何翠穎 傅中秋 趙嘉瑋 孔祥明

(河海大學(xué)土木與交通學(xué)院 南京 210098)

0 引 言

近年來，隨著橋梁服役年限的增加及交通運(yùn)輸行業(yè)的快速發(fā)展，國內(nèi)外正交異性鋼橋面板橋梁疲勞損傷問題日益突出[1-2].對(duì)于當(dāng)前廣泛采用的典型閉口肋正交異性鋼橋面板而言，相關(guān)病害調(diào)研表明[3-5]，橫隔板弧形缺口位置是該類結(jié)構(gòu)中常見的疲勞易損部位之一.正交異性鋼橋面板為典型的薄壁焊接結(jié)構(gòu)，且直接承受車輛荷載的反復(fù)作用，易產(chǎn)生疲勞損傷.車輛荷載反復(fù)作用下的疲勞損傷是影響鋼橋運(yùn)營安全和耐久性能的重要控制因素[6].

目前，歐洲、美國及日本均對(duì)鋼橋的疲勞荷載做了大量研究，建立了符合各國交通現(xiàn)狀的標(biāo)準(zhǔn)疲勞荷載和標(biāo)準(zhǔn)疲勞車輛[7-8].各國規(guī)范對(duì)公路疲勞車輛荷載模型的規(guī)定不一且同一規(guī)范中也規(guī)定了不同的荷載模型，在模型建立及實(shí)驗(yàn)加載過程中車輪荷載的加載方式也不盡相同.不同的標(biāo)準(zhǔn)疲勞車模型規(guī)定不同的軸距、軸重等，對(duì)橋面板構(gòu)造細(xì)節(jié)產(chǎn)生的疲勞影響不同，因此，文中基于文獻(xiàn)[8]規(guī)定的疲勞車輛荷載模型，通過加載單聯(lián)軸單側(cè)雙輪荷載和雙聯(lián)軸單側(cè)雙輪荷載，開展有限元計(jì)算，研究橫隔板弧形缺口位置疲勞易開裂點(diǎn)在不同車輪荷載工況下的差異.

1 有限元模型

1.1 幾何模型及材料參數(shù)

采用有限元軟件建立正交異性鋼橋面板的節(jié)段模型，為提高計(jì)算效率，模型整體選取5道橫隔板和7道U肋，考慮鋼橋面板鋪裝對(duì)鋼橋面板受力的影響.相關(guān)文獻(xiàn)指出[9]，車輛荷載在主梁第一體系引起的應(yīng)力很小，為簡(jiǎn)化計(jì)算，可忽略不計(jì)，因此，進(jìn)行疲勞驗(yàn)算時(shí)，可去除主梁體系，即去除主梁的腹板、下翼緣及與之相連的構(gòu)件等，僅保留鋼橋面板、縱肋與橫梁.鋼橋面板的整體幾何模型見圖1，頂板、U肋與橫隔板各構(gòu)件間的連接焊縫幾何模型見圖2.模型中約束橫隔板下底部全部平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，約束鋪裝層和頂板四周、U肋兩端以及橫隔板兩側(cè)的平動(dòng)自由度.

圖1 整體幾何模型

圖2 焊縫幾何模型

為減少計(jì)算工作量，模型采用實(shí)體單元與殼單元相結(jié)合的建模方式，見圖3.編號(hào)為3#,4#,5#的三道U肋采用實(shí)體單元，編號(hào)為1#,2#,6#,7#的四道U肋采用殼單元；每道橫隔板中間寬度1 800 mm區(qū)域采用實(shí)體單元，兩側(cè)寬度1 200 mm區(qū)域采用殼單元；鋪裝層和頂板全部采用實(shí)體單元.

圖3 體-殼建模

根據(jù)國內(nèi)外鋼箱梁橋疲勞裂紋開裂情況和眾多學(xué)者的疲勞加載試驗(yàn)結(jié)果可知，橫隔板弧形缺口位置附近易開裂部位存在三處[10-14]：①U肋與橫隔板連接焊縫的橫隔板焊趾處；②U肋與橫隔板連接焊縫的U肋焊趾處；③弧形缺口薄弱截面處.因此，選取4#U肋與C#橫隔板連接部位上述三個(gè)疲勞易開裂點(diǎn)作為本文研究關(guān)注點(diǎn).由于研究部位采用實(shí)體單元建模，此處規(guī)定C#橫隔板上三個(gè)疲勞易開裂點(diǎn)(靠近D#橫隔板側(cè))為關(guān)注點(diǎn)位置，模型關(guān)注點(diǎn)見圖4.

