σm+σb，即實(shí)現(xiàn)熱點(diǎn)應(yīng)力的提取。TTWT方法的熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算公式為

(2)

式(2)中：σx(T)為沿板厚的正應(yīng)力分布。

1.3 帶剪應(yīng)力修正的沿板厚積分方法(Dong方法)

Dong方法[9]與TTWT方法較為類似，均建立在沿板厚進(jìn)行積分的基礎(chǔ)上。不同的是，Dong方法沒有直接選取焊趾作為計(jì)算點(diǎn)，而是采用距焊趾δ的截面應(yīng)力分布，從而計(jì)入剪應(yīng)力修正，如圖1所示。Dong方法的熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算公式為

(3)

可以看出，Dong方法中δ值的選取熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算結(jié)果影響較大。基于此，在Dong方法計(jì)算中分別采用了δ=1、2、4、8 mm，以便進(jìn)行分析對(duì)比。

2 工程背景與模型建立

2.1 工程背景

某大橋主橋采用(52+148+480+148+52)m混合梁斜拉橋，等級(jí)為雙向六車道高速公路，如圖2所示。其中鋼箱梁全長720 m，標(biāo)準(zhǔn)梁段頂板厚為16 mm。頂板采用縱向U型和橫向倒T型肋加勁。其中，U肋尺寸為300 mm×300 mm×8 mm，橫向間距600 mm；T型高度1 200 mm，板厚12 mm，縱向間距3 100 mm。

2.2 模型建立

為研究該橋鋼橋面構(gòu)造細(xì)節(jié)的抗疲勞性能，選取鋼主梁段三道橫肋與兩道縱梁間6.2 m×2.4 m的局部節(jié)段，采用有限元軟件ANSYS，建立其鋼橋面精細(xì)有限元數(shù)值模型(圖3)，進(jìn)行疲勞性能分析研究，并同時(shí)采用名義應(yīng)力方法和前述三種熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算方法(線性外推LSE方法、板厚積分TTWT方法和考慮剪應(yīng)力修正的板厚積分Dong方法)進(jìn)行對(duì)比分析。研究表明[8]：頂板-縱肋連接焊縫和縱肋-橫肋連接焊縫是正交異性鋼橋面中兩類最主要控制性易疲勞構(gòu)造細(xì)節(jié)。因此，選取該兩類構(gòu)造細(xì)節(jié)，在其附近的1 200 mm×400 mm范圍內(nèi)，采用子模型技術(shù)建立計(jì)入焊縫幾何形態(tài)的局部高精度模型進(jìn)行疲勞評(píng)估，如圖4所示。其中，總體模型采用板殼單元Shell181進(jìn)行簡化模擬，局部精細(xì)化模型采用實(shí)體單元Solid45，以同時(shí)保證計(jì)算效率和精度。特別地，板殼單元與實(shí)體單元采用節(jié)點(diǎn)位移插值耦合方式連接，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)局部模型邊界條件精確模擬。此外，根據(jù)文獻(xiàn)[10]，局部精細(xì)化模型中焊縫附近的單元尺寸取為1 mm，且向外逐漸過渡，以滿足熱點(diǎn)應(yīng)力法要求。

3 車輛荷載模型與日均車流量

3.1 車輛荷載模型

由于鋼橋面構(gòu)造細(xì)節(jié)影響線長度短，多線和同線多車加載疊加效應(yīng)弱，疲勞驗(yàn)算時(shí)只需考慮單線單車加載[11]。因此，采用歐洲規(guī)范Eurocode 1中規(guī)定的疲勞模型3(FLM3)作為基準(zhǔn)驗(yàn)算車輛模型，如圖5所示。

圖2 全橋立面圖Fig.2 Elevation view of the bridge

圖3 總體模型示意圖Fig.3 Schematic of global model

構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞性能主要有應(yīng)力幅(S)和作用次數(shù)(N)決定，即S-N關(guān)系。現(xiàn)行鋼結(jié)構(gòu)疲勞相關(guān)設(shè)計(jì)規(guī)范和指南中，S-N關(guān)系通常采用雙對(duì)數(shù)曲線下的一系列折線表示(圖6)，并采用200萬次循環(huán)對(duì)應(yīng)的容許應(yīng)力幅作為疲勞強(qiáng)度。

