公路正交異性鋼橋面板細(xì)節(jié)疲勞研究

何東升，肖海珠，張曉勇

(中鐵大橋勘測(cè)設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，湖北　武漢　430056)

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公路正交異性鋼橋面板細(xì)節(jié)疲勞研究

何東升，肖海珠，張曉勇

(中鐵大橋勘測(cè)設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，湖北武漢430056)

為了給公路正交異性鋼橋面板的設(shè)計(jì)提供建議，基于熱點(diǎn)應(yīng)力法，通過建立精細(xì)化有限元模型，分析了焊縫細(xì)節(jié)的疲勞應(yīng)力幅，計(jì)算結(jié)果表明U肋與橫梁切口處、頂板與U肋焊縫處為疲勞開裂的薄弱環(huán)節(jié)。探討了這兩類細(xì)節(jié)易于開裂的內(nèi)在原因，并通過參數(shù)對(duì)比發(fā)現(xiàn)：增大截面尺寸和頂板厚度、增設(shè)U肋內(nèi)隔板有利于緩解切口處U肋疲勞應(yīng)力；而橫梁間距由3 m增大到4.5 m后，切口處沿肋壁豎向的疲勞應(yīng)力幅增幅為109%；增加頂板厚度和減少U肋開口寬度能改善頂板與U肋焊接處疲勞應(yīng)力幅。

橋梁工程；疲勞；熱點(diǎn)應(yīng)力法；正交異性鋼橋面板；焊縫細(xì)節(jié)；

0　引言

正交異性鋼橋面板的疲勞開裂問題是一大頑疾。英國(guó)Seven橋通車5 a后便發(fā)現(xiàn)首條疲勞裂縫[1]，此后世界上一些主要的國(guó)家均發(fā)現(xiàn)了鋼橋面板疲勞開裂的事例。目前，對(duì)正交異性橋面板疲勞問題的研究已經(jīng)成為橋梁建設(shè)中的熱點(diǎn)。

日本鋼結(jié)構(gòu)委員會(huì)厚板焊接接頭調(diào)查研究分委員會(huì)曾于2007年對(duì)日本阪神高速公路和首都高速公路鋼橋面板鋼橋的疲勞裂紋進(jìn)行過統(tǒng)計(jì)，發(fā)現(xiàn)縱肋對(duì)接焊接頭部位、縱肋與面板焊接連接部位、主梁腹板豎向加勁肋與面板焊接連接部位、縱肋與橫肋交叉部位出現(xiàn)疲勞裂紋分別占疲勞裂紋總數(shù)的3.6%,9.7%,20.9%,56.3%[2]。

近年來，歐美學(xué)者系統(tǒng)地做了大量的疲勞試驗(yàn)，并在統(tǒng)計(jì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，對(duì)常見的疲勞細(xì)節(jié)進(jìn)行分級(jí)，并給出各級(jí)名義疲勞強(qiáng)度的S-N曲線，為常見的疲勞設(shè)計(jì)細(xì)節(jié)提供參考。但對(duì)于受力復(fù)雜的細(xì)節(jié)構(gòu)造位置，無法準(zhǔn)確計(jì)算該細(xì)節(jié)處的名義疲勞應(yīng)力。

對(duì)于無法計(jì)算名義疲勞應(yīng)力的細(xì)節(jié)，通常的做法是將離焊趾一定距離的位置的計(jì)算應(yīng)力作為名義疲勞應(yīng)力。不過目前對(duì)選取計(jì)算點(diǎn)的位置尚未統(tǒng)一。文獻(xiàn)[3]建議橫梁、U肋等焊縫細(xì)選取離焊趾7.94 mm 的位置作為名義應(yīng)力計(jì)算點(diǎn)，橫梁切口細(xì)節(jié)選取離切口邊緣6.4 mm作為名義應(yīng)力計(jì)算點(diǎn)。文獻(xiàn)[4]中指出日本的做法是選取離焊趾5 mm的位置作為名義應(yīng)力計(jì)算點(diǎn)。文獻(xiàn)[5]建議選取離焊趾10 mm的位置作為名義應(yīng)力計(jì)算點(diǎn)。

