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鋼橋面板U肋與頂板焊根疲勞壽命預(yù)測(cè)方法對(duì)比分析

2015-01-22 07:07楊沐野吉伯海傅中秋徐漢江

楊沐野, 吉伯海, 傅中秋, 徐漢江

(1.河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院,江蘇 南京 210098; 2.蘇州市航道管理處,江蘇 蘇州 215000)

鋼橋面板U肋與頂板焊根疲勞壽命預(yù)測(cè)方法對(duì)比分析

楊沐野1, 吉伯海1, 傅中秋1, 徐漢江2

(1.河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院,江蘇 南京 210098; 2.蘇州市航道管理處,江蘇 蘇州 215000)

摘要:為了對(duì)正交異性鋼橋面板U肋與頂板焊縫疲勞細(xì)節(jié)進(jìn)行輪載作用下受力分析及損傷度預(yù)測(cè)影響因素分析,以南京長(zhǎng)江三橋及實(shí)測(cè)車流數(shù)據(jù)為背景,建立多種有限元模型,對(duì)不同的疲勞效應(yīng)計(jì)算方法進(jìn)行對(duì)比分析.結(jié)果表明:鋼橋面板的應(yīng)力幅計(jì)算中,采用國(guó)內(nèi)車輪橫向分布模型所計(jì)算的輪跡修正系數(shù)約為歐洲規(guī)范車輪橫向分布模型的0.7~0.8倍.基于累計(jì)損傷破壞準(zhǔn)則,名義應(yīng)力法偏安全;有效缺口應(yīng)力法的預(yù)測(cè)穩(wěn)定性不夠;針對(duì)文中鋼橋面板細(xì)節(jié)的有限元疲勞壽命預(yù)測(cè),1 mm熱點(diǎn)應(yīng)力法理論性強(qiáng),結(jié)果穩(wěn)定性好,結(jié)果最為精確.建議使用該方法對(duì)鋼橋面板頂板與橫隔板細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞預(yù)測(cè).

關(guān)鍵詞:鋼橋面板;疲勞壽命預(yù)測(cè);輪載橫向分布;有限元模型

0引言

正交異性鋼橋面板在國(guó)內(nèi)外大跨徑鋼橋中得到廣泛應(yīng)用.日本、歐美等國(guó)家較早使用正交異性鋼橋面板,這些國(guó)家發(fā)現(xiàn)鋼橋面板焊接結(jié)構(gòu)疲勞開(kāi)裂問(wèn)題普遍存在,有些甚至在短時(shí)間內(nèi)引發(fā)橋梁脆斷事故[1~2].國(guó)內(nèi)一些大跨徑纜索支承橋梁在建成運(yùn)營(yíng)不久后,也發(fā)現(xiàn)有疲勞開(kāi)裂的情況,主要出現(xiàn)在頂板、U肋及橫隔板位置[3].在常見(jiàn)鋼橋面板疲勞裂紋危害中鋼橋面板頂板與U肋連接處的疲勞裂紋危害最為嚴(yán)重,焊接缺陷引起的頂板裂紋多發(fā)生在焊趾處或焊跟處,并沿頂板厚度方向貫通,如圖1所示.

正交異性鋼橋面板受橋面體系與蓋板體系的共同影響,一旦出現(xiàn)疲勞裂紋,維修、加固困難.橋梁運(yùn)營(yíng)階段長(zhǎng)期的車輛荷載是導(dǎo)致正交異性鋼橋面板疲勞破壞的主要原因[4],隨著我國(guó)交通流量急劇增加,重載和超載車輛增多,在對(duì)橋面板構(gòu)件進(jìn)行長(zhǎng)期疲勞損傷預(yù)測(cè)研究時(shí),需要對(duì)交通流進(jìn)行同步預(yù)測(cè).鋼橋面板構(gòu)件細(xì)節(jié)局部應(yīng)力計(jì)算是分析疲勞損傷的重要依據(jù).針對(duì)頂板部位疲勞細(xì)節(jié),國(guó)際焊接協(xié)會(huì)IIW、歐洲規(guī)范Eurocode對(duì)其局部應(yīng)力計(jì)算提供了相關(guān)建議;文獻(xiàn)[5]采用板殼單元模型對(duì)頂板細(xì)節(jié)的應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算[5];對(duì)于橫隔板處的頂板細(xì)節(jié),文獻(xiàn)[6]簡(jiǎn)化頂板并考慮橋面鋪裝、輪跡分布的影響.