圖4 構(gòu)造細(xì)節(jié)局部精細(xì)化Fig.4 Refinement at local details

圖5 基準(zhǔn)驗(yàn)算車輛模型Fig.5 Benchmark vehicle model for checking

ΔσR為細(xì)節(jié)類別應(yīng)力幅；ΔσD為常幅疲勞極限應(yīng)力幅；ΔσL為疲勞截止限應(yīng)力幅；m為斜率參數(shù)圖6 構(gòu)造細(xì)節(jié)的S-N線Fig.6 S-N curve of fatigue details

因此，疲勞分析中需要結(jié)構(gòu)各細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅和循環(huán)次數(shù)。其中，應(yīng)力幅由2.2節(jié)中的有限元模型計(jì)算得到，加載輪位和局部應(yīng)力分布分別如圖7和圖8所示；實(shí)際橋梁中，車輛荷載循環(huán)加載次數(shù)應(yīng)依據(jù)實(shí)際交通量確定。

圖7 加載輪位Fig.7 Loading position of the tires

圖8 局部應(yīng)力Fig.8 Local stress

3.2 日均車流量

根據(jù)《公路工程技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(JTG B01—2014)[12]，設(shè)計(jì)交通量采用小客車作為標(biāo)準(zhǔn)車型，每日每車道通行7 500輛小客車，并給出了各類型車型折算為小客車的折算系數(shù)，如表1所示。由于缺乏橋址附近的交通量實(shí)測和預(yù)測數(shù)據(jù)，本文研究中偏安全地采用設(shè)計(jì)交通量下限的2倍作為驗(yàn)算交通量，即每日每車道通行15 000輛小客車。既有研究表明[13]：小客車僅能在鋼橋面構(gòu)造細(xì)節(jié)處引起微量應(yīng)力幅，其疲勞致傷效應(yīng)可忽略不計(jì)。因此，分析中采用表1的折算系數(shù)，計(jì)算每日每車道可引起疲勞損傷的車輛(簡稱疲勞車)交通量。

表1 各類車型說明和折算系數(shù)Table 1 Different types of vehicle and its convert coefficient

同時(shí)，參考《正交異性鋼橋面系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和基本維護(hù)指南》(報(bào)批稿)[14]，假定基準(zhǔn)車輛模型等效占比總疲勞車30%?；诖?，即可推導(dǎo)每日每車道的等效基準(zhǔn)車輛交通量，如式4所示。計(jì)算結(jié)果表明，某大橋每日每車道等效基準(zhǔn)車輛交通量為2 250輛/d。

ADTl=pADTTl/Fc

(4)

式(4)中：ADTl為每日每車道等效基準(zhǔn)車輛交通量；ADTTl為每日每車道疲勞車交通量；FC為疲勞車折算系數(shù)，取2.0。

此外，由于交通法規(guī)和車輛性能限制，貨車主要在慢車道行駛。根據(jù)美國規(guī)范AASHTO規(guī)定[15]，對(duì)單向三車道以上公路橋梁驗(yàn)算時(shí)，慢車道貨車交通量可取為重貨車交通量的80%。因此，可進(jìn)一步地推得慢車道對(duì)應(yīng)的每日每車道等效基準(zhǔn)車輛交通量ADTsl，如式5所示。計(jì)算結(jié)果表明，某大橋慢車道日均等效基準(zhǔn)車輛交通量為5 400輛/d。

ADTsl=0.8NlADTl

(5)

式(5)中：ADTsl為慢車道日均等效基準(zhǔn)車輛交通量；Nl為單向總車道數(shù)，取值為3。

同時(shí)，由于鋼橋面構(gòu)造細(xì)節(jié)的影響線距離較短，計(jì)算應(yīng)力幅時(shí)基準(zhǔn)模型車軸間的相互影響可忽略。以基準(zhǔn)驗(yàn)算車為標(biāo)準(zhǔn)，某大橋慢車道日均循環(huán)次數(shù)即為4×5 400=21 600次/d。

相應(yīng)地，可依據(jù)圖7所示的疲勞壽命模型(S-N線)推導(dǎo)基于橋梁交通量計(jì)算基準(zhǔn)車輛荷載的調(diào)整系數(shù)λFLM3[16]，即

(6)

式(6)中：λFLM3為基準(zhǔn)車輛荷載交通量調(diào)整系數(shù)；Td為設(shè)計(jì)使用壽命，取100 年；m1為S為N線的首段斜率，取3.0；m2為S為N線的第二段斜率，取5.0。

