U肋帶內(nèi)隔板鋼橋面疲勞性能研究

顧 萍，裴輝騰，盛 博，胡雨蛟

（同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海200092）

正交異性鋼橋面由于焊縫多、應(yīng)力影響線短，一輛車駛過會(huì)引起數(shù)次應(yīng)力循環(huán)，橋面在運(yùn)營5～10年后易產(chǎn)生疲勞裂紋.正交異性鋼橋面裂紋主要出現(xiàn)于橋面板與縱肋連接處、縱肋與橫梁連接處［1-2］，疲勞裂紋的位置和強(qiáng)度與鋼橋面構(gòu)造細(xì)節(jié)、焊接工藝等因素有關(guān).針對(duì)這種現(xiàn)象，Lehigh大學(xué)John W.Fisher等［3-4］展開了正交異性鋼橋面的足尺模型疲勞試驗(yàn)和威廉斯堡橋部分路面更換后的現(xiàn)場試驗(yàn)，研究改善和提高鋼橋面板疲勞性能和疲勞強(qiáng)度的構(gòu)造細(xì)節(jié).日本在建造本四連絡(luò)橋上幾座大跨度懸索橋、斜拉橋設(shè)計(jì)前［5-7］，也做了多次足尺模型疲勞試驗(yàn)和實(shí)橋鋼橋面的現(xiàn)場測試.這些研究完善了對(duì)正交異性鋼橋面疲勞機(jī)理的認(rèn)識(shí)，研究成果被用于相關(guān)的疲勞設(shè)計(jì)方法中，如美國AASHTO LRFD［8］、歐洲 Eurocode 3［9］等對(duì)正交異性鋼橋面均有比較明確的疲勞細(xì)節(jié)規(guī)定和疲勞計(jì)算方法.我國正交異性鋼橋面技術(shù)應(yīng)用相對(duì)稍晚，我國現(xiàn)行的公路、鐵路設(shè)計(jì)、制作和施工規(guī)范中均沒有針對(duì)正交異性鋼橋面疲勞細(xì)節(jié)的規(guī)定以及疲勞強(qiáng)度的設(shè)計(jì)方法.國內(nèi)文獻(xiàn)［10-12］等對(duì)鋼橋面板受力特性和疲勞強(qiáng)度也進(jìn)行了模型疲勞試驗(yàn)，但這些試驗(yàn)幾乎都是針對(duì)公路鋼橋面.文獻(xiàn)［13-14］等針對(duì)鐵路正交異性鋼橋面板的構(gòu)造細(xì)節(jié)，通過有限元分析、模型疲勞性能試驗(yàn)等對(duì)鋼橋面幾種典型疲勞裂紋進(jìn)行了疲勞壽命估算.

本文針對(duì)正交異性鐵路鋼橋面板實(shí)橋構(gòu)造細(xì)節(jié)，開展了鋼橋面足尺構(gòu)件的靜力、疲勞試驗(yàn)和有限元分析，研究了帶內(nèi)隔板U肋正交異性鋼橋面受力特性和疲勞強(qiáng)度，通過在縱肋內(nèi)增加內(nèi)隔板，改善縱肋腹板和橫梁帽孔處的受力特性，提高鋼橋面的疲勞強(qiáng)度.研究結(jié)果與歐美規(guī)范規(guī)定的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行了比較，完善了鋼橋面疲勞細(xì)節(jié)構(gòu)造的疲勞強(qiáng)度驗(yàn)算方法.

