朱庚申

（云南省設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，云南 昆明 650228）

0 引言

鋼結(jié)構(gòu)具有自重輕，承載能力高等突出優(yōu)點(diǎn)，在傳統(tǒng)鋼筋混凝土和預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土橋難以達(dá)到較大跨度的情況下，鋼橋得到越來(lái)越廣泛地應(yīng)用。21世紀(jì)以來(lái)，作為縱橫向受力良好，可智能化制造的正交異性鋼橋面板受到了橋梁設(shè)計(jì)者的關(guān)注，并應(yīng)用于大跨度橋梁建設(shè)當(dāng)中。正交異性鋼橋面板在靜力方面表現(xiàn)出突出優(yōu)勢(shì)，但隨著服役期車輛荷載的反復(fù)作用，板件各連接部位疲勞累計(jì)損傷嚴(yán)重，出現(xiàn)了一系列疲勞問(wèn)題。自1971 年，英國(guó)Severn 橋疲勞裂紋被報(bào)告以來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)正交異性鋼橋面板疲勞性能進(jìn)行了相關(guān)的試驗(yàn)研究和數(shù)值理論研究[1-2]。

正交異性鋼橋面板由多個(gè)構(gòu)造細(xì)節(jié)組成，其中縱肋與頂板焊接接頭疲勞問(wèn)題最為顯著。該部位一旦發(fā)生疲勞開(kāi)裂，裂紋將直接降低局部輪載下面板的承載能力，威脅行車安全。在目前設(shè)計(jì)中，出現(xiàn)了縱肋與頂板雙面焊焊接接頭，相關(guān)研究中也證實(shí)了該接頭能夠提高鋼橋面板的疲勞抗力[3-4]，且能夠?qū)鹘y(tǒng)單面焊焊接接頭由焊根開(kāi)裂向頂板厚度方向擴(kuò)展的疲勞裂紋遷移至由外側(cè)焊縫焊趾開(kāi)裂沿頂板厚度方向擴(kuò)展的疲勞裂紋，更便于鋼橋健康監(jiān)測(cè)和后期加固等?，F(xiàn)以正交異性鋼橋面板雙面焊焊接接頭為研究對(duì)象，以國(guó)際焊接協(xié)會(huì)（IIW）所推薦的熱點(diǎn)應(yīng)力評(píng)估方法為手段[5]，利用ANSYS 有限元軟件對(duì)該細(xì)節(jié)進(jìn)行了不同輪跡線位置的疲勞應(yīng)力分析，得到了各工況下的熱點(diǎn)應(yīng)力歷程，以期提高相關(guān)鋼橋設(shè)計(jì)人員對(duì)縱肋與頂板雙面焊焊接接頭疲勞性能的認(rèn)識(shí)。

1 疲勞節(jié)段模型幾何尺寸

以國(guó)內(nèi)某大跨徑斜拉橋鋼橋面板為項(xiàng)目背景，有關(guān)文獻(xiàn)研究表明[1]，疲勞問(wèn)題屬于輪載下的鋼橋局部損傷劣化問(wèn)題，橫向選取5 個(gè)U 肋長(zhǎng)度，縱向取4 個(gè)橫隔板間距能夠反映縱肋與頂板焊接接頭受力特征。因此，此處選取三跨橫隔板間距為3 m 的節(jié)段模型進(jìn)行研究，所關(guān)注的縱肋與頂板雙面焊焊接接頭位于第二跨中間縱肋處，疲勞節(jié)段模型幾何尺寸和關(guān)注位置如圖1 所示。

圖1 節(jié)段模型幾何參數(shù)和關(guān)注位置圖（單位：mm）

所選取的疲勞節(jié)段模型主要參數(shù)為：頂板厚度為16 mm，縱肋上口寬300 mm，高300 mm，厚度為8 mm，橫隔板厚度為14 mm，縱肋外懸臂長(zhǎng)度為500 mm。加載形式采用歐規(guī)（Eurocode 3）疲勞車模型[6]，單輪荷載大小為60 kN，作用面積為400 mm×400 mm，模型分析時(shí)，偏安全不考慮鋪裝層的擴(kuò)散作用。選取三條主要輪跡線進(jìn)行分析，所在位置如圖1 所示，LC1 為縱肋正上方加載位置；LC2 為騎縱肋加載形式；LC3 為縱肋間加載位置。雙面焊焊接接頭是在傳統(tǒng)單面焊焊接接頭的基礎(chǔ)上，在縱肋內(nèi)部增加一條角焊縫而形成，是一種新型的構(gòu)造細(xì)節(jié)形式[3]，外側(cè)焊縫采用75%熔透率的埋弧焊形式，焊腳尺寸為12.1 mm，高度為9.2 mm，內(nèi)側(cè)角焊縫焊腳尺寸為6 mm，高度為6 mm。雙面焊焊接接頭幾何參數(shù)如圖2 所示。