基于有限元仿真分析的熱點(diǎn)應(yīng)力法提供了一種更加便捷和可靠的設(shè)計(jì)方法，并且適用于更加復(fù)雜的結(jié)構(gòu)外形和荷載狀態(tài)[6]。熱點(diǎn)應(yīng)力法最初由焊接工程學(xué)會(huì)[8]提出，隨后被美國(guó)規(guī)范AASHTO LRFD[9]和歐洲規(guī)范EN1993-1-9[10]采用，并給出了熱點(diǎn)應(yīng)力法計(jì)算疲勞應(yīng)力幅的疲勞等級(jí)曲線。

我國(guó)對(duì)正交異性鋼橋面的研究也非常多，但存在試驗(yàn)數(shù)據(jù)不具有規(guī)模性、尚未建立疲勞車輛模型、疲勞細(xì)節(jié)計(jì)算方法陳舊的現(xiàn)狀,因此有必要采用較為前沿的方法對(duì)我國(guó)正交異性鋼橋面板展開系統(tǒng)的研究，并揭示關(guān)鍵細(xì)節(jié)處疲勞開裂的內(nèi)在原因，以指導(dǎo)正交異性鋼橋面板在公路橋梁中的應(yīng)用。

1　熱點(diǎn)應(yīng)力法原理[8]

熱點(diǎn)應(yīng)力法僅適用于計(jì)算焊趾位置的疲勞應(yīng)力，對(duì)焊根不適用。焊接板結(jié)構(gòu)中，一般區(qū)分2類焊趾熱點(diǎn)，如圖 1所示，a類型焊趾位于附板或母板表面；b類型焊趾位于附板端面。其中a類型焊趾的熱點(diǎn)應(yīng)力可取為表面膜應(yīng)力和彎曲應(yīng)力之和。而對(duì)于b類型熱點(diǎn)，由于其位于板件的端面上，焊趾處應(yīng)力分布狀態(tài)與板厚并不相關(guān)，故無法按表面膜應(yīng)力和彎曲應(yīng)力確定熱點(diǎn)應(yīng)力。

圖1　焊趾熱點(diǎn)類型Fig.1　Types of hot-spot on weld toe

熱點(diǎn)應(yīng)力外插方法通常利用距離焊趾表面一定距離的2個(gè)點(diǎn)或3個(gè)點(diǎn)處的應(yīng)力進(jìn)行線性或二次插值計(jì)算來確定焊趾熱點(diǎn)應(yīng)力。AASHTO規(guī)范[9]建議對(duì)于a類型熱點(diǎn)選取0.5t和1.5t兩個(gè)點(diǎn)線性插值：σhs=1.5σ0.5t-0.5σ1.5t；對(duì)于b類型熱點(diǎn)選取5 mm和15 mm兩個(gè)點(diǎn)線性插值：σhs=1.5σ5 mm-0.5σ15 mm。

對(duì)于建立焊縫的有限元模型，在焊趾處插值；未建立焊縫的有限元模型，偏保守在板件中面交叉的位置插值，如圖2所示。

圖2　焊趾處熱點(diǎn)應(yīng)力定義Fig.2　Definition of hot-spot stress on weld toe

2　疲勞細(xì)節(jié)分析

2.1有限元模型

選取某節(jié)間長(zhǎng)度為9 m的城市懸索橋橋面系進(jìn)行有限元分析，并計(jì)算疲勞細(xì)節(jié)的熱點(diǎn)應(yīng)力幅。計(jì)算模型通過ANSYS建立，各板件均用殼單元SHELL181模擬，橫向取對(duì)稱的半結(jié)構(gòu)分析，縱向取兩個(gè)節(jié)間長(zhǎng)度。在需要獲得熱點(diǎn)應(yīng)力的區(qū)域控制網(wǎng)格尺寸為0.25t，其中t為對(duì)應(yīng)的板厚。節(jié)段有限元模型如圖3所示。

