黃 炎, 阮詩鵬, 蔡晶垚

(1.深圳市建筑工務署工程管理中心，廣東 深圳 518000;2.湖南大學 土木工程學院, 湖南 長沙 410082)

0 引言

正交異性板鋼橋質(zhì)量輕、承載能力強、抗風抗震性能好等優(yōu)點，是實現(xiàn)跨徑突破的首選結(jié)構(gòu)形式[1-2]。然而，正交異性鋼橋面板構(gòu)造細節(jié)受應力集中、焊接殘余應力作用[3-4]，易于萌生疲勞裂紋，特別是早期設計和焊接工藝欠妥，一些運營了10余年的正交異性鋼橋面板產(chǎn)生了開裂問題[5-6]。

目前，國內(nèi)外學者在改善正交異性鋼橋面板疲勞性能的兩個方向：一是提高面板剛度，如邵旭東等[7]提出的鋼-RPC橋面板結(jié)構(gòu)，它基本可以解決面板構(gòu)造細節(jié)的開裂問題，但趙華等[8]也指出鋼-RPC對降低切口應力水平作用有限。二是減少構(gòu)造細節(jié)數(shù)量和應力集中程度，如張清華等[9]在大縱肋正交異性鋼橋面板結(jié)構(gòu)形式的研究，它可以省去切口，但同時又增加了其他新的構(gòu)造細節(jié)；王春生等[10-11]提出的橋面板冷維護技術，通過增加局部橫隔板厚度減小切口應力水平，他認為切口形態(tài)是決定切口應力分布的關鍵因素；祝志文等[12]指出切口半徑越小，應力集中程度越大。理論上擴大切口可以緩解應力集中程度，但黃炎等[13]和唐亮等[14]發(fā)現(xiàn)橫隔板主要發(fā)生面內(nèi)變形，因而，擴大切口對橫隔板的削弱，又不利于切口的疲勞性能。

為探明擴大切口的實際效用，本研究通過有限元分析和現(xiàn)場疲勞試驗，對比研究了擴大前后的切口應力響應，并進行了疲勞壽命評估，為該橋切口止裂方案提供了重要依據(jù)，也可為橫隔板切口的設計和維護提供重要參考。

1 工程概況

平勝橋為獨塔自錨式分離式鋼箱梁斜拉橋，2006年底建成通車后成為廣佛經(jīng)濟圈內(nèi)的重要交通樞紐。該橋動態(tài)稱重系統(tǒng)數(shù)據(jù)表明[15]，貨車通行總量大，超載嚴重，并沿重車道集中，造成相應輪跡線下切口已出現(xiàn)疲勞開裂問題。研究發(fā)現(xiàn)[12]，原設計切口(以下簡稱“設計切口”)存在強烈的應力集中，形成了顯著的非線性應力峰值，有限元分析和現(xiàn)場疲勞試驗均表明設計切口的疲勞壽命僅有10多年左右，與實際開裂情況一致。隨后在設計切口裂紋尖端開設止裂孔，如圖1(a)所示，但止裂效果有限。為緩解設計切口應力集中程度，有關單位嘗試擴大切口半徑(以下簡稱“擴大切口”)來降低非線性應力峰值，并在實橋建立了試驗段，如圖1(b)所示。

圖1 切口疲勞裂紋Fig.1 Fatigue cracks of cutout

鋼箱梁構(gòu)造尺寸詳見參考文獻[12]和圖2，相鄰縱肋中心間距為600 mm。設計切口上段圓弧半徑為10 mm，下段圓弧半徑為40 mm，擴大切口上段圓弧半徑增大到了35 mm，下段半徑也擴大到了50 mm，兩類切口縱肋底部與橫隔板的間隙高度均為20 mm。

圖2 正交異性鋼橋面板構(gòu)造(單位：mm)Fig.2 Structure of orthotropic steel bridge deck(unit:mm)

2 有限元分析結(jié)果

2.1 有限元模型及加載工況

本研究采用ANSYS建立不同切口型式對應的鋼箱梁節(jié)段多尺度有限元模型，鋼箱梁模型總長24 m，約束鋼箱梁北端(N)的橫橋向和縱橋向平動自由度，并約束南端(S)的橫橋向平動自由度。正交異性鋼橋面板子模型截取箱梁模型中3#車道西側(cè)輪跡線下橫橋向4個縱肋、縱橋向4個箱梁截斷范圍，全局采用高分辨的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，縱肋由東(E)向西(W)分別編號為R17，R18，R19和R20，見圖3。

