黃 炎, 阮詩(shī)鵬, 蔡晶垚

(1.深圳市建筑工務(wù)署工程管理中心，廣東 深圳 518000;2.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院, 湖南 長(zhǎng)沙 410082)

0 引言

正交異性板鋼橋質(zhì)量輕、承載能力強(qiáng)、抗風(fēng)抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)，是實(shí)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(xì)節(jié)受應(yīng)力集中、焊接殘余應(yīng)力作用[3-4]，易于萌生疲勞裂紋，特別是早期設(shè)計(jì)和焊接工藝欠妥，一些運(yùn)營(yíng)了10余年的正交異性鋼橋面板產(chǎn)生了開(kāi)裂問(wèn)題[5-6]。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在改善正交異性鋼橋面板疲勞性能的兩個(gè)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(xì)節(jié)的開(kāi)裂問(wèn)題，但趙華等[8]也指出鋼-RPC對(duì)降低切口應(yīng)力水平作用有限。二是減少構(gòu)造細(xì)節(jié)數(shù)量和應(yīng)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(shí)又增加了其他新的構(gòu)造細(xì)節(jié)；王春生等[10-11]提出的橋面板冷維護(hù)技術(shù)，通過(guò)增加局部橫隔板厚度減小切口應(yīng)力水平，他認(rèn)為切口形態(tài)是決定切口應(yīng)力分布的關(guān)鍵因素；祝志文等[12]指出切口半徑越小，應(yīng)力集中程度越大。理論上擴(kuò)大切口可以緩解應(yīng)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(kuò)大切口對(duì)橫隔板的削弱，又不利于切口的疲勞性能。

為探明擴(kuò)大切口的實(shí)際效用，本研究通過(guò)有限元分析和現(xiàn)場(chǎng)疲勞試驗(yàn)，對(duì)比研究了擴(kuò)大前后的切口應(yīng)力響應(yīng)，并進(jìn)行了疲勞壽命評(píng)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(shè)計(jì)和維護(hù)提供重要參考。

1 工程概況

平勝橋?yàn)楠?dú)塔自錨式分離式鋼箱梁斜拉橋，2006年底建成通車(chē)后成為廣佛經(jīng)濟(jì)圈內(nèi)的重要交通樞紐。該橋動(dòng)態(tài)稱(chēng)重系統(tǒng)數(shù)據(jù)表明[15]，貨車(chē)通行總量大，超載嚴(yán)重，并沿重車(chē)道集中，造成相應(yīng)輪跡線下切口已出現(xiàn)疲勞開(kāi)裂問(wèn)題。研究發(fā)現(xiàn)[12]，原設(shè)計(jì)切口(以下簡(jiǎn)稱(chēng)“設(shè)計(jì)切口”)存在強(qiáng)烈的應(yīng)力集中，形成了顯著的非線性應(yīng)力峰值，有限元分析和現(xiàn)場(chǎng)疲勞試驗(yàn)均表明設(shè)計(jì)切口的疲勞壽命僅有10多年左右，與實(shí)際開(kāi)裂情況一致。隨后在設(shè)計(jì)切口裂紋尖端開(kāi)設(shè)止裂孔，如圖1(a)所示，但止裂效果有限。為緩解設(shè)計(jì)切口應(yīng)力集中程度，有關(guān)單位嘗試擴(kuò)大切口半徑(以下簡(jiǎn)稱(chēng)“擴(kuò)大切口”)來(lái)降低非線性應(yīng)力峰值，并在實(shí)橋建立了試驗(yàn)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(jiàn)參考文獻(xiàn)[12]和圖2，相鄰縱肋中心間距為600 mm。設(shè)計(jì)切口上段圓弧半徑為10 mm，下段圓弧半徑為40 mm，擴(kuò)大切口上段圓弧半徑增大到了35 mm，下段半徑也擴(kuò)大到了50 mm，兩類(lèi)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(duì)應(yīng)的鋼箱梁節(jié)段多尺度有限元模型，鋼箱梁模型總長(zhǎng)24 m，約束鋼箱梁北端(N)的橫橋向和縱橋向平動(dòng)自由度，并約束南端(S)的橫橋向平動(dòng)自由度。正交異性鋼橋面板子模型截取箱梁模型中3#車(chē)道西側(cè)輪跡線下橫橋向4個(gè)縱肋、縱橋向4個(gè)箱梁截?cái)喾秶?，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(hào)為R17，R18，R19和R20，見(jiàn)圖3。

