陳念念，吉伯海，何翠穎，陳壯壯

(河海大學土木與交通學院，江蘇南京210098)

正交異性鋼橋面板因具有自重輕、強度高、穩(wěn)定性好、制作施工方便等優(yōu)勢在大跨徑纜索體系橋梁中得到廣泛應(yīng)用[1]。目前世界各國已建成的正交異性鋼橋面板類橋梁已超過1 500座，中國正在運營和規(guī)劃中的該類橋梁有200余座[2]。但正交異性鋼橋面板由面板、縱向加勁肋、橫隔板、縱隔板等焊接而成，構(gòu)造復雜，應(yīng)力集中明顯，極易產(chǎn)生疲勞裂紋。橋梁檢測和研究表明，疲勞裂紋多發(fā)生在U肋和頂板連接焊縫、U肋與橫隔板連接焊縫、弧形缺口等細節(jié)處。

針對正交異性鋼橋面板疲勞開裂細節(jié)，國內(nèi)外學者開展了大量研究，結(jié)果表明鋼橋面板構(gòu)造參數(shù)、焊接殘余應(yīng)力、應(yīng)力幅等因素會對疲勞性能產(chǎn)生影響[3-5]。就斜拉橋而言，斜拉索會對鋼箱梁施加軸向壓應(yīng)力作用，國外學者較多關(guān)注拉索軸力對拉索疲勞性能的影響，國內(nèi)學者則較多關(guān)注拉索索梁錨固區(qū)域的疲勞性能研究[6-8]。而有關(guān)軸力對鋼橋面板構(gòu)造細節(jié)處疲勞性能的影響國內(nèi)外相關(guān)研究較少。鑒于此，文中以國內(nèi)某橋為背景，采用數(shù)值模擬方法對軸力作用下正交異性鋼橋面板疲勞性能進行研究，考察多種工況下U肋與頂板焊縫、U肋與橫隔板焊縫、弧形切口疲勞等細節(jié)處的應(yīng)力變化。

1 計算模型

1.1 模型建立

參照主跨1 088 m雙塔雙索面的某大橋，以其主梁軸線為基準建立全橋有限元模型，全橋劃分為866個節(jié)點，共1 122個單元；主梁采用beam4梁單元模擬，拉索采用link10單元模擬，單元號分別為1～145和317～588，主梁和拉索通過剛臂連接。圖1為某大橋相關(guān)尺寸，在其桿系有限元模型中x方向為縱橋向，z方向為橫橋向，y方向為豎直方向。圖2為成橋階段軸力圖，即1～145號主梁節(jié)點x方向的力軸。由圖2可知，該大橋鋼箱梁全截面受壓，峰值位于橋塔處，南北塔軸力分別可達220 320，220 330 kN，主梁跨中軸力幾乎為0，軸力變化趨勢呈M型。

以軸力最大的索塔部位鋼箱梁為研究對象，建立正交異性鋼橋面板有限元模型，如圖3。本模型橫橋向取8個U肋和1道縱隔板，縱橋向取5道橫隔板；橋面鋪裝層厚度取55 mm；橫橋向長度為4 800 mm，相鄰U肋間隔600 mm，縱橋向長度13 200 mm，間隔分別為3 000，2 800，2 800，3 000 mm；頂板厚24 mm，U 肋厚10 mm，橫隔板厚14 mm，縱隔板厚24 mm，U 肋斷面尺寸300 mm×290 mm×180 mm。頂板與U 肋連接焊縫的焊腳尺寸為4 mm，橫隔板與頂板連接焊縫的焊腳尺寸為7 mm，U 肋與橫隔板連接焊縫的焊腳尺寸為7 mm，縱隔板與頂板和橫隔板連接焊縫的焊腳尺寸為8 mm。

圖1 國內(nèi)某斜拉橋Fig.1 A cable-stayed bridge in China

圖2 成橋階段主梁軸力Fig.2 Axial force of main beam in bridge forming stage

圖3 鋼橋面板有限元模型Fig.3 Finite element model of the steel bridge deck

整個模型采用實體單元與殼單元結(jié)合的方式建立，主要采用S4R殼單元和C3D8R實體單元，疲勞細節(jié)處網(wǎng)格種子為2 mm，全局網(wǎng)格種子20 mm，過渡區(qū)網(wǎng)格種子2～20 mm，如圖4。鋼箱梁采用的鋼材型號為Q345qD，彈性模量和泊松比分別為2.06×105MPa，0.3，鋪裝層彈性模量取1 000 MPa，泊松比0.3。頂板和鋪裝層、頂板和U肋、橫隔板的連接均采用Tie方式，即將兩個單獨的表面連接在一起使兩者之間無相對運動，該類型的約束允許兩個區(qū)域表面創(chuàng)建的網(wǎng)格不一致。為體現(xiàn)軸力對鋼橋面板構(gòu)造細節(jié)處應(yīng)力的影響，僅約束頂板及縱肋和鋪裝層2個方向平動自由度，在箱梁截面施加Z方向均布荷載44.4 MPa，即根據(jù)圣維南原理用均布力替代軸力，同時約束橫隔板全部自由度。