圖4 模型關(guān)注點(diǎn)示意

1.2 車輪荷載類型

文獻(xiàn)[8]提出橋面系構(gòu)件應(yīng)采用疲勞荷載計(jì)算模型Ⅲ驗(yàn)算，其技術(shù)參數(shù)見圖5.每根車軸重120 kN，單側(cè)雙輪重為60 kN，車輪與鋪裝層接觸面積值為0.6 m(橫向)×0.2 m(縱向)，轉(zhuǎn)化為有限元模型中的面荷載值為0.5 N/mm2，單聯(lián)軸和雙聯(lián)軸單側(cè)雙輪荷載平面簡(jiǎn)化圖分別見圖6.

圖5 疲勞荷載計(jì)算模型Ⅲ(尺寸單位：m)

圖6 單雙聯(lián)軸單側(cè)雙輪荷載平面簡(jiǎn)化圖

縱向加載時(shí)，荷載縱向工況見圖7，荷載中心與模型橫橋向中心重合.單聯(lián)軸車輪荷載沿鋪裝層一端移動(dòng)到另一端，移動(dòng)間距為200 mm，共計(jì)65個(gè)加載步；前雙聯(lián)軸車輪荷載沿B#橫隔板移動(dòng)到D#橫隔板，車輪荷載移動(dòng)間距為200 mm，共計(jì)27個(gè)加載步.

圖7 車輪荷載縱向工況

橫向加載時(shí)，荷載橫向工況見圖8，荷載中心與模型縱橋向中心重合.單聯(lián)軸車輪荷載沿鋪裝層一端移動(dòng)到另一端，移動(dòng)間距為150 mm，共計(jì)25個(gè)加載步；前雙聯(lián)軸車輪荷載沿3#U肋移動(dòng)到5#U肋，車輪荷載移動(dòng)間距為150 mm，共計(jì)13個(gè)加載步.

圖8 車輪荷載橫向工況

2 不同車輪聯(lián)軸荷載縱向加載分析

2.1 單聯(lián)軸單側(cè)雙輪荷載作用

在單聯(lián)軸單側(cè)雙輪荷載作用位置附近的構(gòu)件應(yīng)力較大，而遠(yuǎn)離荷載作用位置的構(gòu)件應(yīng)力較小.提取出模型三個(gè)關(guān)注點(diǎn)處隨車輪荷載縱橋向移動(dòng)而產(chǎn)生的Von Mises應(yīng)力，見圖9.

由圖9可知，單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載縱向移動(dòng)所引起三個(gè)關(guān)注點(diǎn)處的Von Mises應(yīng)力變化趨勢(shì)大致相同.車輪荷載中心坐標(biāo)在-3 200～3 200 mm范圍內(nèi)移動(dòng)時(shí)，三個(gè)關(guān)注點(diǎn)的Von Mises應(yīng)力變化明顯，隨車輪荷載中心縱向偏移呈雙峰值分布；車輪荷載中心坐標(biāo)在-3 200～3 200 mm范圍外移動(dòng)時(shí)，Von Mises應(yīng)力變化不明顯，隨車輪荷載中心縱向偏移大致呈單峰值分布，應(yīng)力最大值在5 MPa左右.

圖9 連接部位處Mises應(yīng)力

因此，單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪縱向影響范圍約為6 400 mm，即兩跨橫隔板間距.結(jié)合文獻(xiàn)[8]可知，當(dāng)采用完整疲勞荷載計(jì)算模型Ⅲ時(shí)，縱向四聯(lián)軸的車輪前雙聯(lián)軸或后雙聯(lián)軸車輪的間距(1 200 mm)遠(yuǎn)小于單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪縱向影響范圍，因此不可忽略前雙聯(lián)軸或后雙聯(lián)軸車輪所產(chǎn)生的應(yīng)力疊加影響；中間雙聯(lián)軸車輪間距(6 000 mm)則與單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪縱向影響范圍基本一致，可忽略中間雙聯(lián)軸車輪所產(chǎn)生的應(yīng)力疊加影響.