1 試件及試驗(yàn)布置

設(shè)計(jì)、制作了兩個(gè)足尺鋼橋面試件（DECK1和DECK2），每個(gè)試件由四個(gè)縱肋（U形肋，R1～R4）、三根橫梁（D1～D3）和鋼橋面板組成（見圖1），圖中M1，M2指跨中截面.橋面板尺寸為5.4m×2.4m，厚16mm，縱肋板厚8mm，橫梁腹板、翼板厚分別為14mm，16mm，縱肋尺寸和間距、構(gòu)造細(xì)節(jié)、制作工藝、材料均與某鐵路鋼桁梁橋鋼橋面相同.DECK2內(nèi)隔板厚14mm，與縱肋焊接，與橋面板頂緊不焊，尺寸見圖1e.試件材質(zhì)為Q345qD鋼材，其化學(xué)成分檢測結(jié)果及力學(xué)特性檢測結(jié)果符合《橋梁用結(jié)構(gòu)鋼》（GB/T 714—2008）［15］標(biāo)準(zhǔn)，試件所有焊縫按照《鐵路鋼橋制造規(guī)范》（TB10212—2009）［16］進(jìn)行檢測，均符合Ⅰ級(jí)要求.

圖1 DECK1和DECK2結(jié)構(gòu)尺寸和測點(diǎn)布置 （單位：mm）Fig.1 Layout of instrumentation in DECK1and DECK2（unit：mm）

為模擬鐵路鋼橋面板、縱肋腹板、橫梁帽孔等關(guān)注位置的應(yīng)力狀態(tài)，試件設(shè)計(jì)時(shí)通過多次有限元計(jì)算分析，確保關(guān)注點(diǎn)受力與實(shí)橋橋面相同.試件DECK2在橫梁腹板面的縱肋內(nèi)設(shè)置內(nèi)隔板，DECK1和DECK2其余構(gòu)造形式均相同.

兩試件采用相同的加載方式，采用500kN液壓脈動(dòng)試驗(yàn)機(jī)（PMS-500）加載.液壓脈動(dòng)試驗(yàn)機(jī)的千斤頂通過分配梁對(duì)試件兩跨中位置施加集中荷載，為模擬輪對(duì)對(duì)鋼橋面的作用，集中荷載通過剛性鋼墊塊（200mm×36mm×400mm）和20mm厚橡膠墊傳遞到鋼橋面，試件橫梁兩端下翼緣采用滾軸支座約束（圖1）.

試件應(yīng)變采集采用DH5922動(dòng)態(tài)應(yīng)變采集儀，動(dòng)應(yīng)變測點(diǎn)（編號(hào)s）、位移測點(diǎn)（編號(hào)d）主要布置在橋面板跨中以及與縱肋腹板相交處的橫梁帽孔附近（圖1）.為避免焊縫構(gòu)造影響，應(yīng)變測點(diǎn)距焊縫的距離為10mm.

2 疲勞試驗(yàn)及試驗(yàn)結(jié)果

兩試件疲勞試驗(yàn)前均先進(jìn)行初始靜載試驗(yàn)，疲勞試驗(yàn)荷載循環(huán)每隔7萬次進(jìn)行跨中動(dòng)撓度和動(dòng)應(yīng)變等數(shù)據(jù)的采集和量測，并在荷載循環(huán)達(dá)到100萬、200萬、300萬次及試驗(yàn)結(jié)束后進(jìn)行一次靜力加載試驗(yàn)，通過靜載試驗(yàn)數(shù)據(jù)來判別試件受力特性變化以及疲勞裂紋對(duì)受力性能的影響.根據(jù)施加的疲勞荷載幅，疲勞試驗(yàn)分為兩個(gè)階段：疲勞加載階段1——Pmin=100kN，Pmax=220kN，荷載幅為120kN，疲勞加載至200萬次；疲勞加載階段2——Pmin=135 kN，Pmax=300kN，荷載幅為165kN，繼續(xù)加載至450萬次時(shí)試驗(yàn)結(jié)束.

