王春生，翟慕賽,2，HouankpoT O N

(1. 長(zhǎng)安大學(xué)公路學(xué)院橋梁工程研究所，陜西，西安 710064；2. 蘇州科技大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇，蘇州 215009)

正交異性鋼橋面板構(gòu)造復(fù)雜，連接焊縫較多，在疲勞荷載、制造缺陷及環(huán)境因素作用下容易出現(xiàn)疲勞問(wèn)題。自1971 年Severn 橋檢測(cè)出大量疲勞裂紋以來(lái)，美國(guó)、日本、荷蘭等國(guó)家先后出現(xiàn)鋼橋面板疲勞開(kāi)裂現(xiàn)象，在中國(guó)甚至有開(kāi)通運(yùn)營(yíng)不到十年的鋼橋面板檢測(cè)出疲勞裂紋[1]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼橋面板疲勞性能開(kāi)展了大量的試驗(yàn)研究，取得了一定的研究成果，大大提升了鋼橋面板的疲勞性能，也推動(dòng)了鋼橋面板在實(shí)際工程中的應(yīng)用。然而，實(shí)際工程中鋼橋面板開(kāi)裂現(xiàn)象仍然廣泛存在，如何解決正交異性鋼橋面板的疲勞開(kāi)裂問(wèn)題、確保結(jié)構(gòu)使用安全，已成為世界性的技術(shù)難題[2?4]。

目前，正交異性鋼橋面板抗疲勞設(shè)計(jì)和疲勞評(píng)估主要采用基于應(yīng)力-壽命曲線(xiàn)(S-N 曲線(xiàn))的疲勞累計(jì)損傷理論，前提是根據(jù)細(xì)節(jié)構(gòu)造和受力特性確定疲勞強(qiáng)度及對(duì)應(yīng)的S-N 曲線(xiàn)。BS 5400[5]指出，在進(jìn)行正交異性鋼橋面板抗疲勞設(shè)計(jì)時(shí)，需通過(guò)疲勞試驗(yàn)確定各細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度。20 世紀(jì)七十年代，英國(guó)運(yùn)輸與道路研究試驗(yàn)室(Transport and road research laboratory，TRRL)根據(jù)Severn橋鋼橋面板的構(gòu)造型式進(jìn)行了足尺模型疲勞試驗(yàn)，給出了多個(gè)典型細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度。Fisher[6]和Cuninghame[7]以實(shí)際工程中的正交異性鋼橋面板為背景，開(kāi)展了足尺模型試驗(yàn)研究，為早期正交異性鋼橋面板抗疲勞設(shè)計(jì)提供了技術(shù)依據(jù)，也為相關(guān)規(guī)范的制定提供了數(shù)據(jù)支撐。歐洲EUROCODE規(guī)范[8]、美國(guó)AASHTO 規(guī)范[9]將正交異性鋼橋面板疲勞敏感細(xì)節(jié)進(jìn)行詳細(xì)分類(lèi)，并確定了相應(yīng)的疲勞細(xì)節(jié)等級(jí)及S-N 曲線(xiàn)型式。中國(guó)自改革開(kāi)放以來(lái)，正交異性鋼橋面板在公路、鐵路橋梁中的應(yīng)用比例逐步增加，尤其是隨著鋼鐵產(chǎn)能的提高和鋼橋建設(shè)的大力推進(jìn)，鋼橋面板在中國(guó)交通基礎(chǔ)設(shè)施中的應(yīng)用將進(jìn)一步擴(kuò)大。為提升鋼橋疲勞性能、保障實(shí)橋運(yùn)營(yíng)安全、促進(jìn)鋼橋面板的工程應(yīng)用，中國(guó)學(xué)者先后開(kāi)展了一系列的疲勞試驗(yàn)研究。2015 年頒布實(shí)施的《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG D64?2015，簡(jiǎn)稱(chēng)“JTG D64”)[10]中給出了正交異性鋼橋面板典型細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度等級(jí)和對(duì)應(yīng)的S-N 曲線(xiàn)。