當(dāng)采用單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載加載時(shí)，橫隔板焊趾縱向加載最不利位置為荷載中心偏離C#橫隔板中心800 mm(靠近D#橫隔板)，U肋焊趾縱向加載最不利位置為荷載中心偏離C#橫隔板中心400 mm(靠近D#橫隔板)，弧形缺口最薄弱截面縱向加載最不利位置為荷載中心偏離C#橫隔板中心400 mm(靠近D#橫隔板).

2.2 雙聯(lián)軸單側(cè)雙輪荷載作用

根據(jù)上述結(jié)論，將單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載替換為前雙聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載進(jìn)行加載，研究雙聯(lián)軸車輪所產(chǎn)生的應(yīng)力疊加影響.圖10為三個(gè)關(guān)注點(diǎn)處Von Mises應(yīng)力隨車輪荷載中心縱向偏移的變化情況.

圖10 連接部位處Von Mises應(yīng)力

由圖10可知，當(dāng)采用雙聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載加載時(shí)，U肋與橫隔板連接焊縫末端橫隔板焊趾處和U肋焊趾處的Von Mises應(yīng)力呈現(xiàn)非對(duì)稱三峰值值分布，弧形缺口薄弱截面處的Von Mises應(yīng)力呈現(xiàn)非對(duì)稱單峰值分布，與單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載縱向移動(dòng)所引起的Von Mises應(yīng)力變化趨勢(shì)存在明顯差異.

當(dāng)采用雙聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載加載時(shí)，橫隔板焊趾縱向加載最不利位置為荷載中心偏離C#橫隔板中心1 000 mm，跟單聯(lián)軸加載時(shí)相比與C#橫隔板中心的距離增加200 mm；U肋焊趾縱向加載最不利位置為荷載中心與C#橫隔板中心重合，跟單聯(lián)軸加載時(shí)相比與C#橫隔板中心的距離減少400 mm；弧形缺口最薄弱截面縱向加載最不利位置為荷載中心偏離C#橫隔板中心200 mm，跟單聯(lián)軸加載時(shí)相比與C#橫隔板中心的距離減少200 mm.

對(duì)應(yīng)雙聯(lián)軸前后兩個(gè)車輪中心，得到相同坐標(biāo)下單聯(lián)軸加載時(shí)的兩個(gè)Mises應(yīng)力值，兩者相加.U肋與橫隔板連接焊縫末端橫隔板焊趾、U肋焊趾和弧形缺口薄弱截面處雙聯(lián)軸加載得到的Von Mises應(yīng)力與對(duì)應(yīng)兩個(gè)單聯(lián)軸之和的比值，見圖11.

圖11 雙聯(lián)軸加載Mises應(yīng)力與對(duì)應(yīng)兩個(gè)單聯(lián)軸之和的比值

由圖11可知，三個(gè)關(guān)注點(diǎn)雙聯(lián)軸加載與對(duì)應(yīng)兩個(gè)單聯(lián)軸之和的比值基本在0.8～1的范圍內(nèi)，其中U肋焊趾處及弧形缺口薄弱截面處比值基本為1,因此,雙聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載縱向移動(dòng)產(chǎn)生的應(yīng)力，與單聯(lián)軸荷載分別位于雙聯(lián)軸前后車輪位置時(shí)產(chǎn)生的應(yīng)力之和基本一致.若想簡(jiǎn)化，可以用對(duì)應(yīng)位置處兩個(gè)單聯(lián)軸加載的Von Mises應(yīng)力之和代替雙聯(lián)軸加載得到的應(yīng)力.

3 不同車輪聯(lián)軸荷載橫向加載分析

3.1 單聯(lián)軸單側(cè)雙輪荷載作用

與荷載縱向加載情況一致，在單聯(lián)軸單側(cè)雙輪荷載作用位置附近的構(gòu)件應(yīng)力較大，而遠(yuǎn)離荷載作用位置的構(gòu)件應(yīng)力較小.提取出模型三個(gè)關(guān)注點(diǎn)處隨車輪荷載橫橋向移動(dòng)而產(chǎn)生的Von Mises應(yīng)力，見圖12.

