朱麗

摘 要：本文研究了鋼箱梁正交異性橋面板頂板，分析了正交異性鋼橋面板頂板與U型縱肋連接處的受力特征。車輪荷載在頂板處產(chǎn)生較大的局部面外彎曲應(yīng)力，而焊接部位有初始損傷，且存在較大的應(yīng)力集中，因此頂板縱肋連接處易出現(xiàn)縱向疲勞開裂。因此，使用ABAQUS有限元軟件建立正交異性鋼橋面板的整體數(shù)值計(jì)算模型，并分析了其受力特征。

關(guān)鍵詞：正交異性鋼橋面板;疲勞開裂;有限元

中圖分類號(hào)：U441.4 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A 文章編號(hào)：1003-5168（2019）07-0132-02

Abstract： In this paper， the stress properties of the top deck and U-shaped longitudinal rib connection of orthotropic steel deck were studied. Wheel load will produce a large local external bending stress at the top of the deck， while the welding has initial damage and exists stress concentration， so the longitudinal fatigue cracking is prone to occur. In this paper， the numerical calculation model of orthotropic steel bridge deck was established by ABAQUS finite element software， and its stress characteristics were analyzed.

Keywords： orthogonal steel bridge panel;fatigue cracking;finite element

正交異性鋼橋面板直接承受車輪荷載的作用，具有較短的影響線，且焊接連接較多，存在焊接殘余應(yīng)力和應(yīng)力集中，易產(chǎn)生疲勞開裂。正交異性鋼橋面板的疲勞開裂會(huì)引起鋪裝病害，影響行車的舒適度和安全性。如果放任疲勞裂縫發(fā)展，則可能危及結(jié)構(gòu)的安全[1]。頂板的開裂有兩種形式，一種是從焊根處萌生，另一種是從焊趾處萌生。本文采用有限元的方式分析正交異性鋼橋面板頂板縱肋連接處的應(yīng)力[2]。具體地，以某橋鋼箱梁正交異性橋面板頂板為研究對象，鋼主梁采用Q345QD鋼材，縱肋為U型肋，面板厚度16mm，U型肋厚8mm，高300mm，頂板處寬300mm，U型肋之間中心間距600mm。

1 有限元應(yīng)力分析

1.1 有限元模型

使用ABAQUS有限元軟件建立頂板模型，如圖1所示。采用4節(jié)點(diǎn)減縮積分單元，模型網(wǎng)格最小尺寸為25mm×25mm，設(shè)在中間位置;其余部位的網(wǎng)格尺寸適當(dāng)放大，以減小模型，加快計(jì)算速度?？紤]縱向未建模部分對頂板的約束作用，頂板縱向邊緣約束豎向位移。橫隔板兩端約束豎向和橫橋向的位移，以及繞豎向和繞縱橋向的扭轉(zhuǎn)約束。節(jié)段兩端的頂板約束縱橋向的位移，以及繞橫橋向和繞豎向的扭轉(zhuǎn)約束。

荷載采用公路Ⅰ級(jí)車輛荷載標(biāo)準(zhǔn)值，考慮沖擊系數(shù)為0.05。施加的車輪荷載為：前輪15.75kN、面積0.3m×0.2m的分布力;后輪73.5kN、面積0.6m×0.2m的分布力。不考慮鋪裝層受力擴(kuò)散的作用。施加的荷載為移動(dòng)荷載，荷載橫向分布根據(jù)大小和位置分為6種，如圖2所示。

1.2 計(jì)算結(jié)果

頂板承受車輛荷載時(shí)，剪應(yīng)力很小，頂板的主應(yīng)力方向基本與正應(yīng)力方向一致，頂板的縱向開裂由橫向正應(yīng)力控制。提取網(wǎng)絡(luò)底面積分點(diǎn)處的應(yīng)力，距縱肋頂板連接處12.5mm。縱肋外部的點(diǎn)可看作焊趾處的名義應(yīng)力，縱肋內(nèi)部的點(diǎn)可看作焊跟處的名義應(yīng)力。

由計(jì)算結(jié)果可知，頂板上、下底面的應(yīng)力平均值基本為零，基本無面內(nèi)拉伸應(yīng)力，所以頂板應(yīng)力主要由面外彎矩產(chǎn)生。橫向應(yīng)力在大概1.2m處衰減近似為0。規(guī)范兩個(gè)車的車輪橫向最小距離為1.3m，所以橫向多車輪的影響可忽略不計(jì)。

kl荷載作用（位置及分布見圖2）下，焊根處兩個(gè)橫隔板間0/8、1/8、2/8、3/8及4/8分點(diǎn)處的影響線，如圖3所示。

由圖3可知，荷載位置處（即相應(yīng)的0/8、1/8、2/8、3/8及4/8分點(diǎn)處）的應(yīng)力達(dá)到最大值。根據(jù)雨流計(jì)數(shù)法，大部分情況下，單個(gè)車輪荷載作用下產(chǎn)生兩次應(yīng)力循環(huán)——一次較大的應(yīng)力循環(huán)和一次較小的應(yīng)力循環(huán)?？v向兩車輪的間距小于約0.5m時(shí)，引起較大應(yīng)力循環(huán)幅值的增加。日常生活中，車輪的縱向軸距遠(yuǎn)大于0.5m，所以不考慮縱向車輪的疊加效應(yīng)。

2 結(jié)語

通過有限元分析可知，頂板的應(yīng)力主要由面外彎矩產(chǎn)生，橫向多車輪及縱向多車輪的影響可忽略不計(jì)。單個(gè)車輪荷載作用下，基本產(chǎn)生兩次應(yīng)力循環(huán)——一次較大的應(yīng)力循環(huán)和一次較小的應(yīng)力循環(huán)。

參考文獻(xiàn)：

[1]項(xiàng)海帆.高等橋梁結(jié)構(gòu)理論[M].北京：人民交通出版社，2001.

[2]Ya S，Yamada K，Ishikawa T.Fatigue Evaluation of Rib-to-Deck Welded Joints of Orthotropic Steel Bridge Deck[J].Journal of Bridge Engineering，2010（4）：492-499.