圖3　正交異性鋼橋面板節(jié)段有限元模型Fig.3　Finite element model of OSD segment

正交異性板的應(yīng)力影響線長(zhǎng)度在2～3個(gè)橫梁開間左右[7]。有限元模型中端部距所關(guān)心區(qū)域較遠(yuǎn)，因此梁端不施加約束。模型的邊界條件為：跨中對(duì)稱面施加對(duì)稱約束，吊點(diǎn)位置施加固定約束。

我國(guó)規(guī)范未提及疲勞車類型，偏保守采用《城市橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》[11]中的城A級(jí)車輛加載，考慮沖擊系數(shù)μ=0.15。車輛重力標(biāo)準(zhǔn)值為550 kN，中前、中后軸的軸重標(biāo)準(zhǔn)值分別為2×140 kN和200 kN；對(duì)應(yīng)的輪胎著地寬度×長(zhǎng)度為0.6 m×0.25 m；輪距為1.8 m。瀝青鋪裝層的厚度為80 mm，假設(shè)輪載按照45°方向擴(kuò)展到橋面板上，擴(kuò)散后寬度×長(zhǎng)度為0.78 m×0.41 m。城A級(jí)車輛單軸軸重較《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》[12]的標(biāo)準(zhǔn)車輛大，因此前者能包絡(luò)后者產(chǎn)生的疲勞應(yīng)力幅。

圖4示意了疲勞車的加載位置，有限元模型中按一輛城A車輛加載。圖中為表述方便，圖4(a)和4(b)僅示出對(duì)關(guān)注橫梁產(chǎn)生最大影響的軸重的位置；圖4(c)中僅示出了一側(cè)輪壓的橫向分布。根據(jù)圖中示意的30種荷載工況組合計(jì)算出關(guān)注位置的熱點(diǎn)疲勞應(yīng)力幅。

圖4　車輛加載工況Fig.4　Vehicle loading cases

2.2計(jì)算結(jié)果分析

IIW[8]、EN1993-1-9[10]將焊接鋼板結(jié)構(gòu)連接歸為9類構(gòu)造細(xì)節(jié)，并給出了FAT90和FAT100兩條熱點(diǎn)應(yīng)力幅的S-N曲線。美國(guó)AASHTO LRFD規(guī)范[9]也認(rèn)為C級(jí)疲勞細(xì)節(jié)可包絡(luò)所有的熱點(diǎn)應(yīng)力幅試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

參考EN 1993-1-9中給出的熱點(diǎn)應(yīng)力S-N曲線，除不熔透焊的十字型接頭型焊縫外，正交異性板細(xì)節(jié)疲勞應(yīng)力幅可控制在200萬次疲勞強(qiáng)度100 MPa。橋面板直接承受車輪軸重，應(yīng)力幅為單軸循環(huán)，循環(huán)次數(shù)更高，可采用500萬次疲勞強(qiáng)度73.7 MPa控制。橫梁切口自由邊無焊縫構(gòu)造，應(yīng)力幅可控制在200萬次疲勞強(qiáng)度160 MPa。

圖5示意了疲勞細(xì)節(jié)處應(yīng)力方向，其中fb_sp表示沿切口自由邊方向的應(yīng)力。焊接殘余應(yīng)力雖然不影響疲勞應(yīng)力幅值，但U肋與頂板焊縫處等在輪載作用下受壓的細(xì)節(jié)由于焊接殘余拉應(yīng)力的存在可能發(fā)生疲勞裂紋，因而必須計(jì)算疲勞應(yīng)力幅。細(xì)節(jié)處疲勞應(yīng)力幅見表1。