根據(jù)式(6)算得某大橋的基準(zhǔn)車輛荷載交通量調(diào)整系數(shù)λFLM3約為3.73。此外，根據(jù)Eurocode3[17]和AASHTO[15]要求，疲勞驗(yàn)算時(shí)應(yīng)額外考慮車輛動(dòng)力系數(shù)(1+μ)=1.15。因此，研究中僅采用單輪荷載進(jìn)行應(yīng)力幅計(jì)算，并對(duì)基準(zhǔn)車輛荷載采用放大系數(shù)3.73×1.15=4.28≈4.3。

4 正交異性鋼橋面板疲勞兩處細(xì)節(jié)分析

4.1 頂板-縱肋焊縫構(gòu)造細(xì)節(jié)分析

頂板-縱肋焊縫是正交異性鋼橋面系統(tǒng)中分布最多且易疲勞構(gòu)造細(xì)節(jié)，其開裂對(duì)結(jié)構(gòu)使用性能危害也最為嚴(yán)重。對(duì)此構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度，AASHTO[15]和Eurocode 3[17]均有相關(guān)規(guī)定。其中，AASHTO規(guī)定頂板-縱肋焊縫對(duì)應(yīng)于疲勞強(qiáng)度分級(jí)中Category C，其200萬次的疲勞應(yīng)力幅約為90 MPa；Eurocode 3認(rèn)為這一構(gòu)造細(xì)節(jié)的強(qiáng)度等級(jí)為FAT 71，即200萬次的疲勞應(yīng)力幅為71 MPa。可以看出，AASHTO中此構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度高于Eurocode 3中規(guī)定。但是，根據(jù)文獻(xiàn)[19]，AASHTO中建議對(duì)該細(xì)節(jié)進(jìn)行驗(yàn)算時(shí)應(yīng)采用熱點(diǎn)應(yīng)力方法。

在進(jìn)行熱點(diǎn)應(yīng)力驗(yàn)算時(shí)，由于熱點(diǎn)應(yīng)力具有統(tǒng)一性，大部分規(guī)范中均未對(duì)構(gòu)造細(xì)節(jié)進(jìn)行較為詳細(xì)分類，僅就焊縫形態(tài)和受力模式進(jìn)行簡單分類。同時(shí)，頂板-縱肋構(gòu)造在熱點(diǎn)應(yīng)力驗(yàn)算中可看作是非受力角焊縫。Eurocode 3和IIW中，對(duì)此類構(gòu)造細(xì)節(jié)均給出了FAT 100的強(qiáng)度等級(jí)。值得一提的是，對(duì)于正交異性鋼橋面這一復(fù)雜的結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行疲勞驗(yàn)算時(shí)，AASHTO推薦偏保守地采用Category C曲線與熱點(diǎn)應(yīng)力相結(jié)合的方法。因此，本文研究中偏安全地對(duì)名義應(yīng)力法和熱點(diǎn)應(yīng)力法的疲勞強(qiáng)度分別采用FAT 71和FAT 90。

在細(xì)節(jié)精細(xì)化模型的基礎(chǔ)上[圖4(a)]，對(duì)上側(cè)焊趾細(xì)節(jié)的名義應(yīng)力和熱點(diǎn)應(yīng)力進(jìn)行了計(jì)算，如表2所示。其中，利用Dong方法計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力時(shí)，上側(cè)焊趾分別就d=1、2、4、8 mm進(jìn)行計(jì)算；對(duì)該細(xì)節(jié)處上側(cè)焊趾的應(yīng)力集中系數(shù)(SCF)進(jìn)行了計(jì)算，即熱點(diǎn)應(yīng)力與名義應(yīng)力之比[10]。

計(jì)算結(jié)果表明，頂板-縱肋焊縫細(xì)節(jié)均滿足疲勞強(qiáng)度要求；對(duì)比三種熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算結(jié)果表明，三種方法的計(jì)算結(jié)果相差不顯著，有較高的一致性，應(yīng)力集中系數(shù)為1.22～1.32，在焊趾前方具有一定應(yīng)力梯度；但是，Dong方法計(jì)算值最為保守，TTW方法計(jì)算值最小，LSE方法介于兩者之間；采用Dong方法計(jì)算時(shí)，當(dāng)參考平面離焊趾距離d小于0.5倍板厚時(shí)，不同的d取值的對(duì)比對(duì)計(jì)算結(jié)果影響較小。

表2 頂板-縱肋焊縫細(xì)節(jié)計(jì)算結(jié)果 Table 2 Calculating result of deck-rib weld detail

Dong方法在TTWT的基礎(chǔ)上計(jì)入剪應(yīng)力的影響，更能反映真實(shí)的應(yīng)力水平。但是，考慮到Dong方法后處理工作量較大，因此通?？梢圆捎肔SE方法進(jìn)行熱點(diǎn)應(yīng)力分析。