圖5 疲勞車模型加載位置Fig.5 Loading positions of fatigue truck model

圖3 有限元模型Fig.3 FE models

通過動態(tài)稱重系統(tǒng)車流數(shù)據(jù)分析，作者提出了車輛總重為365 kN的重車道疲勞車模型，見圖4，相應加載疲勞評估結(jié)果見參考文獻[15]。

圖4 重車道疲勞車模型Fig.4 Fatigue truck model in heavy traffic lane

兩類切口的加載工況相同：將設計切口和擴大切口橫向加載工況分別以LA和LB表示，見圖5(a)，定義輪載中心與橋面系模型橫橋向原點的距離d。重點關注3個典型的橫橋向加載工況[3]：正肋式(LA1和LB1)、跨肋式(LA2和LB2)，以及肋間式(LA3和LB3)。以疲勞車模型三聯(lián)軸中軸為參照，從前輪上橋面板開始模擬疲勞車勻速移動到三聯(lián)軸后軸落在子模型正南端，移動步距為12 cm，共216個縱向加載工況，見圖5(b)。

2.2 切口應力響應對比

依據(jù)AASHTO LRFD規(guī)范，采用名義應力法提取切口最大主應力，并采用相同方法開展現(xiàn)場疲勞試驗[12]。疲勞裂紋集中位置R19-E側(cè)3個典型工況下的切口應力對比見圖6，正交異性鋼橋面板的局部效應顯著，兩類切口的應力響應特征基本一致，擴大切口的應力水平要比設計切口稍大。最不利工況為橫向跨肋式作用在R19縱肋，縱向三聯(lián)軸中心距橫隔板36 cm左右時，設計切口和擴大切口的應力分別為-67.1，-72.8 MPa，可見擴大切口的名義應力水平并沒有降低。

圖6 切口應力響應Fig.6 Stress responses of cutout

通過提取單元南北兩面的應力來計算切口面內(nèi)、面外應力分量[16-18]。

提取兩類切口最不利工況下R19-E的面內(nèi)面外應力見圖7，兩類切口均以面內(nèi)應力為主，面外應力占比很小，設計切口和擴大切口的最大面內(nèi)應力分別為-65.1，-71.6 MPa，擴大切口比設計切口的面內(nèi)應力增大了約10%；而兩者面外應力僅在 4 MPa 左右，僅占到了總應力的5%左右，可忽略不計。頂板可視為支撐在橫隔板上的彈性連續(xù)梁，擴大切口減小了承載面積，面內(nèi)應力有所增大。因此，應控制切口尺寸，避免削弱橫隔板。

圖7 切口面內(nèi)面外應力Fig.7 In-plane and out-of-plane stresses of cutout

圖8 擴大切口橫隔板應力云圖(單位：MPa)Fig.8 Stress nephograms of floorbeam with enlarged cutout(unit: MPa)

圖8所示為最不利工況下擴大切口橫隔板的應力云圖，相對設計切口橫隔板，擴大切口橫隔板從剛性梁變成了柔性梁，荷載傳遞范圍有所擴大，一定程度上緩解了切口的應力集中，但橫隔板的凈截面面積縮小，不利于它的受力。

3 現(xiàn)場疲勞試驗

3.1 試驗布置

隨機車流下的現(xiàn)場疲勞試驗選擇相隔兩個箱梁的非吊桿橫隔板開展，其中D108為設計切口，D106為擴大切口，見圖9(a)，共同選擇在3#重車道右側(cè)輪跡線下縱肋R19東側(cè)(R19-E)切口南北兩面對稱布置應變片，見圖9(b)。

圖9 測點布置(單位：cm)Fig.9 Layout of measuring points (unit: cm)

采用DH-3820動態(tài)采集系統(tǒng)，設定100 Hz采樣頻率，監(jiān)測現(xiàn)場見圖10，其中，D106北面和南面的測點編號分別為1～11，1～12； D108北面和南面的測點編號分別為3～11和3～12，見圖10。