圖5　疲勞細(xì)節(jié)位置示意Fig.5　Schematic diagram of fatigue detail’s position

編號(hào)類型rf_szrf_syrdf_sxrdf_sy'rdf_szrd_sxrd_sy'fb_spdf_sydf_sz1L3D14U280×280×8467444281986597414592L3D16U280×280×8436938261863537114473L3D14U300×280×8487952352098627415634L3D16U300×280×8457444322072567215505L3D16U350×340×83866583919101556516576L3D18U350×340×8356250351976496415467L3D20U350×340×830594332185945638388L3D18U400×400×8265460431892527017579L3D20U400×400×82250523917704869164710L4.5D20U400×400×84682503717645177164711L4.5D20U400×400×104363412914684575164712L3D16U280×280×8-gb10134325196454661444

注：參數(shù)說明以L3D14U300×280×8為例，L3表示橫梁間距3 m；D14表示頂板厚度14 mm；U300×280×8表示U肋上開口寬度300 mm、高度280 mm、厚度8 mm;“-gb”表示在橫梁斷面的U肋內(nèi)置隔板。

表1列出了有限元計(jì)算選取的12組參數(shù)及關(guān)注細(xì)節(jié)處用熱點(diǎn)應(yīng)力法計(jì)算的疲勞應(yīng)力幅結(jié)果,其中最后一組參數(shù)的目的是與第4組參數(shù)作對(duì)比以確定在橫梁斷面的U肋內(nèi)置隔板對(duì)相關(guān)細(xì)節(jié)的疲勞應(yīng)力幅影響。

結(jié)果表明：U肋與橫梁切口處的疲勞應(yīng)力幅較其他細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅大。頂板與U肋焊縫處細(xì)節(jié)直接承受橋面車輛的輪載作用，該處的疲勞應(yīng)力幅較高。正交異性板易發(fā)生疲勞破壞的位置為U肋與橫梁弧形切口位置、頂板與U肋焊縫位置，與上述提及的調(diào)查結(jié)果相符。因此本文重點(diǎn)分析最常見的縱肋與面板焊縫位置、縱肋與腹板切口位置的疲勞細(xì)節(jié)。

2.2.1U肋與橫梁的切口位置應(yīng)力幅

U肋與橫梁切口處的應(yīng)力rf_sz，rf_sy′為極值時(shí)，輪載橫向作用在兩U形肋中間的頂板上，縱向?yàn)?×140 kN的軸重作用在橫梁間頂板跨中，如圖6中示意。

圖6　U肋與橫梁的連接處U肋的扭轉(zhuǎn)示意Fig.6　Schematic diagram of distortion at U-rib-to-FB connection

輪載對(duì)U肋的偏心作用導(dǎo)致U肋產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)，橫梁位置處的U肋上端扭轉(zhuǎn)變形受橫梁腹板約束，而U肋下端在弧形切口內(nèi)自由變形導(dǎo)致U肋在切口處產(chǎn)生較大的沿肋壁豎向的面外彎曲應(yīng)力。另一方面，U肋的約束扭轉(zhuǎn)在切口位置產(chǎn)生較大的翹曲正應(yīng)力，與軸向應(yīng)力疊加后，順橋向應(yīng)力也較大。

各組參數(shù)計(jì)算得到的U肋與橫梁切口細(xì)節(jié)處的疲勞熱點(diǎn)應(yīng)力幅rf_sz、rf_sy′如圖7所示。

圖7　橫梁的切口處U肋疲勞應(yīng)力幅Fig.7　Fatigue stress range of U-rib at FB web cut-out

對(duì)比L3D16U300×280×8設(shè)置U肋內(nèi)隔板的應(yīng)力幅結(jié)果。當(dāng)在U肋內(nèi)設(shè)置隔板后，U肋在切口內(nèi)的扭轉(zhuǎn)變形被隔板約束,rf_sy的應(yīng)力幅由79 MPa降至13 MPa，rf_sz的應(yīng)力幅由48 MPa降至10 MPa。