圖5 疲勞車(chē)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(guò)動(dòng)態(tài)稱(chēng)重系統(tǒng)車(chē)流數(shù)據(jù)分析，作者提出了車(chē)輛總重為365 kN的重車(chē)道疲勞車(chē)模型，見(jiàn)圖4，相應(yīng)加載疲勞評(píng)估結(jié)果見(jiàn)參考文獻(xiàn)[15]。

圖4 重車(chē)道疲勞車(chē)模型Fig.4 Fatigue truck model in heavy traffic lane

兩類(lèi)切口的加載工況相同：將設(shè)計(jì)切口和擴(kuò)大切口橫向加載工況分別以LA和LB表示，見(jiàn)圖5(a)，定義輪載中心與橋面系模型橫橋向原點(diǎn)的距離d。重點(diǎn)關(guān)注3個(gè)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(chē)模型三聯(lián)軸中軸為參照，從前輪上橋面板開(kāi)始模擬疲勞車(chē)勻速移動(dòng)到三聯(lián)軸后軸落在子模型正南端，移動(dòng)步距為12 cm，共216個(gè)縱向加載工況，見(jiàn)圖5(b)。

2.2 切口應(yīng)力響應(yīng)對(duì)比

依據(jù)AASHTO LRFD規(guī)范，采用名義應(yīng)力法提取切口最大主應(yīng)力，并采用相同方法開(kāi)展現(xiàn)場(chǎng)疲勞試驗(yàn)[12]。疲勞裂紋集中位置R19-E側(cè)3個(gè)典型工況下的切口應(yīng)力對(duì)比見(jiàn)圖6，正交異性鋼橋面板的局部效應(yīng)顯著，兩類(lèi)切口的應(yīng)力響應(yīng)特征基本一致，擴(kuò)大切口的應(yīng)力水平要比設(shè)計(jì)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(shí)，設(shè)計(jì)切口和擴(kuò)大切口的應(yīng)力分別為-67.1，-72.8 MPa，可見(jiàn)擴(kuò)大切口的名義應(yīng)力水平并沒(méi)有降低。

圖6 切口應(yīng)力響應(yīng)Fig.6 Stress responses of cutout

通過(guò)提取單元南北兩面的應(yīng)力來(lái)計(jì)算切口面內(nèi)、面外應(yīng)力分量[16-18]。

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

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

圖8 擴(kuò)大切口橫隔板應(yīng)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(kuò)大切口橫隔板的應(yīng)力云圖，相對(duì)設(shè)計(jì)切口橫隔板，擴(kuò)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(kuò)大，一定程度上緩解了切口的應(yīng)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(chǎng)疲勞試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)布置

隨機(jī)車(chē)流下的現(xiàn)場(chǎng)疲勞試驗(yàn)選擇相隔兩個(gè)箱梁的非吊桿橫隔板開(kāi)展，其中D108為設(shè)計(jì)切口，D106為擴(kuò)大切口，見(jiàn)圖9(a)，共同選擇在3#重車(chē)道右側(cè)輪跡線下縱肋R19東側(cè)(R19-E)切口南北兩面對(duì)稱(chēng)布置應(yīng)變片，見(jiàn)圖9(b)。

圖9 測(cè)點(diǎn)布置(單位：cm)Fig.9 Layout of measuring points (unit: cm)

采用DH-3820動(dòng)態(tài)采集系統(tǒng)，設(shè)定100 Hz采樣頻率，監(jiān)測(cè)現(xiàn)場(chǎng)見(jiàn)圖10，其中，D106北面和南面的測(cè)點(diǎn)編號(hào)分別為1～11，1～12； D108北面和南面的測(cè)點(diǎn)編號(hào)分別為3～11和3～12，見(jiàn)圖10。