疲勞加載階段1，兩個(gè)試件均未觀測到疲勞裂紋；疲勞加載階段2，DECK1和DECK2橫梁附近的縱肋上分別出現(xiàn)了4條和2條疲勞裂紋（見表1和圖2）.表1列出了裂紋所在位置、裂紋長度以及發(fā)現(xiàn)裂紋所對(duì)應(yīng)的加載次數(shù).疲勞試驗(yàn)結(jié)束后，對(duì)兩個(gè)試件均進(jìn)行全面裂紋檢查，除了橫梁附近縱肋上的上述裂紋，在橋面板與縱肋焊接區(qū)等關(guān)注區(qū)域，均沒觀測到其他裂紋.另外采用超聲相控陣檢測儀（OLYMPUS OmniScan MX2），通過16晶片線陣排列探頭對(duì)試件的鋼橋面板進(jìn)行了裂紋全面掃查，沒有發(fā)現(xiàn)裂紋存在.

圖2 DECK1的裂紋Fig.2 Crack appearance of DECK1

表1 兩試件的裂紋匯總Tab.1 Cracks summary of two specimens

3 鋼橋面疲勞強(qiáng)度

鋼橋面的受力分析表明：在橋面輪壓作用下，縱肋產(chǎn)生縱向彎曲變形，縱肋腹板同時(shí)還受橫梁約束會(huì)產(chǎn)生局部彎曲應(yīng)力，縱肋與橫梁帽孔交匯處應(yīng)力集中也會(huì)對(duì)縱肋腹板的應(yīng)力分布產(chǎn)生很大影響，縱肋腹板容易產(chǎn)生縱向和豎向兩種疲勞裂紋［2，9，17］（圖3）.AASHTO和Eurocode 3對(duì)正交鋼橋面縱肋與橫梁帽孔的構(gòu)造細(xì)節(jié)和疲勞強(qiáng)度有相應(yīng)的規(guī)定，但這些規(guī)定主要針對(duì)豎向裂紋.DECK1和DECK2的試驗(yàn)顯示：上述部位更易產(chǎn)生縱向裂紋，類似的縱向裂紋在德國學(xué)者Lehrke的疲勞試驗(yàn)［17］中也被觀察到.本文采用AASHTO和Eurocode 3疲勞曲線，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較，對(duì)鋼橋面的疲勞性能進(jìn)行分析.

圖3 縱肋腹板裂紋形式Fig.3 Crack patterns in web of the rib

圖4為AASHTO和Eurocode 3針對(duì)縱肋與橫梁帽孔構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度曲線，圖中的6個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)分別代表DECK1和DECK2在縱肋與橫梁帽孔細(xì)節(jié)部位發(fā)生的6條縱向疲勞裂紋，試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)表示裂紋出現(xiàn)時(shí)的加載次數(shù)，縱坐標(biāo)為裂紋位置的疲勞應(yīng)力幅.第一階段荷載幅120kN的200萬次疲勞循環(huán)（未出現(xiàn)裂紋）根據(jù)Miner線性準(zhǔn)則，將其轉(zhuǎn)換至荷載幅為165kN的等效疲勞循環(huán)次數(shù)76.9萬次.

圖4顯示，鋼橋面試件縱肋上的縱向裂紋發(fā)生時(shí)的疲勞強(qiáng)度均大于AASHTO-C的89.6MPa和Eurocode 3的71MPa對(duì)應(yīng)構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度，即縱肋腹板與橫梁帽孔相交處的疲勞強(qiáng)度高于AASHTO規(guī)定的C類和Eurocode 3規(guī)定的71級(jí)疲勞強(qiáng)度.DECK1出現(xiàn)了4條裂紋，DECK2出現(xiàn)2條裂紋，在同類裂紋位置，DECK1疲勞裂紋出現(xiàn)時(shí)所對(duì)應(yīng)的疲勞應(yīng)力幅要低一些.