筆者以南京長(zhǎng)江三橋及其實(shí)測(cè)車流數(shù)據(jù)為背景,通過(guò)非線性回歸的方法給出交通流預(yù)測(cè)數(shù)學(xué)模型,對(duì)鋼橋面板頂板的兩處疲勞細(xì)節(jié)進(jìn)行輪載作用下受力分析及影響因素分析.為討論模型對(duì)疲勞損傷預(yù)測(cè)準(zhǔn)確性的影響,建立多種局部模型,基于不同的疲勞效應(yīng)計(jì)算方法,對(duì)細(xì)節(jié)處損傷度及壽命進(jìn)行對(duì)比分析.

1交通流統(tǒng)計(jì)預(yù)測(cè)

將南京長(zhǎng)江三橋的交通流數(shù)據(jù)作為基礎(chǔ),采用基于概率論的統(tǒng)計(jì)預(yù)測(cè)方法進(jìn)行交通流量預(yù)測(cè).一般認(rèn)為僅載重較大的車輛才會(huì)引起橋梁結(jié)構(gòu)的疲勞損傷,因此疲勞車輛荷載通過(guò)對(duì)大橋50 kN以上的實(shí)測(cè)車流統(tǒng)計(jì)得到[7].據(jù)2006年~2010年8月各類貨車等效軸重均值統(tǒng)計(jì)分析,不同車型的車輛軸重及軸距如表1所示.采用最大軸載140 kN(即車輪荷載70 kN)的單車輪進(jìn)行加載分析,單輪接觸面積為200 mm×300 mm.

由大橋2006~2010年7月、8月的交通流數(shù)據(jù)可知,大橋50 kN以上的車流量年增長(zhǎng)率為29.0%、7.2%、4.8%及14.2%.為準(zhǔn)確描述交通流量未來(lái)的發(fā)展規(guī)律,這里采用非線性組合回歸方法,建立基于多項(xiàng)式回歸與對(duì)數(shù)表達(dá)式回歸的交通流量數(shù)學(xué)模型,如圖2所示.由圖2可知,2006~2025年大橋日平均交通流量增長(zhǎng)較快,2025~2070年大橋交通流量呈緩和增長(zhǎng)趨勢(shì),2070年后交通流量趨于飽和.

2損傷度預(yù)測(cè)影響因素

2.1全橋與局部模型的影響

以南京長(zhǎng)江三橋作為工程背景,該橋?yàn)閲?guó)內(nèi)第一座鋼塔斜拉橋.主跨跨徑為648 m,主梁采用連續(xù)扁平鋼箱梁,并采用閉口U肋加勁的正交異性鋼橋面構(gòu)造.

大橋有限元模型通過(guò)ANSYS軟件建立.跨中節(jié)段的鋼箱梁采用殼單元Shell63模擬,其余位置的鋼箱梁、主塔采用梁?jiǎn)卧狟eam4模擬,拉索采用桿單元Link10模擬.假設(shè)主梁變形符合平截面假定,跨中節(jié)段的鋼箱梁與相鄰鋼箱梁間建立剛域.跨中節(jié)段的鋼箱梁模型,網(wǎng)格尺寸為0.2 m,車輪加載位置進(jìn)行局部細(xì)化,網(wǎng)格尺寸為0.01 m×0.01 m.為了模擬車輛荷載作為質(zhì)量-彈簧模型在鋼橋面板上運(yùn)行的過(guò)程,采用Mass21質(zhì)量單元模擬車輛重量,并通過(guò)Combine14彈簧單元將質(zhì)量單元與主梁進(jìn)行連接.圖3所示為大橋的全橋混合單元模型.