圖10 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)測(cè)點(diǎn)布置Fig.10 Layout of measuring points under field monitoring

3.2 切口應(yīng)力響應(yīng)對(duì)比

擴(kuò)大切口南北兩面的24 h應(yīng)力響應(yīng)時(shí)程見(jiàn)圖11，擴(kuò)大切口也表現(xiàn)為壓應(yīng)力響應(yīng)，這主要與我國(guó)采用剛性的高橫隔板有關(guān)，兩者的應(yīng)力響應(yīng)特征基本一致，但南面的應(yīng)力要稍小于北面，一是說(shuō)明貨車(chē)很少有變道行為，二是說(shuō)明切口的應(yīng)力面外分量很小。王春生等[11]研究表明輪載壓應(yīng)力耦合焊接殘余拉應(yīng)力就會(huì)導(dǎo)致切口的疲勞開(kāi)裂。

圖11 擴(kuò)大切口24 h應(yīng)力時(shí)程Fig.11 Twenty-four hours stress time-history of enlarged cutout

兩類(lèi)切口的應(yīng)力對(duì)比圖12，可見(jiàn)與有限元分析結(jié)果相似，兩者的響應(yīng)特征和應(yīng)力水平基本一致，一是說(shuō)明橫隔板高度一定情況下，切口的響應(yīng)特征與切口形狀無(wú)關(guān)，均只能識(shí)別車(chē)輛中的軸組；二是說(shuō)明剛性橫隔板的面外變形較小，不是切口開(kāi)裂的主要原因；三是說(shuō)明擴(kuò)大切口無(wú)法改善設(shè)計(jì)切口的疲勞性能，并且現(xiàn)場(chǎng)條件無(wú)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(yīng)Fig.12 Peak response at cutout

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

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

3.3 切口疲勞壽命對(duì)比

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

D106橫隔板擴(kuò)大切口應(yīng)力譜及相應(yīng)等效應(yīng)力幅和加載次數(shù)見(jiàn)圖14，可見(jiàn)擴(kuò)大切口的應(yīng)力譜同樣服從正態(tài)分布，其應(yīng)力幅分布區(qū)間范圍較廣，最大應(yīng)力幅值均超過(guò)了200 MPa，這與該橋貨車(chē)超載嚴(yán)重有關(guān)。北面測(cè)點(diǎn)等效應(yīng)力幅和應(yīng)力循環(huán)次數(shù)均要比南面對(duì)稱(chēng)布置的測(cè)點(diǎn)稍大，這主要是與車(chē)輛行駛方向有關(guān)。

根據(jù)AASHTO LRFD對(duì)切口進(jìn)行疲勞壽命評(píng)估見(jiàn)表1，表中Smax為最大應(yīng)力幅；Sreff為等效應(yīng)力幅；∑ni為應(yīng)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(jí)和B等級(jí)對(duì)切口進(jìn)行評(píng)估，切口的疲勞壽命在7～14 a 左右。超載是造成該橋切口開(kāi)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(yīng)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(hù)技術(shù)，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(píng)估Tab.1 Fatigue life evaluation of cutout

4 結(jié)論

(1)設(shè)計(jì)切口和擴(kuò)大切口的響應(yīng)特征基本一致，說(shuō)明切口的響應(yīng)特征與切口形狀無(wú)關(guān)，僅與橫隔板高度有關(guān)，但應(yīng)力響應(yīng)水平與切口的形式、尺寸以及橫隔板高度均有關(guān)。

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

(3)擴(kuò)大切口無(wú)法提高切口的疲勞性能，甚至因現(xiàn)場(chǎng)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(jìn)行切口加固。

(4)試驗(yàn)結(jié)果表明，切口的疲勞壽命只有7到14年左右，評(píng)價(jià)結(jié)果與實(shí)橋開(kāi)裂情況吻合，主要還是超載貨車(chē)導(dǎo)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(shí)橋持續(xù)觀測(cè)證明，今后可對(duì)橫隔板厚度和切口形狀進(jìn)一步研究，為切口加固提供更適合的方案。