圖4 縱肋腹板的疲勞強(qiáng)度曲線（帽孔處）Fig.4 Relationship between loading counts and stress range in the web（hole）

圖5和圖6為Eurocode 3針對(duì)縱肋與橋面板連接細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度曲線，圖中4個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)分別取之DECK1和DECK2跨中加載區(qū)腹板（測點(diǎn)S3，S4）和橋面板（測點(diǎn)S1，S2）的實(shí)測應(yīng)力幅.由于兩個(gè)試件在疲勞試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，上述部位均沒有出現(xiàn)疲勞開裂，圖中疲勞荷載循環(huán)次數(shù)均為試驗(yàn)結(jié)束時(shí)對(duì)應(yīng)的加載次數(shù).圖5，6顯示：DECK1和DECK2的縱肋腹板疲勞強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于Eurocode 3規(guī)定的71級(jí)疲勞曲線，橋面板疲勞強(qiáng)度高于100級(jí)疲勞曲線.

圖5 縱肋腹板的疲勞強(qiáng)度曲線（橋面處）Fig.5 Relationship between loading counts and stress range in the web（deck）

圖6 橋面板的疲勞強(qiáng)度曲線Fig.6 Relationship between loading counts and stress range at the deck

4 有限元計(jì)算分析

采用有限元法，對(duì)試驗(yàn)橋面構(gòu)件進(jìn)行受力分析，分別建立了兩個(gè)試件的有限元力學(xué)模型.與DECK1的計(jì)算模型相比，DECK2在橫梁腹板面的縱肋內(nèi)增加了內(nèi)隔板，見圖7.有限元分析采用ANASYS程序，橋面板、肋與橫梁均采用Shell 63板殼單元，DECK1模型包含344 544個(gè)節(jié)點(diǎn)，345 103個(gè)單元；DECK2模型包含355 554個(gè)節(jié)點(diǎn)，356 437個(gè)單元.有限元計(jì)算模型的加載方式、邊界條件均與試驗(yàn)構(gòu)件一致.橋面板兩處橡膠墊塊位置，施加400mm×200mm的均布荷載，兩處的合力為300kN荷載.

圖7 DECK1和DECK2有限元模型Fig.7 FE models of DECK1and DECK2

圖8為DECK1和DECK2的中橫梁R1和R2兩個(gè)帽孔位置應(yīng)力計(jì)算結(jié)果的對(duì)比圖（R3和R4與之對(duì)稱），圖中橫坐標(biāo)為自帽孔左側(cè)起點(diǎn)沿路徑方向的距離，見圖8a.由圖8可知：外荷載的作用下，橫梁帽孔應(yīng)力呈現(xiàn)一側(cè)受拉，另一側(cè)受壓的特性；內(nèi)隔板使橫梁帽孔周圍應(yīng)力得到明顯改善，特別是在帽孔圓弧過渡區(qū)，橫梁帽孔最大拉應(yīng)力位置也從帽孔圓弧過渡區(qū)（x=68mm，x=507mm）轉(zhuǎn)到帽孔上部，最大拉應(yīng)力由90.2MPa減小至53.7MPa.試件DECK1中較大拉應(yīng)力的部位，在DECK2中（增加了內(nèi)隔板）變成僅有很小的拉壓過渡應(yīng)力，有效改善了該區(qū)域的受力特性.

圖8 DECK1和DECK2中橫梁主應(yīng)力對(duì)比圖Fig.8 Comparison of principal stresses in the crossbeams of DECK1and DECK2