圖4 疲勞細節(jié)處網(wǎng)格劃分Fig.4 Mesh generation at the fatigue details

1.2 荷載工況

研究表明輪載在縱橋向與橫橋向的應(yīng)力影響范圍較小，可忽略車軸、輪重及車輛間的應(yīng)力疊加效應(yīng)[9]，因此，根據(jù)《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計規(guī)范》JTG D64—2015[10]的疲勞荷載計算模型Ⅲ進行加載，且僅考慮單聯(lián)軸單側(cè)雙輪荷載，單側(cè)軸重60 kN，加載面積200 mm×600 mm，荷載集度0.5 MPa。橫橋向選取11種加載工況，工況H6荷載中心位于縱隔板正上方，工況H1，H2，H3，H4，H5與工況H7，H8，H9，H10，H11關(guān)于yz面對稱。單聯(lián)軸單側(cè)雙輪荷載加載縱向影響線范圍為兩跨橫隔板間距[11]，各工況縱橋向取從橫隔板B#至橫隔板D#向，步長200 mm，共29 個荷載歩，荷載步命名為L1～L29，各工況荷載中心沿x軸坐標分別為-750，-600，-450，-300，-150，0，150，300，450，600，750 mm。根據(jù)荷載中心位置的不同，橫向加載可分為3種典型工況，即荷載中心位于U肋正上方、U肋側(cè)壁正上方、兩U肋中心[12]，各加載工況如圖5。

圖5 加載工況示意圖Fig.5 Schematic diagram of loading conditions

2 焊縫應(yīng)力分析

2.1 U肋與頂板焊縫

2.1.1 最不利工況分析

U肋與頂板焊縫構(gòu)造細節(jié)處的疲勞性能在橫隔板處和兩橫隔板中間段存在差異，橋梁檢測也表明疲勞裂紋多發(fā)生于橫隔板處，考慮軸力這一因素，分別提取各工況下橫隔板處和兩橫隔板中間段U肋與頂板連接焊縫D1和D2處主應(yīng)力。圖6為橫隔板處U肋與頂板連接焊縫D1和D2處主應(yīng)力，圖7為中間段U肋與頂板連接焊縫D1和D2處主應(yīng)力。D1和D2處發(fā)生的疲勞開裂破壞與殘余應(yīng)力、應(yīng)力比、荷載作用位置等因素密切相關(guān)[13]。在局部應(yīng)力作用下，焊縫處變形也較為復雜。全橋有限元計算結(jié)果表明，由于斜拉索水平分力作用，鋼箱梁承受巨大的軸向壓力作用。因此，考慮到軸力作用，以主應(yīng)力為考察指標研究最不利工況較為合理。

圖6 橫隔板處U肋與頂板焊縫細節(jié)主應(yīng)力變化Fig.6 Variation of principal stress in detail of U-rib and roof weld at the diaphragm

圖7 中間段U肋與頂板焊縫細節(jié)主應(yīng)力變化Fig.7 Variation of principal stress in detail of U-rib and roof weld in the middle section

由圖6可知：在H1，H2，H3，H4，H5工況下，橫隔板處U肋與頂板焊縫D1和D2處主應(yīng)力均呈單峰分布，且均為壓應(yīng)力，D1和D2處最大主應(yīng)力發(fā)生在縱橋向坐標為0處(荷載步L15)，分別為43.06，108.53 MPa，此時荷載中心橫橋向坐標為-150 mm，即工況H5；關(guān)注x=-450 mm 處，即4#U 肋與頂板焊縫處，工況H1 與H5相對稱，其荷載中心均距D1為300 mm，而最不利工況并未在H1工況下出現(xiàn)，其焊趾處主應(yīng)力為21.50 MPa，焊根處主應(yīng)力為9.5 MPa，分別比H5工況下主應(yīng)力下降51%，91%，認為設(shè)置縱隔板的鋼箱梁，在車輪荷載作用下應(yīng)力重新分布，應(yīng)力對稱性不再明顯；將單聯(lián)軸單側(cè)雙輪荷載加載在縱隔板的另一側(cè)，即H7，H8，H9，H10，H11工況下，D1和D2處主應(yīng)力不再呈單峰分布，其值隨著荷載縱向位置的改變幾乎不再變化。

