為研究鋪裝層對橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)疲勞應(yīng)力的影響，文章基于熱點應(yīng)力評估方法，建立了包含該細節(jié)局部子模型的有限元分析模型。數(shù)值模擬結(jié)果表明：在該模型結(jié)構(gòu)尺寸下，考慮鋪裝層與頂板聯(lián)合作用后，橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)熱點應(yīng)力幅由59.6 MPa降至51.2 MPa?？紤]到大跨度橋梁環(huán)境狀況復(fù)雜，建議疲勞設(shè)計時不考慮鋪裝層與頂板的聯(lián)合作用。

鋼橋面板；橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)；鋪裝層；有限元；熱點應(yīng)力幅

U443.32A411312

作者簡介：

陸宇翔（1978—），高級工程師，主要從事路橋工程設(shè)計工作。

0" 引言

受材料強度的限制，大跨度橋梁一般采用鋼橋形式。正交異性鋼橋面板（簡稱鋼橋面板）是鋼橋的重要承載構(gòu)件之一，其具有輕質(zhì)高強、便于組裝等顯著優(yōu)勢，在大跨度鋼橋中應(yīng)用非常廣泛。鋼板通過焊接工藝，在形成鋼橋面板的同時，也不可避免地引入了多個連接細節(jié)。目前焊接控制較為嚴格，焊接初始制造缺陷能夠控制在合理范圍內(nèi)，各板件連接基本可靠，滿足靜力需求。隨著高速公路重車比例的不斷提高，鋼橋面板各部位連接細節(jié)的疲勞損傷加重，導(dǎo)致一定程度的疲勞開裂，對橋梁安全構(gòu)成嚴重威脅。

相關(guān)文獻表明［1］：在鋼橋面板8類主要疲勞裂紋中，縱肋頂板連接細節(jié)疲勞裂紋的占比為18.9%，占比相對較高。其中，橫隔板位置更容易發(fā)生疲勞開裂。張清華等［2］基于深中通道鋼橋面板模型試驗驗證了橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)疲勞裂紋的存在并得到了疲勞抗力；曾志斌［3］對鋼橋面板典型疲勞裂紋進行了分類，探析了產(chǎn)生原因；郭亞文［4］分析了橫隔板處存在較大的焊接殘余拉應(yīng)力，輪載與焊接殘余應(yīng)力的耦合作用會導(dǎo)致該細節(jié)發(fā)生疲勞開裂；朱新安［5］基于ANSYS軟件探析了未考慮鋪裝層的橫隔板處的疲勞應(yīng)力；呂志林等［6］基于簡化疲勞試驗?zāi)Ｐ吞骄苛藱M隔板局部應(yīng)力特征。以上研究大多基于結(jié)構(gòu)本身特性而開展，缺少對橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)影響因素的分析，鋪裝層作為直接承受荷載的材料，對考慮鋪裝層后該細節(jié)疲勞應(yīng)力進行對比分析具有重要的指導(dǎo)意義。本文結(jié)合熱點應(yīng)力評估方法，以新型雙面焊大跨徑橋梁鋼橋面板為研究對象，分別計算了不考慮鋪裝、考慮鋪裝兩種情形下的橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)疲勞應(yīng)力幅，為相關(guān)研究提供參考。

1" 橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)

對于鋼橋面板縱肋頂板連接細節(jié)而言，因其所處位置的不同分為兩種：（1）橫隔板處；（2）橫隔板節(jié)間內(nèi)［7］。目前研究文獻中對第二種連接細節(jié)疲勞性能的研究較多，缺少對橫隔板處的疲勞性能及其失效機理的探究?？v肋頂板受第二體系影響，縱橋向支承于橫隔板上。在局部輪載作用下，橫隔板處由于豎向支承較強，縱肋頂板在橫隔板處呈現(xiàn)典型的固結(jié)梁約束特征。橫隔板處的雙面焊內(nèi)側(cè)焊趾存在應(yīng)力集中，是潛在疲勞裂紋萌生區(qū)域。本文主要針對該位置疲勞應(yīng)力幅進行分析。鋼橋面板橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)及其疲勞裂紋如圖1所示。