正交異性鋼橋面板疲勞強(qiáng)度與設(shè)計(jì)參數(shù)、細(xì)節(jié)構(gòu)造及制造質(zhì)量等因素密切相關(guān)，在進(jìn)行抗疲勞設(shè)計(jì)或疲勞安全評(píng)估時(shí)，疲勞強(qiáng)度等級(jí)及S-N曲線(xiàn)的選取決定了設(shè)計(jì)或評(píng)估結(jié)果的可靠性。現(xiàn)行規(guī)范中給出的疲勞強(qiáng)度等級(jí)，主要是基于20 世紀(jì)70 年代至21 世紀(jì)初的小尺度模型試驗(yàn)結(jié)果，其能否代表細(xì)節(jié)的實(shí)際疲勞強(qiáng)度尚需要依據(jù)近20 年國(guó)內(nèi)外具有代表性的研究成果進(jìn)行校核、改進(jìn)。當(dāng)前鋼結(jié)構(gòu)制造企業(yè)的生產(chǎn)水平參差不齊，焊接缺陷、制造偏差等客觀(guān)存在，加之強(qiáng)迫組裝引入的制造應(yīng)力，嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)的疲勞性能，導(dǎo)致典型細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度很難達(dá)到設(shè)計(jì)要求，這也是正交異性鋼橋面板容易過(guò)早出現(xiàn)疲勞開(kāi)裂、實(shí)際使用壽命較短的主要原因之一。針對(duì)當(dāng)前的抗疲勞設(shè)計(jì)與鋼橋建造水平，如何合理的選取正交異性鋼橋面板疲勞強(qiáng)度等級(jí)，已經(jīng)成為一個(gè)迫切需要回答和解決的工程焦點(diǎn)問(wèn)題。

為合理確定鋼橋面板典型細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度，本文首先對(duì)國(guó)內(nèi)外主要疲勞試驗(yàn)成果進(jìn)行系統(tǒng)總結(jié)，確定有效的鋼橋面板疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)，結(jié)合典型細(xì)節(jié)疲勞開(kāi)裂機(jī)理，提出適應(yīng)于中國(guó)抗疲勞設(shè)計(jì)與建造水平的正交異性鋼橋面板疲勞強(qiáng)度等級(jí)。

1 鋼橋面板疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)方法

1.1 典型疲勞細(xì)節(jié)分類(lèi)

圖1 正交異性鋼橋面板典型疲勞細(xì)節(jié)Fig.1 Typical fatigue details of orthotropic steel bridge deck

正交異性鋼橋面板疲勞敏感細(xì)節(jié)包括頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)、縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)、橫隔板挖孔細(xì)節(jié)和縱肋拼接細(xì)節(jié)等(圖1)。頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)主要有4 種類(lèi)型的疲勞裂紋，分別為：1)萌生于頂板焊趾、向頂板擴(kuò)展的裂紋A；2)萌生于頂板焊根、向頂板擴(kuò)展的裂紋B；3)萌生于縱肋腹板焊趾、向腹板擴(kuò)展的裂紋C；4)萌生于頂板焊根、沿焊喉方向擴(kuò)展的裂紋D?？v肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)主要有兩種類(lèi)型的疲勞裂紋：1)萌生于縱肋焊趾處、向縱肋腹板擴(kuò)展的裂紋E；2)萌生于橫隔板焊趾側(cè)、向橫隔板擴(kuò)展的裂紋F。橫隔板挖孔細(xì)節(jié)裂紋(裂紋G)一般萌生于工藝孔最不利截面邊緣，縱肋拼接細(xì)節(jié)裂紋(裂紋H)一般萌生于底板中心或底板弧形過(guò)渡段。此外，受制造缺陷、拼裝誤差等因素的影響，疲勞裂紋也可能萌生于頂板與橫隔板連接焊縫，頂板與縱隔板連接焊縫、橫隔板與縱隔板連接焊縫等位置。

1.2 疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)方法

正交異性鋼橋面板疲勞強(qiáng)度的影響因素較多，且具有一定的隨機(jī)性，這使得鋼橋面板疲勞問(wèn)題研究具有較高的挑戰(zhàn)性。針對(duì)正交異性鋼橋面板典型細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度，研究方法主要包括疲勞試驗(yàn)和以疲勞試驗(yàn)為基礎(chǔ)的理論分析法等。疲勞試驗(yàn)是迄今為止研究正交異性鋼橋面板疲勞強(qiáng)度最為重要的方法，主要分為局部模型疲勞試驗(yàn)和足尺節(jié)段模型疲勞試驗(yàn)。

早期受限于加載系統(tǒng)的能力，一般采用局部試件模型進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，對(duì)于邊界效應(yīng)、尺寸效應(yīng)和焊接熱效應(yīng)不太敏感的疲勞細(xì)節(jié)，能夠得到具有一定保證率的疲勞強(qiáng)度等級(jí)。Ya 等[11]和袁周致遠(yuǎn)等[12]學(xué)者采用彎曲振動(dòng)型疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行了大量的鋼橋面板典型細(xì)節(jié)局部模型疲勞試驗(yàn)(圖2(a))，榮振環(huán)等[13]和趙欣欣等[14]分別采用局部模型疲勞試驗(yàn)對(duì)鋼橋面板縱肋拼接細(xì)節(jié)、頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)研究。足尺節(jié)段模型較局部試件模型尺寸大，模型加工和制造質(zhì)量更符合實(shí)際情況，能夠更好的代表實(shí)際工程中典型細(xì)節(jié)的受力行為。Tsakopoulos 和Fisher[15]采用大型足尺節(jié)段模型，對(duì)Williamsburg、Bronx-Whitestone 等橋梁采用的正交異性鋼橋面板進(jìn)行疲勞試驗(yàn)(圖2(b))，王春生等[16]和張清華等[17]也分別基于實(shí)際工程開(kāi)展了鋼橋面板足尺節(jié)段模型疲勞試驗(yàn)研究，獲得了多個(gè)細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度。

