超長服役期正交異性橋面板主梁力學性能評估

李紹成，安 然

(1.東營市公路事業發展中心，山東 東營 257091;2.山東大學，山東 濟南 250100)

0 引言

正交異性鋼橋面板具有重量輕、承載能力強、可模塊化現場施工等獨特優勢，在大跨徑鋼橋中得到廣泛應用[1-3]。早期建設的正交異性鋼橋面板橋梁上部一般采用瀝青鋪裝，形成鋼-瀝青鋪裝橋面體系。這種橋面體系主要存在兩種缺陷，即疲勞開裂和橋面銹蝕。其中疲勞開裂主要出現在鋼構件與鋼構件連接的焊縫位置，主要因素包括長期高頻重載行車作用，設計缺陷，制作、焊接工藝不成熟等，如1997年建成的廣東虎門大橋[4]，1999年建成的廈門海滄大橋[5]等。而橋面銹蝕主要因為瀝青鋪裝層與鋼橋面板之間沒有抗剪連接件，在重載車、溫度、雨水等因素的耦合作用下瀝青鋪裝層極易破損，使內部鋼橋面板直接暴露在水和空氣之中，加速了鋼板的銹蝕，如1999年建成的江陰大橋[6]，2000年建成的重慶鵝公巖大橋[7]等。經過多年的超期超載服役后，很多鋼橋實際常年處于破損與修復的狀態，橋梁的安全性和耐久性難以保證，亟需對其工作性能進行系統性的評估，找出結構的重點薄弱環節，為行車安全提供保障，也為后續的加固維修提供依據。

本文以某運營33年的正交異性鋼橋面板斜拉橋為例，基于現場檢測結果，結合有限元模型，對鋼主梁的承載能力、剛度退化特征，以及疲勞性能進行了系統性的研究，并與現行規范進行對比，揭示了超長服役期正交異性鋼橋面板斜拉橋的重點薄弱環節及其工作性能退化機制。

1 工程概況

某正交異性鋼橋面板斜拉橋已運營33年，2019年經檢測，主橋總體技術狀況評定為四類，其中上部結構評定為四類、下部結構為三類、橋面系評定為四類，如圖1所示，主梁的主要病害為：1)正交異性橋面板縱肋對接焊縫開裂嚴重，橫梁過焊孔處疲勞裂縫較多，橫梁截面剛度有很大削弱。2)橋面瀝青鋪裝存在嚴重的破損、坑槽、車轍、松散、開裂現象，致使鋼主梁底板、節點板、高強螺栓等主要受力構件嚴重銹蝕，鋼板截面產生很大削弱。3)主梁節段現場拼接處連接較弱、連接板脫落，橋面出現明顯折角。

2 基于檢測結果的主梁靜力性能檢算

2.1 計算參數

結合現場檢測情況，鋼梁的缺損狀況評定標度為5，查JTG/T J21—2011公橋梁承載能力檢測評定規程[8]中的表7.7.2，可知承載能力檢算系數Z1=0.8。活載影響修正系數ζq通過式(1)計算：

ζq=(ζq1ζq2ζq3)1/3

(1)

其中，ζq1為交通量的活載影響修正系數；ζq2為大噸位車輛混入率的活載影響修正系數；ζq3為軸荷分布的活載影響修正系數。

經計算，交通量影響修正系數ζq1為1.01；橋梁現階段限高2.8 m，重載車輛不能通行，大噸位車輛混入率的活載影響修正系數ζq2取值為1，軸荷分布的活載影響修正系數ζq3取值為1。代入式(1)，活載影響修正系數ζq為1.003。

荷載組合參照JTG D60—2015公路橋涵設計通用規范[9]考慮以下三種作用效應組合：

荷載組合Ⅰ：永久作用+汽車荷載+人群。

荷載組合Ⅱ：永久作用+汽車荷載+人群+風荷載+溫度效應+制動力。

荷載組合Ⅲ：永久作用+掛車荷載。

2.2 主梁構件強度檢算

按照實際檢測情況，采用MIDAS有限元軟件建模，對主梁斜拉橋進行計算。模型采用桁架單元、梁單元及板單元進行模擬，全橋共計19 530個單元。

2.2.1 強度檢算

經計算，在計算最大正應力和剪應力時，荷載組合Ⅱ均為最不利工況，如圖2所示，最大拉應力位置出現在主跨跨中下緣，為136.6 MPa，最大剪應力位置發生在邊跨支座位置，應力值69.7 MPa。