表2為鋼橋面試件有限元計(jì)算值與實(shí)測值匯總表，計(jì)算值為試件始初狀態(tài)，5次實(shí)測值分別為疲勞試驗(yàn)加載前、疲勞荷載循環(huán)達(dá)到100萬、200萬、300萬次及疲勞試驗(yàn)結(jié)束后的靜載試驗(yàn)實(shí)測值.表中顯示：實(shí)測值與計(jì)算值很接近，且大部分測點(diǎn)的5次靜載試驗(yàn)實(shí)測值變化較小；兩個(gè)試件均在疲勞循環(huán)300萬次前在縱肋測點(diǎn)9附近出現(xiàn)裂紋，裂紋出現(xiàn)后該點(diǎn)應(yīng)力實(shí)測值急劇下降，說明這類裂紋對(duì)鋼橋面的整體受力影響不大，但改變了裂紋附近的應(yīng)力分布.試驗(yàn)中試件加載存在一定的偏載現(xiàn)象，實(shí)測試件東側(cè)的位移、應(yīng)力均稍大于西側(cè)；兩個(gè)試件實(shí)測及計(jì)算的橋面板應(yīng)力基本相同，縱肋內(nèi)隔板對(duì)橋面板應(yīng)力影響很??；在橫梁帽孔位置，DECK2的應(yīng)力計(jì)算值與實(shí)測值都明顯小于DECK1，縱肋內(nèi)增加內(nèi)隔板明顯改善了橫梁帽孔的受力狀態(tài).

表2 計(jì)算值與實(shí)測值匯總表Tab.2 Summary of the calculated and the measured values

圖9為縱肋R2上縱肋腹板應(yīng)力隨腹板位置變化的曲線，圖中橫坐標(biāo)為縱肋腹板的位置，其原點(diǎn)取在縱肋與橫梁帽孔相交處.由圖9和表2列出的數(shù)據(jù)可知：在縱肋與橫梁帽孔交匯處（橫坐標(biāo)原點(diǎn)），DECK2的應(yīng)力明顯小于DECK1，而該位置是疲勞裂紋的易發(fā)地；在內(nèi)隔板與縱肋焊縫底部位置，DECK2的應(yīng)力明顯大于DECK1，但該位置對(duì)應(yīng)構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度也較大.可以看出：縱肋內(nèi)增加內(nèi)隔板可以改善縱肋腹板與橫梁帽孔交匯部位的應(yīng)力狀態(tài)，其應(yīng)力影響范圍大致距焊縫10mm內(nèi).而試驗(yàn)時(shí)應(yīng)變測點(diǎn)均布置于距焊縫10～15mm左右距離，在該區(qū)域DECK1（無內(nèi)隔板）和DECK2（有內(nèi)隔板）的應(yīng)力相近，因此實(shí)測應(yīng)力未能反映內(nèi)隔板對(duì)此區(qū)域應(yīng)力分布的影響.因此，通過增加縱肋內(nèi)隔板來改善帽孔處的縱肋腹板應(yīng)力，可提高該細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度.

圖9 內(nèi)隔板與縱肋腹板應(yīng)力的影響關(guān)系Fig.9 Influence of the inner diaphragms on the stress in the web

5 結(jié)論

通過足尺構(gòu)件的靜力、疲勞試驗(yàn)和有限元分析，研究了U肋正交異性鐵路鋼橋面的受力特性和疲勞強(qiáng)度，對(duì)縱肋內(nèi)隔板改善鋼橋面相關(guān)細(xì)節(jié)部位的受力和疲勞特性的影響進(jìn)行了討論，研究結(jié)論如下：

（1）鋼橋面橫梁腹板處的縱肋設(shè)置內(nèi)隔板能有效改善縱肋腹板和橫梁帽孔處的受力，提高鋼橋面此類構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞強(qiáng)度.

（2）鋼橋面中與橫梁帽孔交匯處的縱肋腹板為疲勞裂紋易發(fā)處，本次試驗(yàn)的兩個(gè)鋼橋面構(gòu)件均在此處縱肋腹板出現(xiàn)水平向疲勞裂紋，該類裂紋的疲勞強(qiáng)度均高于AASHTO或Eurocode 3規(guī)定的C級(jí)或71級(jí).

（3）與橋面板連接細(xì)節(jié)部位的縱肋腹板和橋面板在試驗(yàn)結(jié)束（荷載循環(huán)450萬次）時(shí)未出現(xiàn)疲勞裂紋，其疲勞強(qiáng)度分別高于Eurocode 3規(guī)定的71級(jí)和100級(jí).

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