圖2 鋼橋面板疲勞試驗(yàn)方法Fig.2 Fatigue test methods for steel bridge decks

國(guó)內(nèi)外開(kāi)展的疲勞試驗(yàn)研究成果中，受模型尺度、板件尺寸、試驗(yàn)方法、加載方式等因素影響，試驗(yàn)結(jié)果離散型較大。局部模型疲勞試驗(yàn)具有較強(qiáng)的針對(duì)性，能夠靈活開(kāi)展特定細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)，且對(duì)試驗(yàn)加載系統(tǒng)的能力要求較低，試驗(yàn)規(guī)模小、成本低，試驗(yàn)效率較高。對(duì)于局部構(gòu)造復(fù)雜，受邊界效應(yīng)、尺寸效應(yīng)和焊接熱效應(yīng)影響較大的構(gòu)造細(xì)節(jié)，局部試件模型一般無(wú)法滿(mǎn)足試驗(yàn)要求。足尺節(jié)段模型尺寸較大，試驗(yàn)時(shí)對(duì)疲勞加載系統(tǒng)的能力要求較高，相比于局部試件模型試驗(yàn)效率低、試驗(yàn)成本較高，但試驗(yàn)結(jié)果更具代表性。因此，在開(kāi)展鋼橋面板疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)研究時(shí)，應(yīng)根據(jù)各細(xì)節(jié)構(gòu)造受力特性選取合理的試驗(yàn)方案。

本文為保證試驗(yàn)數(shù)據(jù)的有效性、可靠性，選取的數(shù)據(jù)均為國(guó)內(nèi)外具有代表性的疲勞試驗(yàn)，尤其是近20 年來(lái)開(kāi)展的足尺疲勞試驗(yàn)結(jié)果，結(jié)合中國(guó)實(shí)橋正交異性鋼橋面板使用狀況，對(duì)典型細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度進(jìn)行系統(tǒng)研究。

2 鋼橋面板疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)研究

2.1 縱肋與頂板連接細(xì)節(jié)

頂板與縱肋主要通過(guò)角焊縫或部分熔透焊縫連接，早期多采用角焊縫連接，將縱肋腹板邊緣切邊后與頂板密貼，采用手工焊接或半自動(dòng)焊接。隨著焊接技術(shù)的進(jìn)步，部分熔透焊縫被應(yīng)用于頂板與縱肋細(xì)節(jié)的連接，焊接多采用半自動(dòng)或全自動(dòng)控制，焊縫質(zhì)量易于保證，大大提高了該細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度。然而，正交異性鋼橋面板為薄壁結(jié)構(gòu)，頂板與縱肋細(xì)節(jié)在車(chē)輛輪載直接作用下局部變形較大，且焊接過(guò)程中存在著焊接殘余應(yīng)力，該細(xì)節(jié)的疲勞開(kāi)裂現(xiàn)象仍然不斷出現(xiàn)。英國(guó)Severn 橋、荷蘭Van Brienenoord 橋、中國(guó)虎門(mén)大橋等鋼橋面板中均出現(xiàn)了此類(lèi)疲勞開(kāi)裂現(xiàn)象。頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)疲勞裂紋多萌生于焊根或焊趾等隱秘位置，穿透頂板后會(huì)沿著縱向繼續(xù)擴(kuò)展，發(fā)現(xiàn)時(shí)一般已擴(kuò)展至一定長(zhǎng)度。橋面鋪裝在頂板開(kāi)裂位置會(huì)出現(xiàn)不同程度的破損，導(dǎo)致雨水下滲，進(jìn)一步影響正交異性鋼橋面板疲勞耐久性能，因此該細(xì)節(jié)疲勞裂紋危害極大，在實(shí)際工程中必須引起足夠的重視。

頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)疲勞裂紋共有4 類(lèi)，疲勞試驗(yàn)和實(shí)橋檢測(cè)中4 種裂紋形式都有存在，因此本文在總結(jié)國(guó)內(nèi)外疲勞試驗(yàn)成果時(shí)僅對(duì)焊縫形式(角焊縫、部分熔透焊縫)進(jìn)行區(qū)分，任意一種裂紋出現(xiàn)時(shí)即認(rèn)為細(xì)節(jié)疲勞失效。已開(kāi)展的疲勞試驗(yàn)中，包括局部試件模型和足尺節(jié)段模型，局部試件模型主要考慮頂板的彎曲效應(yīng)，而單肋足尺模型、多肋足尺模型則可以更真實(shí)模擬實(shí)際正交異性鋼橋面板的受力行為。早期正交異性鋼橋面板頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)采用角焊縫連接，JTG D64、EUROCODE 規(guī)定該角焊縫細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度為50 級(jí)(即200 萬(wàn)次循環(huán)荷載作用下疲勞強(qiáng)度為50 MPa)，AASHTO 中并未給出該細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度等級(jí)。Maddox[18]采用局部構(gòu)造板件模型和單肋足尺模型對(duì)該細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，趙欣欣等[14]、Janss[19]和田洋等[20]采用單肋足尺模型對(duì)頂板與縱肋角焊縫連接細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度進(jìn)行試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果如圖3 所示。Maddox[18]和Janss[19]的疲勞試驗(yàn)獲得的有效數(shù)據(jù)比較集中，角焊縫細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度高于JTG D64規(guī)范的50 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的50 級(jí)、AASHTO規(guī)范的E 級(jí))。趙欣欣等[14]和田洋等[20]采用的單肋足尺模型疲勞試驗(yàn)獲得的疲勞強(qiáng)度較高，甚至達(dá)到JTG D64 規(guī)范的100級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的100 級(jí)、AASHTO 規(guī)范的C 級(jí))。

圖3 頂板與縱肋角焊縫連接細(xì)節(jié)疲勞試驗(yàn)結(jié)果F ig. 3 Fatigue test results for deck-to-rib detail with fillet weld

現(xiàn)代正交異性鋼橋面板頂板與縱肋細(xì)節(jié)大多采用部分熔透焊縫連接，一般要求名義熔透率80%，最小熔透率70%，JTG D64 規(guī)范中該細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度為70 級(jí)、EUROCODE 規(guī)范中為71 級(jí)、AASHTO 規(guī)范中為C 級(jí)。Ya 等[11]采用局部構(gòu)造板件模型對(duì)不同板件厚度、不同熔透率的頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，陳一馨[21]同樣采用局部構(gòu)造板件模型對(duì)該細(xì)節(jié)熔透焊縫疲勞強(qiáng)度進(jìn)行試驗(yàn)研究。田洋等[20]、Bignonnet 等[22]、Mori等[23]、陶曉燕[24]、趙欣欣[25]和Li 等[26]分別采用單肋足尺模型對(duì)頂板與縱肋部分熔透焊縫細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)。文獻(xiàn)[16]采用多肋足尺節(jié)段模型對(duì)頂板與縱肋部分熔透焊縫連接細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)研究，如圖4 所示，試驗(yàn)結(jié)束時(shí)在多個(gè)典型細(xì)節(jié)出現(xiàn)了疲勞裂紋，得到了頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度等級(jí)。

頂板與縱肋部分熔透焊縫連接細(xì)節(jié)疲勞試驗(yàn)成果見(jiàn)圖5，局部構(gòu)造板件模型疲勞試驗(yàn)結(jié)果均高于JTG D64 規(guī)范90 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范90 級(jí)、AASHTO 規(guī)范C 級(jí))。國(guó)外開(kāi)展的足尺模型試驗(yàn)結(jié)果中疲勞強(qiáng)度基本高于JTG D64 規(guī)范的90 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的90 級(jí)、AASHTO 規(guī)范的C 級(jí))。中國(guó)進(jìn)行的足尺模型疲勞試驗(yàn)中，除田洋得出的疲勞強(qiáng)度較高以外，陶曉燕[24]、趙欣欣[25]和文獻(xiàn)[16]試驗(yàn)結(jié)果中該細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度相當(dāng)于JTG D64 規(guī)范的70 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的71 級(jí)、AASHTO 規(guī)范的D 級(jí))。

圖4 頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)足尺疲勞試驗(yàn)[16]Fig.4 Full-scale fatigue test for deck-to-rib detail[16]

圖5 頂板與縱肋部分熔透焊縫連接細(xì)節(jié)疲勞試驗(yàn)結(jié)果Fig.5 Fatigue test results for deck-to-rib detail with partial penetration weld

頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)疲勞試驗(yàn)研究結(jié)果表明，板件模型得出的疲勞強(qiáng)度總體高于足尺模型，由于足尺模型，尤其是大型足尺節(jié)段模型中細(xì)節(jié)疲勞行為與實(shí)橋比較接近，因此大型足尺模型試驗(yàn)結(jié)果參考價(jià)值更高。

2.2 縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)

縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)早期采用縱肋在橫隔板處斷開(kāi)、縱肋兩端與橫隔板分別焊接的形式，后發(fā)展為橫隔板開(kāi)孔、縱肋連續(xù)穿過(guò)橫隔板與之焊接相連，包括兩種構(gòu)造形式：1)橫隔板僅開(kāi)槽型孔，采用縱肋與橫隔板繞焊連接；2)在槽型孔基礎(chǔ)上，擴(kuò)大下部開(kāi)孔面積，縱肋腹板與橫隔板焊接、釋放縱肋腹板下部及縱肋底板，現(xiàn)代正交異性鋼橋面板中一般均采用此構(gòu)造型式，本文中縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)若無(wú)特殊說(shuō)明時(shí)均指此構(gòu)造型式?？v肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)在橫隔板面外變形、縱肋扭轉(zhuǎn)變形及焊接殘余應(yīng)力共同作用下，容易出現(xiàn)疲勞裂紋[27]。JTG D64、EUROCODE 規(guī)范中規(guī)定橫隔板厚度不大于12 mm 時(shí)縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度為80 級(jí)，橫隔板厚度大于12 mm 時(shí)疲勞強(qiáng)度分別為70 級(jí)、71 級(jí)，AASHTO規(guī)范中為C 級(jí)。

縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)的疲勞試驗(yàn)基本都是以足尺模型開(kāi)展的，Kolstein 等[28?29]和Lehrke[30]分別采用多肋足尺模型面外加載和面外、面內(nèi)組合加載形式進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，結(jié)果表明采用面外、面內(nèi)組合加載形式更接近于實(shí)橋受力狀態(tài)，疲勞裂紋多萌生于縱肋焊趾處并在縱肋腹板內(nèi)沿縱向擴(kuò)展。陳一馨[21]采用局部足尺模型和張清華等[17,31]以港珠澳大橋?yàn)楸尘胺謩e對(duì)縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)開(kāi)展疲勞試驗(yàn)研究。文獻(xiàn)[16]開(kāi)展的疲勞試驗(yàn)中，在多個(gè)位置縱肋腹板焊趾處出現(xiàn)了疲勞裂紋，根據(jù)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力突變時(shí)的循環(huán)次數(shù)，確定了該細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度等級(jí)。對(duì)萌生于橫隔板焊趾處、向橫隔板擴(kuò)展的疲勞裂紋，Beales[32]采用單肋V 型肋、Kolstein[33]采用多肋足尺模型(U 型肋)分別開(kāi)展縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)研究。

國(guó)內(nèi)外疲勞試驗(yàn)成果如圖6 所示，裂紋由縱肋焊趾處萌生、在縱肋腹板內(nèi)沿縱向擴(kuò)展時(shí)，縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度相當(dāng)于JTG D64 規(guī)范的55 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的56 級(jí)、AASHTO規(guī)范的E 級(jí))，低于現(xiàn)行相關(guān)規(guī)范中該細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度等級(jí)，見(jiàn)圖6(a)?？v肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)橫隔板焊趾處疲勞強(qiáng)度相當(dāng)于JTG D64 規(guī)范的70 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的71 級(jí)、AASHTO 規(guī)范的D級(jí))，與EUROCODE、JTG D64 規(guī)范中的規(guī)定一致，低于A(yíng)ASHTO 規(guī)范中該細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度等級(jí)，見(jiàn)圖6(b)。

2.3 橫隔板挖孔細(xì)節(jié)

圖6 縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)疲勞試驗(yàn)結(jié)果Fig.6 Fatigue test results for rib-to-diaphragm detail

為了使縱肋連續(xù)通過(guò)橫隔板、提高縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)的疲勞性能，需要在橫隔板上開(kāi)工藝孔，橫隔板剛度受到一定程度削弱，在荷載作用下橫隔板面外變形增大。由于挖孔邊緣在生產(chǎn)制造過(guò)程中存在一定的初始缺陷，強(qiáng)迫組裝易引入一定的制造應(yīng)力，在車(chē)輛荷載、殘余應(yīng)力等耦合作用下容易發(fā)展成疲勞裂紋，因此橫隔板挖孔細(xì)節(jié)是正交異性鋼橋面板重要的疲勞敏感細(xì)節(jié)之一。橫隔板挖孔細(xì)節(jié)疲勞裂紋一般出現(xiàn)在挖孔邊緣的最不利截面，由于不同孔型的構(gòu)造與受力特點(diǎn)差異，裂紋主要萌生于工藝孔的上弧段或下弧段。JTG D64 規(guī)范中規(guī)定橫隔板挖孔細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度為70 級(jí)，EUROCODE 規(guī)范中該細(xì)節(jié)為71 級(jí)，AASHTO 規(guī)范中為A 級(jí)。

國(guó)內(nèi)外橫隔板挖孔細(xì)節(jié)疲勞試驗(yàn)均采用單肋或多肋足尺模型進(jìn)行，加載方式主要分為三種，即面內(nèi)加載、面外加載和面內(nèi)-面外組合加載。Lehrke[30]采用面內(nèi)加載方式對(duì)多肋足尺模型進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，Kolstein[33]、Caramelli[34]和張敏[35]采用面外加載或面內(nèi)-面外組合加載進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖7。