由圖7可知：中間段U肋與頂板焊縫主應(yīng)力峰值位于z=-1 400 mm附近，D1和D2縱橋向位于該處，橫橋向位于x=450 mm處，與橫隔板處D1和D2關(guān)于縱隔板對稱；此時H6，H7，H8，H9，H10，H11工況下焊趾和焊根處主應(yīng)力呈單峰或雙峰分布，H9工況時主應(yīng)力最大，荷載中心位于D1正上方，其余與橫隔板處U肋與頂板焊縫細節(jié)主應(yīng)力變化類似，不同之處是由于橫隔板的約束引起。

2.1.2 軸力作用下應(yīng)力分析

各工況下U肋與頂板焊縫均處于全截面受壓狀態(tài)且未超過材料的壓縮屈服極限，一般認為不會導致疲勞裂紋的發(fā)生。但橋面板與U肋連接處的殘余應(yīng)力測試表明，在U肋與頂板焊縫連接處5 mm內(nèi)，頂板的殘余應(yīng)力為拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)力約為140 MPa，相當于材料屈服強度的0.34倍[14]，焊縫位置依然處于拉應(yīng)力狀態(tài)，符合裂紋萌生的條件。萌生處疲勞問題符合單軸疲勞理論，即疲勞起裂方向垂直于焊縫方向[15]。這種情況，U肋與頂板焊縫最不利工況下起裂點處應(yīng)力分析應(yīng)考察垂直于焊縫方向的正應(yīng)力，圖8為H5工況下橫隔板處U肋與頂板連接焊縫D1和D2處正應(yīng)力對比曲線，圖9為H9工況下中間段U肋與頂板連接焊縫D1和D2處正應(yīng)力對比曲線。

相豐委員的問題很直接：“近幾年市政府及有關(guān)部門在違建治理方面力度大、手段硬，效果明顯，但個別區(qū)域違建現(xiàn)象仍然存在。創(chuàng)城成功之后，一些區(qū)域占道經(jīng)營、店外經(jīng)營現(xiàn)象有所反彈。對這些違法行為，條例都有明確規(guī)定，處罰措施也很具體。請問執(zhí)法部門如何加大執(zhí)法監(jiān)管力度，加強違建治理，規(guī)范經(jīng)營行為，保持市容市貌的整潔有序？”

圖8 橫隔板處U肋與頂板焊縫正應(yīng)力對比曲線Fig.8 Contrast curves of normal stress between U-rib and roofweld at the diaphragm

圖9 中間段U肋與頂板焊縫應(yīng)力特征Fig.9 Stress characteristics of U-rib and roof weld in the middle section

圖8表明：橫隔板處U肋和頂板焊縫D1和D2處幾乎為壓應(yīng)力循環(huán)，在軸力作用下最大應(yīng)力與最小應(yīng)力均有降低，但應(yīng)力幅基本相同；D1處有無軸力情況下平均應(yīng)力分別為17.54，15.18 MPa，降低了15.5%左右，D2處平均應(yīng)力幾乎不受軸向力影響。Ya 等[16]研究表明焊趾處平均應(yīng)力15%左右的變化對焊根處的疲勞損傷影響不大。因此，軸力的施加對橫隔板處U肋和頂板焊縫疲勞性能影響不大。

中間段U肋與頂板焊縫正應(yīng)力有著相似的變化規(guī)律。由圖9可看出：有無軸力狀態(tài)下，U肋與頂板焊縫D1處應(yīng)力變化趨勢完全相同，都呈現(xiàn)單峰分布和完全壓應(yīng)力循環(huán)；D2處最大壓應(yīng)力在軸向力作用下降低1.18 MPa，基本沒有變化，有無軸力的應(yīng)力幅均為46.64 MPa，基本無差別，平均應(yīng)力分別為-23，-22 MPa，變化微小。由此可見，軸力對中間段U肋與頂板焊縫受力性能無影響。

