切口型式對正交異性鋼橋面板應(yīng)力特性的影響

向澤，祝志文

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切口型式對正交異性鋼橋面板應(yīng)力特性的影響

向澤1，祝志文2

(1. 邵陽學(xué)院 城鄉(xiāng)建設(shè)學(xué)院，湖南 邵陽 422000； 2. 汕頭大學(xué) 土木與環(huán)境工程系，廣東 汕頭 515063)

正交異性鋼橋面板橫隔板切口處疲勞問題突出，裂紋通常萌生于切口自由邊以及切口起始處縱肋-橫隔板連接焊縫。為研究不同切口型式對疲勞細(xì)節(jié)應(yīng)力的影響，建立有限元分析模型，獲得細(xì)節(jié)在輪載下的應(yīng)力響應(yīng)。研究結(jié)果表明：切口自由邊細(xì)節(jié)是面內(nèi)應(yīng)力主導(dǎo)，且較大的切口半徑有利于降低應(yīng)力水平；縱肋腹板在平行于焊縫方向的外側(cè)應(yīng)力最大，屬于縱肋-橫隔板連接焊縫中最不利的細(xì)節(jié)，因此該連接處的裂紋通常會萌生于焊縫末端的縱肋腹板外側(cè)，并沿垂直于焊縫的方向擴(kuò)展；對于縱肋-橫隔板連接焊縫的橫隔板細(xì)節(jié)，當(dāng)切口型式為相切過渡的方式時，面外應(yīng)力遠(yuǎn)小于垂直過渡的方式，而面內(nèi)應(yīng)力相反；采用Eurocode 3中推薦的切口型式是合適的。

正交異性鋼橋面板；疲勞；有限元分析；切口型式；熱點(diǎn)應(yīng)力

現(xiàn)代橋梁中的正交異性鋼橋面板普遍將縱肋連續(xù)通過橫隔板，即縱肋彈性支承于橫隔板之上[1]。為降低縱肋扭轉(zhuǎn)引發(fā)與之相連的橫隔板產(chǎn)生過大的面外變形，從而導(dǎo)致高的面外彎曲應(yīng)力，通常會在縱肋底部的橫隔板腹板開設(shè)切口。切口能夠減弱橫隔板對縱肋的約束，降低次應(yīng)力，但切口削弱了橫隔板腹板，干擾了面內(nèi)應(yīng)力流，極易產(chǎn)生應(yīng)力集中，在輪載作用下容易引發(fā)疲勞開裂。因此，橫隔板切口屬于正交異性鋼橋面板的疲勞敏感部位，包括切口自由邊細(xì)節(jié)及切口起始處縱肋?橫隔板連接焊縫細(xì)節(jié)，其受力復(fù)雜，應(yīng)力呈面內(nèi)?面外組合的三維狀態(tài)，若設(shè)計參數(shù)不合理或制造工藝達(dá)不到要求等，極易出現(xiàn)疲勞開裂[2]，如武漢君山大橋[3]、廣東虎門大橋[4]以及紐約Triborough橋[5]的切口處都出現(xiàn)了不同程度的疲勞開裂。國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者開展了切口自由邊及縱肋?橫隔板連接焊縫構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞性能分析，為工程實(shí)踐提供了指導(dǎo)。祝志文等[6]基于有效缺口應(yīng)力法研究了縱肋?橫隔板連接焊縫的疲勞性能，得出疲勞裂紋更容易在焊趾處萌生。ZHANG等[7]通過有限元分析與疲勞試驗(yàn)得出縱肋?橫隔板連接焊縫末端的縱肋腹板開裂主要由焊趾處的彎曲應(yīng)力導(dǎo)致。Choi等[8]通過試驗(yàn)與有限元分析得到縱肋?橫隔板連接焊縫的裂紋通常以一定傾斜的角度從焊趾處萌生。王春生等[9]通過有限元分析得出切口邊緣的半徑對細(xì)節(jié)應(yīng)力有重要影響。Connor[10]通過有限元分析得出增加切口高度可以降低切口處橫隔板細(xì)節(jié)的面外應(yīng)力，但會增加面內(nèi)應(yīng)力。FHWA[1]指出，較大的切口半徑可以改善切口自由邊的應(yīng)力集中，但同時也要保證切口處橫隔板的凈截面面積，防止出現(xiàn)過大的面內(nèi)剪切應(yīng)力。Donato等[11]研究發(fā)現(xiàn)橫隔板切口形狀對切口自由邊的應(yīng)力分布有顯著影響。WANG等[12]基于熱點(diǎn)應(yīng)力法研究了切口過渡方式對縱肋?橫隔板連接焊縫疲勞性能的影響，得出采用垂直過渡方式可提高連接焊縫焊趾處的疲勞強(qiáng)度。Corte等[13]通過空腹桁架模型研究了切口形狀對切口自由邊應(yīng)力的影響，得出切口處細(xì)節(jié)的疲勞評估需采用幾何應(yīng)力幅。雖然歐美規(guī)范都提出了建議的切口型式[14?15]，但在切口細(xì)節(jié)的疲勞設(shè)計上并沒有達(dá)成共識。特別是在國內(nèi)，雖然已建成了大量的正交異性鋼橋面板橋梁，但在目前的公路鋼橋設(shè)計規(guī)范(JTG D64—2015)[16]中，并沒有給出相應(yīng)的切口型式。本文基于實(shí)際橋梁工程中正交異性鋼橋面板的構(gòu)造，采用有限元法研究了不同切口型式下的切口疲勞敏感細(xì)節(jié)在輪載作用下的熱點(diǎn)應(yīng)力響應(yīng)，可以為工程設(shè)計提供參考。