文獻(xiàn)[8]認(rèn)為鋼橋面板模型橫向取6根及以上U肋,縱向取3個(gè)以上橫隔板間距時(shí),其計(jì)算結(jié)果與整體模型的計(jì)算結(jié)果相差不大.為節(jié)約計(jì)算空間,可建立鋼橋面板局部板殼模型.在鋼橋面板橫向取7根U肋,縱向取6個(gè)橫隔板間距,如圖4所示.

由于頂板疲勞裂紋主要沿垂直于縱向焊縫開(kāi)展,根據(jù)國(guó)際焊接協(xié)會(huì)推薦,取距離焊縫1.5t(頂板厚度)的橫向應(yīng)力作為參考指標(biāo)[9].圖5為鋼橋面板頂板疲勞細(xì)節(jié)示意圖.

圖6為鋼橋面板頂板細(xì)節(jié)在兩種模型下分析得到的應(yīng)力影響線.橫隔板處、橫隔板間頂板細(xì)節(jié)的應(yīng)力影響線形狀一致.車輪到達(dá)計(jì)算點(diǎn)位置時(shí),橫向應(yīng)力峰值明顯.兩模型分析得到的頂板細(xì)節(jié)應(yīng)力幅相差均小于5.0%.采用局部板殼模型分析得到的結(jié)果合理,且可以提高計(jì)算效率,下文中采用鋼橋面板局部模型進(jìn)行討論.

2.2縱向應(yīng)力幅疊加效應(yīng)

在分析多軸車輪作用下車輪間相互影響時(shí),采用的表1中三軸車的軸重與軸距加載.圖7為三軸、單軸車輪作用下頂板細(xì)節(jié)的應(yīng)力影響線,采用單輪P1的橫向加載方式.在三軸車輪作用下,頂板細(xì)節(jié)出現(xiàn)3個(gè)明顯的橫向應(yīng)力峰值,后軸橫向應(yīng)力峰值最大.單軸作用引起的橫向應(yīng)力峰值與三軸加載吻合,車輪縱向間的相互影響很小.在鋼橋面板的應(yīng)力幅計(jì)算中,可以忽略車輪作用的相互影響作用[10],因此,在以下計(jì)算分析中,在順橋向僅考慮單軸車輪效應(yīng).

2.3車輪橫向分布的影響

對(duì)鋼橋面板局部模型進(jìn)行加載分析,參考虎門大橋車輪軌跡統(tǒng)計(jì)分析結(jié)果,假定橫橋向以150 mm為一種分布情況[11].因車輪在某些位置行駛概率較小,這里只分析P1,P2,P3 3種,加載工況及車輪橫向分布概率如圖8所示.

圖9為單輪作用下,橫向3種加載位置對(duì)應(yīng)

的頂板細(xì)節(jié)應(yīng)力影響線.在橫隔板處,P1位置對(duì)疲勞細(xì)節(jié)受力較為不利,橫向應(yīng)力峰值達(dá)到-93.04 MPa;單輪P2作用下,疲勞細(xì)節(jié)應(yīng)力峰值為正值,這是由U肋與橫隔板交接處剛度突變引起的.在橫隔板間,單輪P2加載對(duì)疲勞細(xì)節(jié)受力較為不利,橫向應(yīng)力峰值達(dá)到-73.62 MPa.由圖9可知,對(duì)于兩個(gè)不同縱向位置的頂板細(xì)節(jié),橫向不利加載位置并不一致,這與橫隔板對(duì)頂板與U肋剛度的局部補(bǔ)強(qiáng)作用有關(guān).

為了描述車輪橫向分布對(duì)鋼橋面板疲勞的影響,這里根據(jù)文獻(xiàn)[8]的研究,采用車輪橫向分布影響因子αL來(lái)描述影響程度.計(jì)算公式如式(1)所示,

(1)

式中:λi為任意位置應(yīng)力幅與最不利位置應(yīng)力幅之比;αL為車輪橫向分布影響因子.