對(duì)比前4組參數(shù)的結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：增加頂板厚度對(duì)該細(xì)節(jié)處疲勞應(yīng)力幅有所改善；而僅增加U肋的開口寬度，不改變U肋的高度時(shí)，切口處細(xì)節(jié)疲勞應(yīng)力幅均有所增加。對(duì)比全組參數(shù)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，增大U肋截面尺寸、加厚頂板使得切口處細(xì)節(jié)疲勞應(yīng)力幅有所降低。

對(duì)比參數(shù)L4.5D20U400×400的橋面系，當(dāng)U肋厚度從8 mm增大到10 mm時(shí)，切口處豎向應(yīng)力幅rf_sy′從82 MPa降為63 MPa，降幅為23%，這說明U肋的厚度對(duì)該細(xì)節(jié)疲勞應(yīng)力幅有所改善。

對(duì)比參數(shù)為D20U400×400×8的橋面系，當(dāng)橫梁間距從3 m增加到4.5 m時(shí)，切口處豎向應(yīng)力幅rf_sy′從50 MPa增大到82 MPa，增幅為64%；切口處縱橋向應(yīng)力幅rf_sz從22 MPa增大到46 MPa，增幅109%，這說明切口處疲勞應(yīng)力幅隨橫梁間距增加而顯著增大。

以上分析結(jié)果表明：(1)采用大U肋、厚頂板能提高橋面系的整體剛度，從而降低切口細(xì)節(jié)處的疲勞應(yīng)力幅。(2)U肋內(nèi)置隔板能提高U肋在橫梁位置的抗扭剛度，對(duì)降低切口細(xì)節(jié)處的疲勞應(yīng)力幅最為有效。(3)當(dāng)橫梁間距加大時(shí)，橫梁切口內(nèi)U肋自由段的橫向位移也會(huì)明顯增加，從而導(dǎo)致切口細(xì)節(jié)處沿U肋壁豎向的應(yīng)力幅。

2.2.2頂板與U肋縱向焊縫的疲勞應(yīng)力幅

頂板與U肋焊縫處的應(yīng)力rd_sx為極值時(shí)，輪載橫向作用中心位于U肋肋壁與頂板連接處，如圖8(a)所示；rd_sy′為極值時(shí)，輪載橫向作用在兩U肋中心，如圖8(b)所示。

圖8　輪載作用橫向位置示意圖Fig.8　Schematic diagram of transverse position of tare load

頂板與U肋焊縫處應(yīng)力rd_sx、rd_sy′為平面框架受均布荷載的作用,在相交處引起的彎曲壓應(yīng)力[13-14]，如圖8所示。各組參數(shù)計(jì)算得到的頂板與U肋細(xì)節(jié)處的疲勞熱點(diǎn)應(yīng)力幅dr_sx，dr_sy′，如圖9所示。

圖9　頂板與U肋焊縫位置疲勞應(yīng)力幅Fig.9　Fatigue stress range of deck-to-U-rib weld detail

從圖中可以看出，增大頂板厚度能有效降低dr_sx應(yīng)力幅，同時(shí)能改善U肋上dr_sy′應(yīng)力幅。

對(duì)比參數(shù)L3U350×340×8的橋面系，當(dāng)頂板厚度為16,18,20 mm時(shí)，rd_sx應(yīng)力幅依次為101,76,59 MPa，降幅在22%～25%左右；rd_sy′應(yīng)力幅依次為55,49,45 MPa，降幅均在8%～11%左右。

對(duì)比頂板厚度均為16 mm，U肋尺寸分別為U280×280×8，U300×280×8，U350×340×8的計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn)：頂板厚度不變時(shí)，隨著U肋開口寬度的增加，rd_sx應(yīng)力幅分別為63,72,101 MPa，增幅分別為14%,40%。