1 研究對象

1.1 基本構(gòu)造及疲勞細(xì)節(jié)

基于國內(nèi)某實(shí)際橋梁工程的鋼箱梁正交異性鋼橋面板的幾何構(gòu)造尺寸及布置[17]，初步選定縱肋為300 mm×280 mm×10 mm的倒梯形肋，相鄰縱肋間距為600 mm；面板厚度為16 mm，橫隔板厚度為10mm，相鄰橫隔板間距為3 000 mm；橫隔板水平加勁肋厚度為10 mm，每側(cè)均寬250 mm，到面板的垂直高度為550 mm，詳細(xì)尺寸見圖1。

單位：mm

一般而言，正交異性鋼橋面板橫隔板切口處有4個疲勞敏感細(xì)節(jié)[2]，圖2示意了4個細(xì)節(jié)的正應(yīng)力方向。其中，細(xì)節(jié)1位于切口上端圓弧的自由邊處，而細(xì)節(jié)2，3和4均位于縱肋?橫隔板連接焊 縫處。

圖2 橫隔板切口構(gòu)造細(xì)節(jié)

1.2 橫隔板切口型式

切口型式是影響正交異性鋼橋面板局部細(xì)節(jié)受力的關(guān)鍵參數(shù)之一。為探討不同切口型式對切口自由邊及縱肋?橫隔板連接焊縫在輪載作用下應(yīng)力響應(yīng)的影響，本文結(jié)合實(shí)際工程應(yīng)用以及歐美規(guī)范建議的橫隔板切口型式，擬定4種典型的切口型式展開研究，如圖3所示。其中：2) 某實(shí)際橋梁工程鋼箱梁橫隔板切口型式[17]，切口上端的圓弧半徑為10 mm，并通過10 mm的焊縫以相切過渡的方式與縱肋腹板進(jìn)行連接；2) AASHTO規(guī)范[14]推薦的切口型式，切口上端的圓弧半徑為20 mm，且與縱肋腹板垂直連接；3) Eurocode 3[15]推薦的公路橋梁切口型式，切口上端的圓弧半徑為25 mm，且與縱肋腹板垂直連接；4) Eurocode 3[15]推薦的鐵路橋梁切口型式，切口上端的圓弧半徑為20 mm，并通過10 mm的焊縫以相切過渡的方式與縱肋腹板進(jìn)行連接。需要指出，為了更好地對比4種切口型式對細(xì)節(jié)應(yīng)力的影響，本文對4種切口型式的切口高度保持一致，即切口與縱肋相交點(diǎn)至縱肋底部的距離相等，為93 mm，大于1/3倍的縱肋高度，滿足AASHTO規(guī) 范[14]對切口高度的設(shè)計要求。

單位：mm

2 有限元分析

2.1 分析方法

對于焊縫處或其它存在應(yīng)力集中的構(gòu)造細(xì)節(jié)，名義應(yīng)力難以定義，通常采用熱點(diǎn)應(yīng)力法對細(xì)節(jié)開展疲勞性能評估。另外，由于切口自由邊存在應(yīng)力集中，F(xiàn)HWA[1]也推薦該細(xì)節(jié)宜采用熱點(diǎn)應(yīng)力法。因此，本文所有構(gòu)造細(xì)節(jié)均提取熱點(diǎn)應(yīng)力進(jìn)行分析，并根據(jù)文獻(xiàn)[1]采用如下插值外推公式：