根據(jù)公式計(jì)算得到橫隔板處、橫隔板間的影響因子分別為0.77和0.76,對(duì)應(yīng)的應(yīng)力幅下降了20%~25%.表明在考慮車輪橫向分布之后,與只考慮最不利荷載位置相比,頂板細(xì)節(jié)疲勞壽命預(yù)測(cè)值增加了1.7~2.0(1.23~1.253)倍,車輛行駛時(shí)輪載橫向分布對(duì)頂板細(xì)節(jié)疲勞壽命預(yù)測(cè)的影響不應(yīng)忽略.

2.4輪跡修正系數(shù)

根據(jù)數(shù)值計(jì)算得到的頂板與橫隔板疲勞細(xì)節(jié)應(yīng)力影響線,采用泄水計(jì)數(shù)法提取疲勞細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅與應(yīng)力循環(huán)次數(shù),將疲勞細(xì)節(jié)應(yīng)力幅按Miner線性等效損傷原理,計(jì)算考慮車輪橫向分布的等效應(yīng)力幅.其計(jì)算公式如式(2)所示,

(2)

式中:Δσeq為等效應(yīng)力幅;n為應(yīng)力循環(huán)次數(shù);pi為第i次車輪橫向位置所對(duì)應(yīng)的概率;Δσi第i次的應(yīng)力幅;m為S-N曲線的斜率參數(shù),一般取3.0.

3種加載情況下,構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力影響線和輪跡線分布頻率,計(jì)算出輪跡橫向分布模型下的等效應(yīng)力幅,與最不利加載位置所計(jì)算的疲勞應(yīng)力幅之比為應(yīng)力幅輪跡修正系數(shù),如表2所示.由表2可知,南京三橋輪跡修正系數(shù)與荷蘭規(guī)范較為接近.采用國(guó)內(nèi)車輪橫向分布模型所計(jì)算的輪跡修正系數(shù)約為歐洲規(guī)范車輪橫向分布模型的0.7~0.8倍.

3疲勞方法損傷度對(duì)比分析

3.1疲勞效應(yīng)計(jì)算模型

(1)板殼單元法.采用前文中建立的局部板殼模型加載得到計(jì)算應(yīng)力幅,按公式(2)計(jì)算得各車型的等效應(yīng)力幅,并進(jìn)行輪跡修正及沖擊系數(shù)修正,沖擊系數(shù)參考BS5400取1.25.

(2)名義應(yīng)力法.采用簡(jiǎn)化梁理論進(jìn)行疲勞效應(yīng)計(jì)算.對(duì)于兩個(gè)簡(jiǎn)化梁模型均采用最不利橫向加載,其名義應(yīng)力可以采用力學(xué)公式(3)表示為

(3)

橋面板的有效作用寬度為順橋向?qū)?.2 m.

(3)1 mm熱點(diǎn)應(yīng)力法.取構(gòu)件表面以下1 mm處的應(yīng)力值作為熱點(diǎn)應(yīng)力.頂板細(xì)節(jié)的熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算模型如圖10所示,頂板細(xì)節(jié)考慮焊縫未熔透率為40%.疲勞細(xì)節(jié)位置網(wǎng)格細(xì)化尺寸為1 mm.

(4)有效缺口應(yīng)力法.在焊接接頭處,不規(guī)則的焊縫缺陷采用有效半徑r=1 mm半徑的虛擬圓孔模擬缺口[12].圖11為頂板細(xì)節(jié)的有效缺口應(yīng)力計(jì)算模型.

這4種方法的計(jì)算應(yīng)力幅等效換算與局部板殼單元法一致.將以上這4種應(yīng)力計(jì)算方法,與上文中鋼橋面板局部板殼模型的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,并用前文中得到的細(xì)節(jié)處修正系數(shù)對(duì)等效應(yīng)力幅進(jìn)行修正,修正系數(shù)=沖擊系數(shù)×輪跡修正系數(shù).

3.2疲勞細(xì)節(jié)預(yù)測(cè)方法對(duì)比

為比較各疲勞評(píng)估方法對(duì)應(yīng)的頂板細(xì)節(jié)損傷情況,需根據(jù)實(shí)際情況選擇合適的S-N曲線.在失效概率2.28%情況下,這4條S-N曲線如圖12所示.