圖2 雙面焊焊縫參數(shù)圖（單位：mm）

2 熱點(diǎn)應(yīng)力分析方法

疲勞抗力決定了鋼橋面板服役期的疲勞壽命。目前針對(duì)疲勞抗力評(píng)估方法的研究層出不窮。早期學(xué)者提出了名義應(yīng)力方法，能夠?qū)︿摌蛎姘鍢?gòu)造細(xì)節(jié)進(jìn)行評(píng)估，但由于應(yīng)力取值點(diǎn)位置難以統(tǒng)一，因此評(píng)估結(jié)果準(zhǔn)確性較差。隨著研究者對(duì)鋼橋疲勞破壞損傷機(jī)理的認(rèn)識(shí)，切口應(yīng)力方法和結(jié)構(gòu)應(yīng)力方法相繼被提出。兩者對(duì)于建模較為復(fù)雜，且結(jié)果處理繁瑣不易于工程應(yīng)用。近年來(lái)，不依賴于構(gòu)造細(xì)節(jié)S-N 曲線的斷裂力學(xué)評(píng)估方法應(yīng)運(yùn)而生。該方法能很好地從本質(zhì)上闡述疲勞失效機(jī)理，但是疲勞壽命受初始裂紋尺寸影響較大。

對(duì)于鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭而言，裂紋萌生于內(nèi)側(cè)焊縫焊趾部位（失效模式1）和外側(cè)焊縫焊趾部位（失效模式2）沿頂板擴(kuò)展的疲勞失效模式是其重要疲勞失效模式。而IIW 所推薦的具有明確含義的熱點(diǎn)應(yīng)力評(píng)估方法不僅給出了取值點(diǎn)位置，同時(shí)也給出了具體計(jì)算公式。其內(nèi)在含義代表關(guān)注細(xì)節(jié)的焊趾處裂紋萌生點(diǎn)。IIW 給出了三種熱點(diǎn)取值點(diǎn)位置，現(xiàn)采用應(yīng)用較為廣泛的第一種計(jì)算方法對(duì)縱肋與頂板雙面焊焊接接頭進(jìn)行應(yīng)力分析，以內(nèi)側(cè)焊縫為例，即通過(guò)距焊縫焊趾0.4 倍的板厚位置點(diǎn)σ0.4t和1.0 倍的板厚位置點(diǎn)σ1.0t的應(yīng)力數(shù)值線性外推得到該焊趾處熱點(diǎn)應(yīng)力σhs，鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭沿頂板開(kāi)裂的疲勞失效模式和分析對(duì)象熱點(diǎn)應(yīng)力外推圖示如圖3 所示，其中t 為頂板厚度。

圖3 疲勞失效模式和分析對(duì)象熱點(diǎn)應(yīng)力外推圖示

IIW 所推薦的熱點(diǎn)應(yīng)力第一種外推公式見(jiàn)下式（1），其中σ0.4t和σ1.0t的數(shù)值通過(guò)ANSYS 有限元軟件計(jì)算得到。

3 有限元模型

3.1 約束情況和歐規(guī)疲勞車模型

根據(jù)所選取的疲勞節(jié)段模型在鋼箱梁中所處位置，對(duì)其邊界條件進(jìn)行約束。具體約束情況為，頂板橫向兩側(cè)約束橫橋向位移以模擬周圍梁體對(duì)其橫向限位作用；隔板底部約束豎向位移以模擬橫隔板對(duì)橋面板的支承作用；縱橋向?qū)σ欢丝v肋和頂板進(jìn)行縱橋向約束，另一端不約束，以模擬縱橋向橋面板變形能夠自由。

采用歐規(guī)疲勞車單車模型進(jìn)行鋼橋面板疲勞應(yīng)力分析，相關(guān)研究文獻(xiàn)表明[1]，疲勞主要受單個(gè)輪載影響，歐規(guī)疲勞車模型中橫橋向輪距為2.0 m，縱橋向最小輪距為1.2 m，橫向輪距較遠(yuǎn)超出縱肋與頂板雙面焊焊接接頭影響面范圍，因此該項(xiàng)目加載主要考慮單側(cè)前后輪影響，如圖4 所示，其中w 為疲勞車車身寬度。