式中：hss為細(xì)節(jié)熱點(diǎn)應(yīng)力；0.5t和1.5t分別為離開熱點(diǎn)位置0.5和1.5處的外推參考點(diǎn)應(yīng)力；為構(gòu)造細(xì)節(jié)所在的鋼板厚度。

2.2 有限元模型

采用大型有限單元分析程序ANSYS對正交異性鋼橋面板建立了橋面系模型。在實(shí)際橋梁工程中，正交異性鋼橋面板常用作鋼箱梁的上翼緣，基于正交異性鋼橋面板的局部受力特征，在有限元分析中，可只需模擬鋼箱梁兩側(cè)腹板間的部分區(qū)域[1]，如圖4所示。對于整個橋面系模型，橫橋向包含五根縱肋，寬3.0 m；縱橋向包含正交異性鋼橋面板四跨縱肋，對應(yīng)從1號橫隔板開始到5號橫隔板結(jié)束，長12.0 m；豎橋向包含橫隔板水平加勁肋至面板間的范圍，高0.55 m。有限元模型中所有鋼板均采用8節(jié)點(diǎn)殼單元Shell93進(jìn)行模擬。

為確保應(yīng)力求解精度和節(jié)省計算資源，模型中的單元網(wǎng)格采用非均勻劃分方式，即在構(gòu)件交匯處、應(yīng)力梯度較高處以及輪載作用區(qū)域使用精細(xì)網(wǎng)格，并逐漸過渡到較稀疏的網(wǎng)格，相鄰網(wǎng)格單元邊長的遞增因子控制在1/1.25~1.25。此外，為利于細(xì)節(jié)熱點(diǎn)應(yīng)力外推參考點(diǎn)應(yīng)力的提取和保證求解精度，對研究目標(biāo)處的構(gòu)造細(xì)節(jié)區(qū)域進(jìn)行局部網(wǎng)格加密，在切口自由邊及縱肋?橫隔板連接焊縫處的網(wǎng)格尺寸控制在1.0 mm，如圖4所示。有限元模型網(wǎng)格總數(shù)約為42萬個單元和69萬個節(jié)點(diǎn)。

定義如圖4所示的笛卡爾直角坐標(biāo)系，3號橫隔板(研究目標(biāo)細(xì)節(jié)所在橫隔板)的=0。正交異性鋼橋面板有限元模型邊界為：在縱橋向兩端，約束縱肋節(jié)點(diǎn)方向的平動位移；在橫橋向模型兩側(cè)，約束全部節(jié)點(diǎn)的方向平動位移以及和方向的轉(zhuǎn)動位移；在橫隔板下端，約束全部節(jié)點(diǎn)的和方向平動位移以及和方向轉(zhuǎn)動位移。需要指出，上述計算模型的邊界約束與現(xiàn)實(shí)結(jié)構(gòu)的位移狀態(tài)僅僅是近似的。然而，本文研究的切口細(xì)節(jié)距離模型邊界較遠(yuǎn)，根據(jù)圣維南原理，近似的邊界條件并不會給細(xì)節(jié)的應(yīng)力計算帶來大的誤差。

單位：mm

2.3 疲勞荷載

美國Lehigh大學(xué)早在20世紀(jì)就對鋼橋形成了較為系統(tǒng)的疲勞設(shè)計理論，故本文構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力的計算荷載基于AASHTO規(guī)范[14]，圖5示意了該規(guī)范給出的三軸疲勞車模型HS-15。疲勞車的中、后軸均重108 kN，且輪載著地面積為510 mm(橫向)×250 mm(縱向)。此外，對于結(jié)構(gòu)疲勞應(yīng)力的計算，輪載需要計入0.15的沖擊系數(shù)。

考慮到正交異性鋼橋面板疲勞細(xì)節(jié)的應(yīng)力影響線較短，同時相鄰橫隔板間距3.0 m小于三軸疲勞車前中軸間距4.3 m，更遠(yuǎn)小于中后軸間距9.0 m，所以輪載間的疊加效應(yīng)可以忽略。有限元模型僅用三軸疲勞車的后軸進(jìn)行加載，并據(jù)此求解細(xì)節(jié)的應(yīng)力。此外，橋面鋪裝層對車輪荷載具有擴(kuò)散效果，但剛度可以忽略。根據(jù)實(shí)際工程，取50 mm厚的SMA鋪裝層，并假定輪載以與水平面成45°的角度擴(kuò)散至鋼面板，擴(kuò)散后的面積為610 mm(橫向)×350 mm(縱向)，最終輪壓值為0.291 MPa的均布荷載。