面內(nèi)加載疲勞試驗(yàn)結(jié)果中橫隔板挖孔細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度均達(dá)到了JTG D64 規(guī)范的125 級(jí)(EUROCODE規(guī)范的125 級(jí)、AASHTO 規(guī)范的B 級(jí))，高于JTG D64、EUROCODE 規(guī)范中的疲勞強(qiáng)度等級(jí)，而低于現(xiàn)行AASHTO 規(guī)范中的規(guī)定。采用面外加載或面內(nèi)-面外組合加載形式進(jìn)行的疲勞試驗(yàn)，橫隔板挖孔細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度相當(dāng)于JTG D64 規(guī)范的100 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的100 級(jí)、AASHTO 規(guī)范的C級(jí))，高于JTG D64、EUROCODE 規(guī)范中的疲勞強(qiáng)度等級(jí)，而低于現(xiàn)行AASHTO 規(guī)范中的疲勞強(qiáng)度等級(jí)。中國(guó)正交異性鋼橋面板橫隔板挖孔細(xì)節(jié)疲勞開(kāi)裂現(xiàn)象非常嚴(yán)重，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)結(jié)果分析該細(xì)節(jié)疲勞開(kāi)裂誘因應(yīng)包括制造邊緣缺陷、安裝偏差、殘余應(yīng)力、面外變形等因素，在確定疲勞強(qiáng)度等級(jí)時(shí)應(yīng)考慮這些因素對(duì)細(xì)節(jié)疲勞性能的影響。

圖7 橫隔板挖孔細(xì)節(jié)疲勞試驗(yàn)結(jié)果Fig.7 Fatigue test results for diaphragm cutout detail

2.4 縱肋拼接細(xì)節(jié)

正交異性鋼橋面板在生產(chǎn)加工過(guò)程中，為了運(yùn)輸、安裝方便，通常將結(jié)構(gòu)劃分為一定長(zhǎng)度的節(jié)段，節(jié)段之間的拼接全部在施工現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行。實(shí)際工程中橋面板節(jié)段之間的拼接可通過(guò)焊接連接，在相鄰節(jié)段間預(yù)留一定長(zhǎng)度的縱肋嵌補(bǔ)段，分別與相鄰節(jié)段縱肋連接實(shí)現(xiàn)拼裝。為提升節(jié)段拼裝部位的抗疲勞性能，也有采用縱肋栓接、頂板焊接的栓焊混合連接方式，如圖8 所示。對(duì)于縱肋拼接焊接細(xì)節(jié)，JTG D64 規(guī)范中規(guī)定其疲勞強(qiáng)度為70 級(jí)，EUROCODE 規(guī)范中為71 級(jí)，AASHTO規(guī)范中為D 級(jí)。縱肋拼接焊接細(xì)節(jié)疲勞裂紋一般由縱肋底板焊縫萌生、沿著焊縫向縱肋腹板擴(kuò)展，在工程中較為常見(jiàn)，而高強(qiáng)螺栓拼接細(xì)節(jié)目前尚未有實(shí)橋疲勞開(kāi)裂的報(bào)道。縱肋對(duì)接焊縫現(xiàn)場(chǎng)施焊時(shí)多采用仰焊，加之受現(xiàn)場(chǎng)施焊條件影響，焊接質(zhì)量較難保證，在實(shí)際工程中縱肋拼接焊縫是抗疲勞設(shè)計(jì)與評(píng)估的重點(diǎn)關(guān)注細(xì)節(jié)之一。

圖8 縱肋拼接方式Fig.8 Rib-to-rib splice types

現(xiàn)行規(guī)范中對(duì)縱肋焊接細(xì)節(jié)不同焊接方式進(jìn)行疲勞強(qiáng)度等級(jí)分類(lèi)，焊接方式主要有雙面全熔透對(duì)接焊縫和帶墊板條的單面全熔透對(duì)接焊縫。趙欣欣[25]、Kolstein[33]和Yamada 等[36]對(duì)3 mm 以下拼裝間隙的縱肋拼接細(xì)節(jié)進(jìn)行試驗(yàn)研究，童樂(lè)為和沈祖炎[37]采用足尺模型對(duì)拼裝間隙3 mm 的開(kāi)口肋拼接細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如圖9(a)所示。拼裝間隙小于3 mm 時(shí)，疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)比較離散，總體來(lái)說(shuō)疲勞強(qiáng)度較低，僅相當(dāng)于JTG D64規(guī)范的35 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的36 級(jí)、AASHTO規(guī)范E’級(jí))，低于現(xiàn)行相關(guān)規(guī)范中的疲勞強(qiáng)度等級(jí)。

圖9 縱肋拼接細(xì)節(jié)疲勞試驗(yàn)結(jié)果Fig.9 Fatigue test results for rib-to-rib detail