由圖12可知，單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載橫向移動(dòng)所引起三個(gè)關(guān)注點(diǎn)處的Von Mises應(yīng)力隨車輪荷載中心橫向偏移大致呈單峰值分布.隨著車輪荷載中心向4#U肋兩側(cè)偏移時(shí)，三個(gè)關(guān)注點(diǎn)處的Von Mises應(yīng)力逐漸減小.當(dāng)車輪荷載中心橫向坐標(biāo)為±900 mm時(shí)，橫隔板焊趾處的Von Mises應(yīng)力基本為0 MPa.當(dāng)車輪荷載中心橫向坐標(biāo)為-600或900 mm時(shí)，U肋焊趾處的Von Mises應(yīng)力基本為0 MPa.當(dāng)車輪荷載中心橫向坐標(biāo)為-450或1 200 mm時(shí)，弧形缺口薄弱截面處的Mises應(yīng)力基本為0 MPa.

圖12 連接部位處Von Mises應(yīng)力

因此，單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪橫向影響范圍為1 500～1 800 mm，約為三道U肋間距.結(jié)合文獻(xiàn)[8]可知，當(dāng)采用完整疲勞荷載計(jì)算模型Ⅲ時(shí)，單聯(lián)軸兩側(cè)雙車輪的間距(2 000 mm)略大于單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪橫向影響范圍，可忽略單聯(lián)軸兩側(cè)雙車輪所產(chǎn)生的應(yīng)力疊加影響，可采用單側(cè)雙車輪進(jìn)行模型加載分析.

當(dāng)采用單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載加載時(shí)，橫隔板焊趾和U肋焊趾縱向加載最不利位置為荷載中心4#U肋中心重合，弧形缺口最薄弱截面縱向加載最不利位置為荷載中心偏離4#U肋中心150 mm(靠近5#U肋).

3.2 雙聯(lián)軸單側(cè)雙輪荷載作用

根據(jù)上述結(jié)論，將單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載改換成前雙聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載進(jìn)行加載，研究雙聯(lián)軸車輪所產(chǎn)生的應(yīng)力疊加影響.圖13為三個(gè)關(guān)注點(diǎn)處Mises應(yīng)力隨車輪荷載中心橫向偏移的變化情況.

圖13 連接部位處Mises應(yīng)力

由圖13可知，當(dāng)采用雙聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載加載時(shí)，U肋與橫隔板連接焊縫末端橫隔板焊趾處和U肋焊趾處的Von Mises應(yīng)力呈現(xiàn)非對(duì)稱雙峰值分布，弧形缺口薄弱截面處的Von Mises應(yīng)力呈現(xiàn)單峰值分布，與單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載橫向移動(dòng)所引起的Von Mises應(yīng)力變化趨勢(shì)存在明顯差異.

當(dāng)采用雙聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載加載時(shí)，橫隔板焊趾和U肋焊趾處縱向加載最不利位置均發(fā)生改變，為荷載中心偏離4#U肋中心150 mm，跟單聯(lián)軸加載時(shí)相比與4#U肋中心的距離增加150 mm；弧形缺口最薄弱截面縱向加載最不利位置為荷載中心偏離4#U肋中心150 mm(靠近5#U肋)，與單聯(lián)軸加載時(shí)的荷載最不利位置保持一致.

4 結(jié) 論

1) 單聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載縱向影響范圍約為兩跨橫隔板間距，橫向影響范圍約為三道U肋間距，靜力分析時(shí)可采用雙聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載展開研究.

2) 相比于單聯(lián)軸加載，采用雙聯(lián)軸加載時(shí)，橫隔板焊趾和U肋焊趾的縱、橫向最不利加載工況均發(fā)生改變，弧形缺口最薄弱截面處僅縱向最不利加載工況發(fā)生改變.

3) 雙聯(lián)軸單側(cè)雙車輪荷載縱向移動(dòng)產(chǎn)生的應(yīng)力，與單聯(lián)軸荷載分別位于雙聯(lián)軸前后車輪位置時(shí)產(chǎn)生的應(yīng)力之和基本一致.