對(duì)比參數(shù)為D20U400×400×8的橋面系，當(dāng)橫梁間距從3 m增加到4.5 m時(shí)，rd_sx，rd_sy′變化幅度均不大。對(duì)于參數(shù)為L(zhǎng)4.5D20U400×400的橋面系，當(dāng)U肋厚度從8 mm變?yōu)?0 mm時(shí)，rd_sx變化幅度不大，rd_sy′則由51 MPa降為45 MPa，降幅12%。

以上分析結(jié)果表明：頂板厚度和U肋上開口寬度是影響頂板橫向應(yīng)力幅rd_sx最重要的兩個(gè)因素。增加頂板厚度和U肋厚度均能降低頂板與縱肋焊接處縱肋上豎向應(yīng)力幅rd_sy′，但增加U肋厚度對(duì)頂板內(nèi)橫向應(yīng)力幅影響較小，因此增加頂板厚度更為有效。

3　結(jié)論

本文基于熱點(diǎn)應(yīng)力法，采用有限元方法計(jì)算公路正交異性鋼橋面系各關(guān)鍵細(xì)節(jié)處的疲勞應(yīng)力幅，并得到如下結(jié)論：

(1)計(jì)算結(jié)果表明易于產(chǎn)生疲勞裂紋的位置為U肋與橫梁弧形切口位置、頂板與U肋焊縫位置。

(2)橫梁弧形切口上端的U肋的扭轉(zhuǎn)受到橫梁腹板約束，而弧形切口內(nèi)的U肋的扭轉(zhuǎn)不受橫梁腹板約束，并且扭轉(zhuǎn)引起U肋橫向變形，從而導(dǎo)致U肋與橫梁切口位置的U肋肋壁產(chǎn)生較大的局部面外彎曲應(yīng)力。

(3)U肋與橫梁切口處細(xì)節(jié)疲勞應(yīng)力幅對(duì)橫梁間距敏感，U肋內(nèi)無隔板的正交異性橋面系的橫梁間距不宜太大。

(4)在U肋內(nèi)增設(shè)隔板后，U肋與橫梁切口細(xì)節(jié)的疲勞應(yīng)力幅降幅明顯。

(5)采用大U肋、厚頂板等提高橋面系整體剛度的措施,能降低U肋與橫梁切口細(xì)節(jié)處的疲勞應(yīng)力幅。

(6)跨中頂板與U肋焊縫處頂板的橫向疲勞應(yīng)力幅隨頂板厚度增加而降低，隨U肋開口寬度增加而增大;U肋上豎向應(yīng)力幅隨頂板厚度、U肋厚度增加而降低。

[1]CUNINGHAME J R,BEALES C.Fatigue Crack Locations in Orthotropic Steel Decks[C]// Proceedings of International Association for Bridge and Structural Engineering.Lausanne:Labsepress,1990:133-146.

[2]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.

ZENG Zhi-bin.Classification and Reasons of Typical Fatigue Cracks in Orthotropic Steel Deck[J].Steel Construction,2011,26 (2):9-15.

[3]CONNOR R J,FISHER J W.Consistent Approach to Calculating Stresses for Fatigue Design of Welded Rib-to-Web Connections in Steel Orthotropic Bridge Decks[J].Journal of Bridge Engineering,2006,11(5):517-525.

[4]YA S，YAMADA K,ISHIKAWA T.Fatigue Evaluation of Rib-to-deck Welded Joints of Orthotropic Steel Bridge Deck[J].Journal of Bridge Engineering,2011,16(4):492-499.

[5]唐亮，黃李驥，劉高，等．正交異性鋼橋面板足尺模型疲勞試驗(yàn)[J]．土木工程學(xué)報(bào)，2014,47(3):112-121.

TANG Liang,HUANG Li-ji,LIU Gao,et al.Fatigue Experimental Study of a Full-scale Steel Orthotropic Deck Model[J].China Civil Engineering Journal,2014,47(3):112-121.