榮振環(huán)等[13]、Kolstein[33]、Caramelli[34]、Yamada等[36]、Tromp[38]和黃云等[39]對(duì)拼裝間隙4 mm～6 mm 的縱肋拼接細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，文獻(xiàn)[40]和文獻(xiàn)[41]采用多肋足尺模型對(duì)縱肋拼接細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)(圖10)，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖9(b)。拼裝間隙4 mm～6 mm 的縱肋拼接細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度高于JTG D64規(guī)范的70 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的71 級(jí)、AASHTO規(guī)范的D 級(jí))，與現(xiàn)行相關(guān)規(guī)范中疲勞強(qiáng)度等級(jí)劃分基本一致。Cuninghame[7]、Kolstein 等[28]對(duì)拼裝間隙8 mm、12 mm 的縱肋拼接細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，表明該細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度達(dá)到JTG D64 規(guī)范的100 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的100 級(jí)、AASHTO 規(guī)范的C 級(jí))，高于現(xiàn)行相關(guān)規(guī)范中的疲勞強(qiáng)度等級(jí)，見(jiàn)圖9(c)。

圖10 縱肋拼接細(xì)節(jié)足尺模型疲勞試驗(yàn)[40 ? 41]Fig.10 Fatigue test for rib-to-rib detail in full scale model[40 ? 41]

3 典型細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度等級(jí)確定

根據(jù)國(guó)內(nèi)外正交異性鋼橋面板疲勞試驗(yàn)研究成果，結(jié)合中國(guó)當(dāng)前抗疲勞設(shè)計(jì)與建造技術(shù)水平，以提出符合實(shí)際情況的典型細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度等級(jí)。頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)受焊縫型式影響較大，采用角焊縫連接時(shí)，早期疲勞試驗(yàn)結(jié)果中疲勞強(qiáng)度較低，隨著焊接技術(shù)的進(jìn)步和焊接水平的提高，該細(xì)節(jié)疲勞性能總體上優(yōu)于早期的試驗(yàn)結(jié)果。鑒于目前存在著一定比例的在役正交異性鋼橋面板修建年代較早，在抗疲勞設(shè)計(jì)和疲勞評(píng)估時(shí)建議該細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度按早期試驗(yàn)結(jié)果取用，建議該細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度等級(jí)取為JTG D64 規(guī)范的50 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的50 級(jí)、AASHTO 規(guī)范的E 級(jí))，與現(xiàn)行JTG D64、EUROCODE 規(guī)范中的規(guī)定一致。采用部分熔透焊縫連接時(shí)，研究成果國(guó)外學(xué)者開(kāi)展的疲勞試驗(yàn)結(jié)果總體高于國(guó)內(nèi)，表明中國(guó)正交異性鋼橋面板頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)疲勞性能總體低于國(guó)外，在確定該細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度時(shí)應(yīng)重點(diǎn)參考中國(guó)試驗(yàn)研究成果。部分熔透焊縫連接的頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度等級(jí)取JTG D64規(guī)范的60 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范63 級(jí)、AASHTO規(guī)范D 級(jí))，低于現(xiàn)行JTG D64、EUROCODE 和AASHTO 規(guī)范中的規(guī)定。

縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)縱肋腹板焊趾處疲勞試驗(yàn)成果中部分低于現(xiàn)行JTG D64、EUROCODE和AASHTO 規(guī)范中該細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度等級(jí)，偏于安全考慮建議該細(xì)節(jié)按JTG D64 規(guī)范的55 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的56 級(jí)、AASHTO 規(guī)范的E 級(jí))取用。橫隔板焊趾處疲勞強(qiáng)度高于JTG D64 規(guī)范、EUROCODE 規(guī)范中的疲勞強(qiáng)度等級(jí)，而低于現(xiàn)行AASHTO 規(guī)范的規(guī)定，建議該細(xì)節(jié)按JTG D64 規(guī)范的70 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的71 級(jí)、AASHTO 規(guī)范的D 級(jí))進(jìn)行抗疲勞設(shè)計(jì)和疲勞評(píng)估。

橫隔板挖孔細(xì)節(jié)疲勞性能受制造誤差、殘余應(yīng)力及面外變形等因素影響，在實(shí)際工程中疲勞開(kāi)裂現(xiàn)象較為嚴(yán)重。國(guó)內(nèi)外開(kāi)展的疲勞試驗(yàn)研究中，得出的該細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度顯著高于現(xiàn)行JTG D64、EUROCODE 規(guī)范中的規(guī)定，而低于現(xiàn)行AASHTO 規(guī)范中(B 級(jí))的規(guī)定。結(jié)合工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，建議橫隔板挖孔細(xì)節(jié)抗疲勞設(shè)計(jì)或疲勞評(píng)估時(shí)采用JTG D64 規(guī)范的70 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的71 級(jí)、AASHTO 規(guī)范的C 級(jí))，與JTG D64、EUROCODE 規(guī)范中的疲勞強(qiáng)度等級(jí)一致，低于現(xiàn)行AASHTO 中的疲勞強(qiáng)度等級(jí)。在制造過(guò)程中，應(yīng)保證挖孔邊緣打磨光滑，安裝偏差小于設(shè)計(jì)允許值，通過(guò)提高制造質(zhì)量以提升該細(xì)節(jié)的疲勞性能。