2" 分析方法

鋼結(jié)構(gòu)疲勞性能評估涉及多種分析方法，目前國內(nèi)應(yīng)用較多的兩種分別為名義應(yīng)力法和斷裂力學(xué)法。名義應(yīng)力法概念簡單，在鋼結(jié)構(gòu)早期的疲勞分析中應(yīng)用較為廣泛，但由于名義應(yīng)力位置難以確定，計算結(jié)果常常作為定性的對比分析。隨著疲勞研究的不斷深入，直接以疲勞裂紋為分析對象的數(shù)值斷裂力學(xué)分析方法逐漸嶄露頭角，該方法可不利用S-N曲線實現(xiàn)疲勞性能評估，是目前研究中最為直接有效的分析方法。數(shù)值斷裂力學(xué)往往進行的是試件開裂后的分析，且對材料斷裂參數(shù)要求較高，對于尚未出現(xiàn)嚴重疲勞損傷、初始制造缺陷可控的鋼結(jié)構(gòu)來說適用性不強。

經(jīng)調(diào)研國內(nèi)外文獻資料，在焊接構(gòu)件疲勞性能分析中，國際焊接協(xié)會（IIW）引入了熱點應(yīng)力法［8］。該方法明確規(guī)定了應(yīng)力取值點，且無須考慮非線性峰值應(yīng)力的影響。熱點即為焊趾處裂紋萌生點，可由兩處位置應(yīng)力通過線性外推計算得到，如圖2所示。

圖2中，t為頂板厚度，熱點應(yīng)力σhs線性外推公式見式（1）：

σhs=1.67σ0.4t-0.67σ1.0t" （1）

式中：σ0.4t和σ1.0t——距離焊趾0.4t和1.0t處的應(yīng)力，兩種應(yīng)力均可通過實體有限元軟件提取得到。

鋪裝層對鋼橋面板橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)疲勞應(yīng)力的影響分析/陸宇翔，王" 曉，譚邦宏

3" 實橋有限元模型

本文以國內(nèi)某雙面焊大跨徑橋梁鋼橋面板為分析對象。由于鋼橋面板典型細節(jié)受局部輪載作用明顯，疲勞問題屬于典型的局部問題?？v橋向取2跨節(jié)段、橫橋向取5個縱肋進行分析，相鄰橫隔板距離為2 000 mm，縱肋高度為300 mm，縱肋連續(xù)通過橫隔板，并在通過處的橫隔板設(shè)置弧形開孔形式。頂板、縱肋和橫隔板厚度分別為16 mm、8 mm和14 mm，如圖3所示。其中P為歐規(guī)標(biāo)準(zhǔn)車輪載［9］，大小為60 kN，輪載尺寸為400 mm×400 mm，橫橋向加載位置位于中間縱肋腹板正上方（騎縱肋加載工況）。雙面焊接的接頭尺寸如圖4所示。

根據(jù)圖3和圖4中的結(jié)構(gòu)尺寸信息，采用實體單元將各板件離散化，其中橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)子模型區(qū)域采用Solid95單元，其余區(qū)域采用Solid45單元，以提高計算精度。子模型和其他區(qū)域采用過渡網(wǎng)格技術(shù)處理，確保子模型網(wǎng)格尺寸滿足計算要求。同時在0.4t和1.0t處設(shè)置節(jié)點便于提取應(yīng)力，鋼材為Q345qD，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3。有限元模型如圖5所示。

加載時，橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)橫橋向應(yīng)力影響線小于橫向輪距，因此僅采用單側(cè)輪載進行加載?？v橋向由單個輪載加載計算，然后整個標(biāo)準(zhǔn)疲勞車下的熱點應(yīng)力幅可通過縱橋向影響線疊加得到。由于模型對稱，僅在一跨位置加載，加載步長取100 mm，加載步共計20步。模型按照周圍邊界條件分別進行橫橋向、縱橋向和豎向約束。

鋪裝層材料采用環(huán)氧瀝青混凝土，厚度為50 mm，泊松比為0.25，彈性模量受季節(jié)溫度影響，取低值500 MPa。在圖5有限元模型的基礎(chǔ)上，鋪裝層采用solid45實體單元建立，鋪裝層與頂板接觸位置節(jié)點共用，不考慮層間滑移作用。