4.2 縱肋-橫肋構(gòu)造細(xì)節(jié)

在正交異性鋼橋面中所有構(gòu)造細(xì)節(jié)中，縱肋-橫肋由于受力復(fù)雜往往是最易發(fā)生疲勞開裂的構(gòu)造細(xì)節(jié)[19-20]。在輪壓荷載作用下，頂板和縱肋在縱向上會(huì)產(chǎn)生彎曲變形，從而帶動(dòng)橫隔板產(chǎn)生面外彎曲變形。同時(shí)，由于縱肋和橫肋采用過焊孔連接方式，縱肋在蘋果口處也會(huì)產(chǎn)生局部面外變形。在這兩類變形作用下，縱肋-橫肋連接焊縫處應(yīng)力水平較高，容易產(chǎn)生縱肋腹板豎向裂紋和縱肋-橫肋連接焊縫截止處縱肋腹板橫向裂紋。

Eurocode3僅就豎向裂紋給出了具體的強(qiáng)度等級(jí)，根據(jù)橫肋的厚度不同分為FAT 80和FAT 71兩類強(qiáng)度等級(jí)，且規(guī)定采用縱肋腹板上的縱向應(yīng)力進(jìn)行名義應(yīng)力幅驗(yàn)算[17]。在AASHTO中，豎向裂紋和橫向裂紋均得到了體現(xiàn)，并給出較為詳細(xì)的規(guī)定[15]。與Eurocode3相似，在驗(yàn)算縱肋-橫肋處豎向裂紋名義應(yīng)力幅時(shí)，AASHTO規(guī)定采用縱肋腹板上的縱向應(yīng)力，給出了Category C的強(qiáng)度等級(jí)。在驗(yàn)算焊縫截止處縱肋腹板橫向開裂時(shí)，AASHTO也給出了Category C的強(qiáng)度等級(jí)，同時(shí)建議結(jié)合熱點(diǎn)應(yīng)力方法進(jìn)行驗(yàn)算[13]。根據(jù)Eurocode 3[17]和IIW[3]中對(duì)熱點(diǎn)應(yīng)力構(gòu)造細(xì)節(jié)分類，該類細(xì)節(jié)的強(qiáng)度等級(jí)可認(rèn)為是FAT 100。因此，本文研究中偏安全地對(duì)名義應(yīng)力法和熱點(diǎn)應(yīng)力法的疲勞強(qiáng)度分別采用FAT 71和FAT 90。

在精細(xì)化模型的基礎(chǔ)上[圖4(b)]，對(duì)該細(xì)節(jié)處縱肋的腹板豎向開裂和縱肋的腹板橫向開裂進(jìn)行了名義應(yīng)力和熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算，分別如表3和表4所示。其中，在利用Dong方法計(jì)算時(shí)采用了d=1、2、4、8 mm驗(yàn)算截面，并將計(jì)算應(yīng)力代入相應(yīng)的S-N曲線估算疲勞壽命；對(duì)該細(xì)節(jié)處的應(yīng)力集中系數(shù)進(jìn)行了計(jì)算。

表3 縱肋-橫肋豎向開裂細(xì)節(jié)計(jì)算結(jié)果 Table 3 Calculating result of rib-beam vertical weld detail

表4 縱肋-橫肋橫向開裂細(xì)節(jié)計(jì)算結(jié)果 Table 4 Calculating result of rib-beam transvers weld detail

縱肋的腹板豎向開裂計(jì)算結(jié)果表明，在各種方法下，縱肋-橫肋焊縫細(xì)節(jié)均滿足疲勞驗(yàn)算要求；縱肋豎向裂紋算中，垂直于焊縫方向的名義正應(yīng)力較小，而名義主應(yīng)力較大；縱肋豎向開裂驗(yàn)算時(shí)，基于正應(yīng)力的TTWT和Dong方法結(jié)果均偏于不安全，僅有基于主應(yīng)力的LSE方法給出了較合理的結(jié)果。

對(duì)于Dong方法，盡管其計(jì)入了沿板厚方向的剪應(yīng)力影響，但忽略了其余方向剪應(yīng)力，從而導(dǎo)致其結(jié)果依然偏于不安全。該構(gòu)造細(xì)節(jié)主要承受剪力，致使TTWT和Dong方法的計(jì)算結(jié)果偏于不安全，主要考慮名義主應(yīng)力和LSE方法的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析。因此，在進(jìn)行縱肋豎向開裂驗(yàn)算時(shí)，推薦采用基于主應(yīng)力的LSE方法，其對(duì)應(yīng)的應(yīng)力集中系數(shù)為1.36。