參照上文預(yù)測(cè)未來(lái)120年的日交通量確定荷載循環(huán)數(shù),由累積損傷定律進(jìn)行損傷度計(jì)算.表3列出了頂板上兩處細(xì)節(jié)在同一失效概率2.28%下使用50年后的損傷度.

對(duì)于兩類細(xì)節(jié),名義應(yīng)力法計(jì)算得到的疲勞損傷度都為最大,都為1 mm熱點(diǎn)應(yīng)力法對(duì)應(yīng)的疲勞損傷度的2倍以上;有效缺口應(yīng)力法對(duì)兩類細(xì)節(jié)計(jì)算的損傷度最不穩(wěn)定.對(duì)該類鋼橋面板細(xì)節(jié)的損傷預(yù)測(cè),理論上是熱點(diǎn)應(yīng)力法最為精確,但在工程應(yīng)用中依然是名義應(yīng)力最為適用.缺口應(yīng)力在焊縫處的局部應(yīng)力變化陡峭,且缺口應(yīng)力受到缺口半徑與板厚之比r/t影響,在有限元模擬時(shí)相較其他方法更為不穩(wěn)定,仍需對(duì)模型細(xì)節(jié)進(jìn)行修正.

4結(jié)論

(1)采用局部模型分析疲勞受力具有合理的精度.同時(shí)在鋼橋面板的應(yīng)力幅計(jì)算中,可以忽略縱向車輪間的相互影響作用,車輪橫向分布情況對(duì)頂板細(xì)節(jié)疲勞壽命預(yù)測(cè)影響較大.

(2)基于累計(jì)損傷破壞準(zhǔn)則,名義應(yīng)力法偏安全,建議作為構(gòu)件理想狀態(tài)下壽命評(píng)估參考值;有效缺口應(yīng)力法仍需對(duì)模型細(xì)節(jié)進(jìn)行更深入的研究修正以確保預(yù)測(cè)結(jié)果的穩(wěn)定性.

(3)針對(duì)文中鋼橋面板細(xì)節(jié)的有限元疲勞壽命預(yù)測(cè),1 mm熱點(diǎn)應(yīng)力法理論性強(qiáng),結(jié)果穩(wěn)定性好,結(jié)果最為精確.建議使用該方法對(duì)鋼橋面板頂板與橫隔板細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞預(yù)測(cè).

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Contrastive Analysis of Fatigue Life Prediction Methods for Welding Roots in U-Rib and Orthotropic Steel Bridge Deck

YANG Mu-ye1, JI Bo-hai1, FU Zhong-qiu1, XU Han-jiang2

(1.College of Civil and Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China; 2.Suzhou Waterways Management Division, Suzhou 215000, China)

Abstract:Based on the 3rd Nanjing Yangtze River Bridge and the measured data of traffic, the analysis of the stress and damage prediction influencing factors of the fatigue details on welding roots in U-Rib and orthotropic steel bridge deck under the and the wheel load is made. Based on the cumulative damage failure criterion, fatigue damage degree calculated by nominal stress method is more reliable and notch stress is not stable while compare to other methods. For the steel deck plate details in this paper, FE analysis prediction of fatigue life showed that 1mm hot spot stress method is of strong theory and most accuracy results. This approach is recommended for predicting the fatigue life of details on welding roots in U-Rib and orthotropic steel bridge decks.

Key words:orthotropic steel deck; fatigue life prediction; transverse running locations distribution; FEM analysis

中圖分類號(hào):U441+.4

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

doi:10.3969/j.issn.1671-6833.2015.02.006

文章編號(hào):1671-6833(2015)02-0022-06

作者簡(jiǎn)介:楊沐野(1989-),女,江蘇常州人,河海大學(xué)博士生,主要從事鋼橋疲勞與維護(hù)研究,E-mail:ymy410@163.com.

基金項(xiàng)目:國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51278166);高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金(20120094110009);江蘇省交通科學(xué)研究計(jì)劃項(xiàng)目(2011Y09-1,2012Y13)

收稿日期:2014-10-25;

修訂日期:2014-12-03