圖10 現(xiàn)場監(jiān)測測點布置Fig.10 Layout of measuring points under field monitoring

3.2 切口應力響應對比

擴大切口南北兩面的24 h應力響應時程見圖11，擴大切口也表現(xiàn)為壓應力響應，這主要與我國采用剛性的高橫隔板有關，兩者的應力響應特征基本一致，但南面的應力要稍小于北面，一是說明貨車很少有變道行為，二是說明切口的應力面外分量很小。王春生等[11]研究表明輪載壓應力耦合焊接殘余拉應力就會導致切口的疲勞開裂。

圖11 擴大切口24 h應力時程Fig.11 Twenty-four hours stress time-history of enlarged cutout

兩類切口的應力對比圖12，可見與有限元分析結(jié)果相似，兩者的響應特征和應力水平基本一致，一是說明橫隔板高度一定情況下，切口的響應特征與切口形狀無關，均只能識別車輛中的軸組；二是說明剛性橫隔板的面外變形較小，不是切口開裂的主要原因；三是說明擴大切口無法改善設計切口的疲勞性能，并且現(xiàn)場條件無法保證切割和打磨質(zhì)量，不利于切口的疲勞性能。

圖12 切口峰值響應Fig.12 Peak response at cutout

由相應的面內(nèi)面外應力響應峰值對比見圖12，與有限元結(jié)果吻合，兩者均受面內(nèi)應力控制，面外應力所占比重很小，擴大切口減小了橫隔板的凈截面面積，面內(nèi)應力有所增加，面外應力不是切口開裂的原因。

圖13 切口峰值面內(nèi)面外應力Fig.13 In-plane and out-of-plane stresses of cutout

3.3 切口疲勞壽命對比

圖14 切口應力譜和等效應力幅Fig.14 Stress spectrum and effective stress range of cutout

D106橫隔板擴大切口應力譜及相應等效應力幅和加載次數(shù)見圖14，可見擴大切口的應力譜同樣服從正態(tài)分布，其應力幅分布區(qū)間范圍較廣，最大應力幅值均超過了200 MPa，這與該橋貨車超載嚴重有關。北面測點等效應力幅和應力循環(huán)次數(shù)均要比南面對稱布置的測點稍大，這主要是與車輛行駛方向有關。

根據(jù)AASHTO LRFD對切口進行疲勞壽命評估見表1，表中Smax為最大應力幅；Sreff為等效應力幅；∑ni為應力循環(huán)次數(shù)；CAFL為常幅疲勞極限；Y為疲勞壽命；本研究考慮切口邊緣光潔度分別按A等級和B等級對切口進行評估，切口的疲勞壽命在7～14 a 左右。超載是造成該橋切口開裂的主要原因，橫隔板厚度偏薄以及切口形式欠妥是造成切口應力水平較大的重要原因。所以，建議采用王春生等[11]提出的冷維護技術，或?qū)蛎驿佈b更換成邵旭東等[7]提出的鋼-RPC組合結(jié)構(gòu)。

表1 切口疲勞壽命評估Tab.1 Fatigue life evaluation of cutout

4 結(jié)論

(1)設計切口和擴大切口的響應特征基本一致，說明切口的響應特征與切口形狀無關，僅與橫隔板高度有關，但應力響應水平與切口的形式、尺寸以及橫隔板高度均有關。

(2)擴大切口比設計切口的應力有所增大，這是由于橫隔板受面內(nèi)變形主導，面外變形較小，擴大切口減小了橫隔板面積，使面內(nèi)應力增大了10%，面外應力變化可以忽略不計。

(3)擴大切口無法提高切口的疲勞性能，甚至因現(xiàn)場加工條件有限而造成切口疲勞性能的降低，本研究不推薦采用這樣的方式進行切口加固。

(4)試驗結(jié)果表明，切口的疲勞壽命只有7到14年左右，評價結(jié)果與實橋開裂情況吻合，主要還是超載貨車導致，并且橫隔板厚度偏薄、切口形狀欠妥、焊接質(zhì)量較差也影響了切口的疲勞性能。

(5)本研究結(jié)果還需實橋持續(xù)觀測證明，今后可對橫隔板厚度和切口形狀進一步研究，為切口加固提供更適合的方案。