縱肋的腹板橫向開裂結(jié)果表明，除d=1、2 mm的Dong方法外，縱肋-橫肋焊縫細(xì)節(jié)在其余計(jì)算方法下均滿足疲勞強(qiáng)度要求；在驗(yàn)算縱肋-橫肋焊趾處縱肋腹板橫向開裂時(shí)，TTWT和Dong方法的結(jié)果較為接近，且均高于LSE計(jì)算結(jié)果；Dong方法的計(jì)算結(jié)果呈現(xiàn)出隨d增加而減小的趨勢，但總體變化不大。

4.3 兩處細(xì)節(jié)分析對(duì)比

對(duì)以上兩處細(xì)節(jié)的應(yīng)力集中系數(shù)對(duì)比分析表明，縱肋-橫肋焊趾截止處應(yīng)力梯度較大，應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯；名義正應(yīng)力和主應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果均顯著低于各類熱點(diǎn)應(yīng)力方法，該現(xiàn)象由于驗(yàn)算位置處應(yīng)力狀態(tài)極為復(fù)雜，不能采用常規(guī)名義應(yīng)力法進(jìn)行精確反應(yīng)；為安全起見，主要考慮Dong方法的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析；此外，當(dāng)d=1、2 mm時(shí)，Dong方法的計(jì)算疲勞應(yīng)力幅略高于疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)值90 MPa，表明在縱肋-橫肋構(gòu)造細(xì)節(jié)處更易產(chǎn)生縱肋腹板的橫向開裂。

值得注意的是，目前Eurocode3[17]中對(duì)此處構(gòu)造細(xì)節(jié)的規(guī)定主要是針對(duì)縱肋的豎向開裂，對(duì)縱肋的橫向開裂僅在AASHTO[15]規(guī)范中有所體現(xiàn)。因此，在驗(yàn)算縱肋-橫肋細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度時(shí)，需要注意對(duì)焊趾截止處縱肋腹板的橫向開裂驗(yàn)算。

5 結(jié)論

選取了正交異性鋼橋面頂板-縱肋和縱肋-橫肋兩處典型構(gòu)造細(xì)節(jié)，在結(jié)合交通量進(jìn)行基準(zhǔn)車輛荷載調(diào)整后進(jìn)行了疲勞檢算，通過建立了計(jì)入焊縫實(shí)際幾何形態(tài)的局部精細(xì)化實(shí)體元模型，分析對(duì)比了名義應(yīng)力與三種熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算結(jié)果，并對(duì)應(yīng)力集中系數(shù)進(jìn)行了計(jì)算，得到以下結(jié)論。

(1)荷載類型和交通量對(duì)構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞壽命的影響也較顯著；疲勞驗(yàn)算中，應(yīng)在充分考慮橋梁承擔(dān)的荷載類型和交通量的基礎(chǔ)上，基于基準(zhǔn)疲勞車輛模型進(jìn)行折算。

(2) 在進(jìn)行頂板-縱肋構(gòu)造細(xì)節(jié)分析時(shí)，應(yīng)力集中系數(shù)表明焊趾前方具有一定應(yīng)力梯度，其應(yīng)力集中系數(shù)為1.22～1.32；此外，LSE方法的計(jì)算后處理工作量較小且與Dong法差距較小，推薦采用LSE方法進(jìn)行熱點(diǎn)應(yīng)力分析。

(3) 在進(jìn)行于縱肋-橫肋焊趾截止處縱肋腹板豎向開裂分析時(shí)，TTWT和Dong法為對(duì)多軸應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行詳細(xì)的考慮，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果偏于不安全；推薦采用基于主應(yīng)力的LSE方法，其對(duì)應(yīng)的應(yīng)力集中系數(shù)為1.36。

(4) 在進(jìn)行于縱肋-橫肋焊趾截止處縱肋腹板橫向開裂分析時(shí)，其應(yīng)力梯度較大，應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯，容易產(chǎn)生橫向開裂，應(yīng)在設(shè)計(jì)中需注意；除縱肋-橫肋焊縫d=1、2 mm的Dong方法計(jì)算結(jié)果略高外，名義應(yīng)力法和熱點(diǎn)應(yīng)力法的計(jì)算應(yīng)力幅分別能夠滿足FAT71和FAT90的疲勞強(qiáng)度；偏安全考慮，推薦采用Dong方法的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析，并且可偏安全地采用d=1、2 mm。