表1為3種荷載組合下應力計算結果與JTJ 025—86公路橋涵鋼結構及木結構設計規范[10]容許應力值的對比，經過檢算，服役期鋼主梁的應力檢算結果均小于檢算應力容許值，滿足規范要求。

表1 正截面應力檢算

2.2.2 主梁剛度退化影響分析

通過模擬計算分析明確主要荷載作用下節段連接處彎曲剛度的變化對橋梁線性平順性的影響。

表2列出了主梁節段連接處縱橋向彎曲剛度未折減、折減10%，50%，70%后，在恒載作用以及汽車荷載作用下的跨中撓度，括號中為撓度的增量。可知，僅恒荷載作用下，中跨跨中撓度分別只增加了0.1 mm，0.6 mm，1.4 mm，這是因為斜拉橋主梁為多點彈性支撐形成高次超靜定系統，這種均布恒載對節段連接的縱橋向彎曲剛度不敏感，因此對主梁撓度的線性平滑性及數值基本沒有影響。

表2 恒載和汽車荷載對跨中撓度影響

在汽車荷載作用下中跨跨中的撓度分別增加了14.6 mm，60.7 mm以及200.2 mm，導致汽車荷載作用下在主梁節段連接處下撓曲線存在明顯折角，因此，主梁節段連接處縱向連接減弱及橋面折角病害主要是由于節點處因銹蝕、開裂、連接綴板脫落導致的剛度下降，在汽車荷載反復疲勞作用形成的。

3 基于現場試驗的主梁疲勞強度檢算

為明確主梁疲勞性能，選取正交異性橋面板縱肋、頂板、橫隔板交叉位置進行現場疲勞試驗，如圖3(a)所示。測試疲勞細節包括：細節1：縱肋-頂板焊縫；細節2：橫隔板-縱肋起焊點豎向焊縫；細節3：橫隔板-縱肋起焊點橫向焊縫；細節4：橫隔板弧形切口自由邊，如圖3(b)所示。

在鋼主梁頂板按JTG D64—2015公路鋼結構橋梁設計規范[11]放置標準疲勞車模型Ⅲ，每個疲勞細節布置2個應變片，采用名義應力法[12-13]對疲勞細節進行兩點線形外推，外推公式如式(2)所示：

εhs=1.67ε0.4t-0.67ε1.0t

(2)

其中，εhs為焊趾處的結構應變;ε0.4t和ε1.0t分別為距離焊趾處0.4t和1.0t的參考點測得的應變；t為板厚。

考慮損傷等效系數后[14]，將測試值轉換為200萬次等效常值應力幅，表3為各疲勞細節熱點應力計算值與規范計算值的對比，由表3可知，細節1和細節2均不能滿足規范200萬次疲勞強度的要求，存在較高的開裂風險；需要注意的是，細節4計算值為壓應力，理論上開裂風險較低，然而實際檢測過程中卻發現該處開裂最為嚴重，這可能是因為早期鋼構件制造精度不高，使開裂處存在微小缺陷。

表3 疲勞細節熱點應力檢算

4 結論

本文基于現場檢測結果，結合有限元模型，對超長服役期正交異性鋼橋面板斜拉橋鋼主梁的剩余承載力、剛度退化特征，以及疲勞性能進行了系統性的研究，得出以下結論：

1)經33年運營后，主梁的正應力及剪應力均能達到規范要求，承載能力可以得到保證。

2)均布恒載對節段連接的縱橋向彎曲剛度不敏感，對主梁撓度的線性平滑性及數值基本沒有影響，主梁節段連接處縱向連接減弱及橋面折角病害主要是由于節點處因銹蝕、開裂、連接蓋板脫落導致的剛度下降，在汽車荷載反復疲勞作用下形成的。

3)縱肋-頂板焊縫以及橫隔板-縱肋起焊點橫向焊縫不能滿足規范200萬次疲勞強度要求，存在較高開裂風險；實橋檢測橫隔板弧形切口自由邊開裂嚴重，這因為早期鋼構件制造精度不高，使開裂處存在微小缺陷造成的。