4" 計算結(jié)果分析

鋼橋面板橫隔板處縱肋頂板位置的應(yīng)力狀態(tài)非常復(fù)雜，為便于分析判斷主要應(yīng)力的影響，分別提取不考慮鋪裝層和考慮鋪裝層下的第一主應(yīng)力σ1、第二主應(yīng)力σ2和第三主應(yīng)力σ3，以標(biāo)準(zhǔn)疲勞車單側(cè)前后輪載中心處為橫坐標(biāo)，以橫坐標(biāo)零點為輪載中心作用于中間橫隔板正上方位置，計算得到熱點應(yīng)力幅如圖6所示。

計算結(jié)果表明：

（1）在標(biāo)準(zhǔn)疲勞車輪載作用下，橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)基本處于受壓狀態(tài)。

（2）不考慮鋪裝層時，第一主應(yīng)力、第二主應(yīng)力和第三主應(yīng)力最大熱點應(yīng)力幅分別為1.7 MPa、16.8 MPa和59.6 MPa；考慮鋪裝層時，第一主應(yīng)力、第二主應(yīng)力和第三主應(yīng)力最大熱點應(yīng)力幅分別為1.4 MPa、14.2 MPa和51.2 MPa。當(dāng)考慮鋪裝層與頂板聯(lián)合作用后，第一主應(yīng)力和第二主應(yīng)力的數(shù)值變化不大，第三主應(yīng)力降幅為16.4%，疲勞應(yīng)力幅基本相當(dāng)。

（3）對于橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)而言，當(dāng)輪載作用于橫隔板正上方時熱點應(yīng)力數(shù)值達到最大，當(dāng)輪載遠離橫隔板時，熱點應(yīng)力數(shù)值迅速降低，表明該細節(jié)主要受橫隔板面內(nèi)荷載作用。由于標(biāo)準(zhǔn)疲勞車縱橋向最小輪距為1 200 mm，從計算結(jié)果來看單側(cè)輪載疊加效應(yīng)對熱點應(yīng)力幅影響不大，該細節(jié)疲勞問題主要受單個輪載的局部作用。

5" 結(jié)語

本文以國內(nèi)某雙面焊大跨徑橋梁鋼橋面板為分析對象，基于熱點應(yīng)力評估方法，建立了包含橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)子模型的有限元分析模型，得出主要結(jié)論如下：

（1）鋼橋面板橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)的疲勞應(yīng)力主要受主壓應(yīng)力作用。在本文疲勞模型尺寸條件下，與不考慮鋪裝層相比，鋪裝層對該細節(jié)熱點應(yīng)力幅具有一定的擴散作用，但整體應(yīng)力幅的降低幅度不大，建議進行疲勞設(shè)計時不考慮鋪裝層與面板的聯(lián)合作用。

（2）鋼橋面板橫隔板處縱肋頂板連接細節(jié)主要受橫隔板正上方的輪載作用。輪載遠離橫隔板后，熱點應(yīng)力迅速降低。標(biāo)準(zhǔn)疲勞車輪載疊加效應(yīng)對熱點應(yīng)力幅的影響不大。

［1］張清華，卜一之，李" 喬.正交異性鋼橋面板疲勞問題的研究進展［J］.中國公路學(xué)報，2017，30（3）：14-30，39.

［2］張清華，李" 俊，袁道云，等.深圳至中山跨江通道鋼橋面板結(jié)構(gòu)疲勞試驗研究［J］.土木工程學(xué)報，2020，53（11）：102-115.

［3］曾志斌.正交異性鋼橋面板典型疲勞裂紋分類及其原因分析［J］.鋼結(jié)構(gòu)，2011，26（2）：9-15，26.

［4］郭亞文.鋼橋面板橫隔板處縱肋與頂板焊接細節(jié)疲勞性能研究［D］.成都：西南交通大學(xué)，2019.

［5］朱新安.基于ANSYS的鋼橋面板橫隔板處縱肋與頂板焊接細節(jié)疲勞應(yīng)力分析［J］.北方交通，2021（5）：13-15，19.

［6］呂志林，姜" 旭，強旭紅，等.正交異性鋼橋面板橫隔板局部模型疲勞試驗研究［J］.結(jié)構(gòu)工程師，2021，37（6）：163-171.

［7］趙" 秋.鋼橋［M］.北京：人民交通出版社，2017.

［8］IIW Document XIII-21514r4-07，XV-1254r4-07，Recommendations for Fatigue Design of Welded Joints and Components［S］.

［9］European Committee for Standardisation EN1993-2，Eurocode 3，Design of Steel Structures［S］.

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