[6]王斌華，呂彭民，邵雨虹．正交異性鋼橋面隔板與U肋連接熱點(diǎn)應(yīng)力分析[J]．長(zhǎng)安大學(xué)學(xué)報(bào)，2013,33(5):57-63.

WANG Bin-hua,Lü Peng-min,SHAO Yu-hong.Analysis of Structure of Diaphragm-to-rib Welded Connection in Orthotropic Steel Deck by Means of Hot Spot Stress Approach[J].Journal of Chang’an University,2013,33(5):57-63.

[7]童樂為,沈祖炎,陳忠延．正交異性鋼橋面板疲勞驗(yàn)算時(shí)的結(jié)構(gòu)分析[J].上海力學(xué),1998,19(3):204-212.TONG Le-wei,SHEN Zu-yan,CHEN Zhong-yan.Structure Analysis for Fatigue Assessment of Orthotropic Steel Bridge Decks[J].Shanghai Journal of Mechanics,1998,19(3):204-212.

[8]IIW Joint Working Group.Recommendations for Fatigue Design of Welded Joints and Components[S].Paris:IIW Joint Working Group,2008.

[9]American Association of State Highway and Transportation Officials.AASHTO LRFD Bridge Design Specifications[S].Washington,D.C.:American Association of State Highway and Transportation Officials,2012.

[10]EN1993—1—9，Eurocode 3:Design of Steel Structures-Part 1-9:Fatigue[S].

[11]CJJ 11—2011,城市橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范[S]

CJJ 11—2011,Code for Design of the Municipal Bridge[S].

[12]JTG D60—2004,公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范[S].

JTG D60—2004,General Code for Design of Highway Bridges and Culverts[S].

[13]XIAO Zhi-gang,YAMADA K,YA S,et al.Stress Analyses and Fatigue Evaluation of Rib-to-deck Joints in Steel Orthotropic Decks[J].International Journal of Fatigue,2008,30(8):1387-1397.

[14]張?jiān)适浚罘ㄐ?，熊鋒，等．正交異性鋼橋面板疲勞裂紋成因分析及控制[J]．公路交通科技，2013,30(8)：75-80.

ZHANG Yun-shi,LI Fa-xiong,XIONG Feng,et al.Cause Analysis and Control Measures of Fatigue Cracks in Orthotropic Steel Deck[J].Journal of Highway and Transportation Research and Development,2013,30(8)：75-80.

Research on Detail Fatigue of Orthotropic Steel Deck in Highway Bridge

HE Dong-sheng,XIAO Hai-zhu,ZHANG Xiao-yong

(China Railway Major Bridge Reconnaissance &Design Institute Co.,Ltd.,Wuhan Hubei 430056,China)

In order to provide a reference for design of orthotropic steel deck in highway bridge,based on hot-spot stress approach,the fatigue stress range of weld detail is analyzed by using the built refined finite element models.The result indicates that both U-rib at the floor beam web cut-out and deck-to-U-rib weld are more prone to fatigue failure.The internal causes of the above 2 kinds of fatigue details are explored.It is found out through comparing the results of different parameters that (1) enlarge U-rib’s dimensions,increase deck thickness,and place diaphragm in U-rib can relieve the fatigue stress of U-rib at the cut-out(2) when the distance between 2 floor-beams increased from 3 m to 4.5 m,the vertical fatigue stress range of U-rib at FB web cut-out increased 109%;(3) increase deck thickness and decrease open mouth’s width of U-rib also can improve fatigue stress range of deck-to-U-rib weld.

bridge engineering;fatigue;hot-spot stress approach;orthotropic steel deck;weld detail

2015-01-04

何東升(1989-)，男，湖南祁陽人，碩士.(yzhds@163.com)

10.3969/j.issn.1002-0268.2016.01.012

U443.32

A

1002-0268(2016)01-0076-06