圖4 選取輪載位置圖（單位：mm）

3.2 有限元模型

采用ANSYS 有限元軟件，對(duì)頂板、縱肋和橫隔板等各板件進(jìn)行離散化，建立該項(xiàng)目所選取的節(jié)段模型的數(shù)值有限元模型，對(duì)圖1 中的關(guān)注位置網(wǎng)格進(jìn)行加密，網(wǎng)格尺寸控制在3 mm 內(nèi)，關(guān)注區(qū)域外網(wǎng)格尺寸較大。為保證模型分析結(jié)果具有較高精度，模型均采用六面體單元，其中關(guān)注位置單元類型為solid95 二次實(shí)體單元，關(guān)注位置外為solid45 實(shí)體單元，有限元模型如圖5 所示。

圖5 有限元模型圖示

4 計(jì)算結(jié)果分析

按照?qǐng)D1 所示加載工況，每個(gè)加載工況，縱橋向移動(dòng)步長(zhǎng)為100 mm。由于模型對(duì)稱，因此縱向加載范圍為：從最外側(cè)橫隔板正上方開(kāi)始加載逐步移動(dòng)至第二跨跨中位置，每個(gè)加載工況下共46 個(gè)荷載步，有限元模型共計(jì)138 個(gè)荷載步。為便于表述，將輪跡線位置與三種加載工況相對(duì)應(yīng)（見(jiàn)表1）。

表1 輪跡線位置一覽表

為加載方便，ANSYS 有限元軟件中采用單輪加載，前后輪應(yīng)力結(jié)果通過(guò)影響線疊加得到。縱肋與頂板雙面焊焊接接頭疲勞應(yīng)力主要受主壓應(yīng)力作用，因此，在分別獲取σ0.4t和σ1.0t的數(shù)值的基礎(chǔ)上，通過(guò)式（1）進(jìn)行線性外推，得到了三種輪跡線下內(nèi)側(cè)焊縫頂板焊趾和外側(cè)焊縫頂板焊趾的熱點(diǎn)應(yīng)力歷程，分別如圖6 和圖7 所示。

圖6 內(nèi)側(cè)焊縫頂板焊趾熱點(diǎn)應(yīng)力歷程圖示

圖7 外側(cè)焊縫頂板焊趾熱點(diǎn)應(yīng)力歷程圖示

計(jì)算表明：（1）內(nèi)側(cè)焊縫和外側(cè)焊縫頂板焊趾處的熱點(diǎn)應(yīng)力均具有顯著的局部特征，當(dāng)輪載通過(guò)該焊接接頭時(shí)，應(yīng)力水平最大，就三種典型輪跡線位置而言，輪跡線2（騎縱肋加載形式）最為不利，其次為輪跡線3（縱肋間加載形式），兩輪跡線位置應(yīng)力相差較小，輪跡線1（縱肋正上方加載形式）應(yīng)力數(shù)值較小，進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)盡量將輪跡線位置布置在縱肋正上方，以避免發(fā)生疲勞破壞。（2）外側(cè)焊縫頂板焊趾熱點(diǎn)應(yīng)力幅值接近40 MPa，大于內(nèi)側(cè)焊縫頂板焊趾熱點(diǎn)應(yīng)力歷程，表明沿外側(cè)焊縫頂板焊趾處開(kāi)裂向頂板厚度方向擴(kuò)展是鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭主導(dǎo)疲勞失效模式，通過(guò)熱點(diǎn)應(yīng)力歷程對(duì)比分析，也證實(shí)了新型雙面焊焊接接頭能夠?qū)崿F(xiàn)疲勞失效模式由傳統(tǒng)單面焊焊根遷移至雙面焊外側(cè)焊縫頂板焊趾，便于監(jiān)測(cè)和加固，因此新型雙面焊焊接接頭具有廣闊的發(fā)展前景。

為認(rèn)識(shí)鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭應(yīng)力特征，以輪跡線1 和輪跡線3 為例，給出了單輪荷載通過(guò)該部位時(shí)的主壓應(yīng)力分布，如圖8 所示，內(nèi)外側(cè)頂板焊趾處均具有較大的主壓應(yīng)力。

圖8 主壓應(yīng)力分布圖（單位：MP a）

5 結(jié)論

（1）通過(guò)有限元數(shù)值模擬，得到了鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭內(nèi)側(cè)焊縫頂板焊趾和外側(cè)焊縫頂板焊趾的熱點(diǎn)應(yīng)力歷程曲線。

（2）對(duì)于鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭而言，車輛騎縱肋加載的輪跡線2 和縱肋間加載的輪跡線3 均具有較大疲勞應(yīng)力，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)將輪跡線盡量布置在縱肋正上方位置。

（3）裂紋沿外側(cè)頂板焊趾開(kāi)裂，沿頂板厚度方向擴(kuò)展的疲勞失效模式是鋼橋面板縱肋與頂板雙面焊焊接接頭主導(dǎo)疲勞失效模式。