縱肋拼接細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度與拼裝間隙密切相關(guān)，縱肋拼接細(xì)節(jié)拼裝間隙小于3 mm 時(shí)，疲勞強(qiáng)度較低；拼裝間隙為4 mm～6 mm 時(shí)，疲勞強(qiáng)度高于JTG D64 規(guī)范的70 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的71級(jí)、AASHTO 規(guī)范的D 級(jí))，拼裝間隙為8 mm～12 mm 時(shí)，疲勞強(qiáng)度高于JTG D64 規(guī)范的100級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的100 級(jí)、AASHTO 規(guī)范的C 級(jí))?？紤]構(gòu)造和施工因素，建議該細(xì)節(jié)設(shè)計(jì)時(shí)拼裝間隙取為4 mm～6 mm，在進(jìn)行抗疲勞設(shè)計(jì)或疲勞評(píng)估時(shí)，疲勞強(qiáng)度按JTG D64 規(guī)范的70 級(jí)(EUROCODE 規(guī)范的71 級(jí)、AASHTO 規(guī)范的D 級(jí))取用，與現(xiàn)行JTG D64、EUROCODE 和AASHTO規(guī)范中的規(guī)定一致。

4 結(jié)論

本文針對(duì)鋼橋面板典型細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度，系統(tǒng)總結(jié)了國(guó)內(nèi)外主要疲勞試驗(yàn)成果，確定了有效的疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)，結(jié)合典型細(xì)節(jié)疲勞開(kāi)裂機(jī)理，提出了適應(yīng)于中國(guó)抗疲勞設(shè)計(jì)與建造水平的鋼橋面板疲勞強(qiáng)度等級(jí)。主要研究結(jié)論如下：

(1)頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)采用角焊縫連接時(shí)疲勞強(qiáng)度為50 級(jí)，采用部分熔透焊縫連接時(shí)為60 級(jí)；縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)橫隔板焊趾處疲勞強(qiáng)度為70 級(jí)，縱肋腹板焊趾處為55 級(jí)；橫隔板挖孔細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度為70 級(jí)；縱肋拼接細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度與拼裝間隙密切相關(guān)，拼裝間隙小于3 mm 時(shí)疲勞強(qiáng)度為40 級(jí)，拼裝間隙為4 mm～6 mm 時(shí)疲勞強(qiáng)度取為70 級(jí)，拼裝間隙為8 mm～12 mm 時(shí)疲勞強(qiáng)度取為100 級(jí)。

(2)縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)橫隔板焊趾處、橫隔板挖孔細(xì)節(jié)和縱肋拼接細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度與現(xiàn)行JTG D64 規(guī)范中的規(guī)定一致；頂板與縱肋連接細(xì)節(jié)、縱肋與橫隔板連接細(xì)節(jié)縱肋腹板焊趾處疲勞強(qiáng)度低于JTG D64 規(guī)范中的疲勞強(qiáng)度等級(jí)。

(3)目前中國(guó)鋼橋制造企業(yè)的生產(chǎn)水平參差不齊，焊接缺陷、拼裝誤差等質(zhì)量控制技術(shù)措施不到位，加之在交通量增長(zhǎng)快、輪載大、超載現(xiàn)象客觀(guān)存在等因素影響下，導(dǎo)致鋼橋面板使用過(guò)程中疲勞開(kāi)裂問(wèn)題較突出，在進(jìn)行鋼橋面板抗疲勞設(shè)計(jì)或疲勞評(píng)估時(shí)，應(yīng)綜合考慮細(xì)節(jié)構(gòu)造、制造質(zhì)量以及實(shí)際使用狀況等因素，采用合理的疲勞強(qiáng)度等級(jí)。

(4)本文研究的是傳統(tǒng)制造工藝下鋼橋面板的疲勞強(qiáng)度，隨著鋼橋制造技術(shù)的進(jìn)步，出現(xiàn)了頂板與縱肋雙面焊接或整體成型、鐓邊U 肋等正交異性板結(jié)構(gòu)，應(yīng)建立正交異性鋼橋面板疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫(kù)，及時(shí)補(bǔ)充更新國(guó)內(nèi)外最新的研究成果，為抗疲勞設(shè)計(jì)與疲勞評(píng)估提供參考。