2.2 U肋與橫隔板焊縫

2.2.1 最不利加載工況分析

研究表明：U肋與橫隔板焊縫及圍焊焊趾處應(yīng)力較大[17]；弧形缺口應(yīng)力集中最大點位于弧形缺口有效截面最小處[18]。因此，文中以圍焊細節(jié)U肋焊趾、弧形缺口有效截面最小處、橫隔板焊趾處作為關(guān)注點，即D3，D4，D5處，該細節(jié)縱向位于跨中，橫向位于x=-450 mm，即4#橫隔板與頂板連接焊縫。

圖10為D3處主應(yīng)力變化情況。由圖10可知：在工況H1，H2，H3，H4，H5，H6時，U肋與橫隔板圍焊處最大主應(yīng)力呈明顯的對稱雙峰分布；工況H7，H8，H9，H10，H11時，U肋與橫隔板圍焊處主應(yīng)力分布較為平緩，大致為一條水平線，而應(yīng)力峰值縱向出現(xiàn)在兩個橫隔板的跨中附近，即B#橫隔板與C#橫隔板之間，并未出現(xiàn)在U肋與橫隔板焊縫的正上方。圖11，12分別為D4，D5處主應(yīng)力變化情況。

圖10 D3 處主應(yīng)力變化情況Fig.10 Variation of principal stress at D3

圖11 D4 處主應(yīng)力變化情況Fig.11 Variation of principal stress at D4

圖12 D5 處主應(yīng)力變化情況Fig.12 Variation of principal stress at D5

由圖11可看出：縱橋向主應(yīng)力峰值均偏離U肋與橫隔板焊縫正上方，其中D4處偏離較小，認為在車輛荷載作用下，橫隔板出現(xiàn)面外變形，荷載偏心應(yīng)力是引起橫隔板面外變形的重要因素，因此關(guān)注點處縱向最不利荷載位置發(fā)生偏移；橫橋向最不利位置均為輪載位置，位于U肋與橫隔板焊縫上方，即工況H3。由圖10～12可知，H3工況下關(guān)注點D3，D4，D5中D4承受壓應(yīng)力，但D4存在殘余拉應(yīng)力，依據(jù)文獻[19]可知荷載作用下該處依然會出現(xiàn)疲勞裂紋。

2.2.2 軸力作用下應(yīng)力分析

圖14為有無軸力作用下D4處主應(yīng)力對比情況。由圖14可見：有無軸向力狀態(tài)下，橫隔板弧形缺口處主應(yīng)力變化趨勢完全相同，都呈現(xiàn)非對稱的雙峰分布，橫隔板弧形缺口處的應(yīng)力呈現(xiàn)完全壓應(yīng)力循環(huán)；軸力對D4處最大應(yīng)力、應(yīng)力幅、平均應(yīng)力幾乎沒有影響，表明軸力對疲勞缺口受力性能幾乎沒有影響。

圖13 D3 處主應(yīng)力對比情況Fig.13 Comparison of principle stress at D3

圖15為有無軸力作用下D5處主應(yīng)力對比情況。由圖15可見：有無軸力作用下，D5處主應(yīng)力變化趨勢相同，都呈非對稱的雙峰分布，橫隔板焊趾處的應(yīng)力均呈完全拉應(yīng)力循環(huán)；軸力作用下，D5處的應(yīng)力最大值由29.34 MPa 增大到44.33 MPa，增大了48.8%；有無軸向力的應(yīng)力幅分別為26.79，26.81 MPa，無明顯差別，平均應(yīng)力分別為30.93，15.93 MPa，軸力作用下平均應(yīng)力提高了近1倍。

圖14 D4 處主應(yīng)力對比情況Fig.14 Comparison of principle stress at D4

圖15 D5 處主應(yīng)力對比情況Fig.15 Comparison of principle stress of D5

3 結(jié) 論

1)軸力作用下，中間處頂板與U肋焊縫最不利工況位于焊縫正上方，U肋與橫隔板圍焊處和橫隔板焊趾處最不利工況縱向位于相鄰兩個橫隔板的跨中附近，弧形缺口處最不利工況縱向位于距跨中400 mm附近，橫橋向位于弧形缺口正上方。

2)軸力對U肋與頂板焊縫焊根和焊趾處應(yīng)力幅幾乎沒影響，平均應(yīng)力影響最大處為橫隔板處U肋與頂板焊縫焊根，其有15%左右的變化，受力性能影響較??；軸力對弧形缺口處應(yīng)力幅和平均應(yīng)力幾乎沒有影響。

3)軸力對U肋與橫隔板圍焊處和橫隔板焊趾處的應(yīng)力幅幾乎沒影響，但使平均應(yīng)力提高了近1倍，軸力對該細節(jié)受力性能影響較為顯著。