圖5 疲勞設(shè)計卡車

研究發(fā)現(xiàn)，構(gòu)造細(xì)節(jié)在輪載作用下應(yīng)力響應(yīng)的局部效應(yīng)非常明顯，細(xì)節(jié)在橫橋向的應(yīng)力影響線很短[17]，故本文選取和所研究細(xì)節(jié)密切相關(guān)的3種典型橫向荷載工況[19]，即：正肋式、騎肋式和肋間式，如圖4所示。輪載在橋面上的運(yùn)動通過采用縱橋向移動加載的方式來實(shí)現(xiàn)，圖6給出了輪載縱橋向的加載位置。圖6中的3號橫隔板與圖4中的=0 m處橫隔板相對應(yīng)，該橫隔板的切口細(xì)節(jié)是本文的研究目標(biāo)。定義輪載的縱橋向坐標(biāo)原點(diǎn)為荷載步=1時的位置，即輪載中心位于3號橫隔板正上方時為坐標(biāo)原點(diǎn)，并定義輪載往右移動為正方向。由于模型關(guān)于平面對稱，縱向荷載工況選擇從3號橫隔板正上方開始加載至4號橫隔板正上方終止，整個移動路徑共長3.0 m。縱向荷載工況在3號橫隔板附近1.5 m的區(qū)域內(nèi)加密，以得到更精確的細(xì)節(jié)應(yīng)力響應(yīng)，荷載步間隔為0.05 m，每個橫向荷載工況對應(yīng)有35個縱向移動荷載步。

單位：m

3 計算結(jié)果

3.1 應(yīng)力提取方法

在車輪荷載作用下，構(gòu)造細(xì)節(jié)會同時產(chǎn)生面內(nèi)應(yīng)力in和面外應(yīng)力out，其計算表達(dá)式如下：

式中：T為橫隔板左側(cè)或縱肋外側(cè)的應(yīng)力；B為橫隔板右側(cè)或縱肋內(nèi)側(cè)的應(yīng)力。

國際焊接協(xié)會(IIW)指出[18]，若結(jié)構(gòu)有限元計算模型使用板殼單元，且沒有模擬焊縫幾何形狀或增加局部節(jié)點(diǎn)約束方程，為防止低估因焊縫帶來的局部剛度，疲勞細(xì)節(jié)熱點(diǎn)應(yīng)力的熱點(diǎn)位置應(yīng)選在鋼板的中面相交處，而不是在焊趾處。由于本文采用殼單元建模，故焊縫細(xì)節(jié)的熱點(diǎn)取在板件相交處。限于篇幅，本文僅提取細(xì)節(jié)在最大橫向荷載工況下的總熱點(diǎn)應(yīng)力(面內(nèi)應(yīng)力±面外應(yīng)力)以及面內(nèi)、面外應(yīng)力分量隨輪載縱向位置變化的曲線。

3.2 構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力分析

1) 構(gòu)造細(xì)節(jié)1

在4種不同的切口型式下，細(xì)節(jié)1的應(yīng)力隨輪載位置變化曲線如圖7所示?？梢?，切口型式Ⅳ的應(yīng)力最大，切口型式Ⅰ次之，切口型式Ⅲ最小。圖8給出了4種切口型式在最不利荷載工況下的主應(yīng)力云圖，可見，切口自由邊存在顯著的應(yīng)力集中現(xiàn)象。對于切口自由邊的峰值應(yīng)力，切口型式I最大，而切口型式Ⅲ最小，這是由于該切口上端圓弧半徑較大，可以降低細(xì)節(jié)的應(yīng)力集中效應(yīng)。

圖7 不同切口型式下細(xì)節(jié)1的應(yīng)力曲線

單位：MPa

另外，對于同一種切口型式，細(xì)節(jié)在橫隔板右側(cè)的應(yīng)力水平要高于左側(cè)的應(yīng)力水平，這是由于切口自由邊在輪載作用下出現(xiàn)了面外應(yīng)力，但細(xì)節(jié)在橫隔板兩側(cè)的應(yīng)力水平相差不大，由式(3)可知面外應(yīng)力較小。圖9給出了細(xì)節(jié)1的面內(nèi)、面外應(yīng)力分量，可以看出，該細(xì)節(jié)由面內(nèi)應(yīng)力主導(dǎo)，面外應(yīng)力較小，與現(xiàn)場應(yīng)力監(jiān)測的結(jié)果一致[1]。

(a) 面內(nèi)應(yīng)力；(b) 面外應(yīng)力

2) 構(gòu)造細(xì)節(jié)2

細(xì)節(jié)2的應(yīng)力隨輪載位置變化曲線如圖10所示。在4種橫隔板切口型式中，切口型式Ⅰ的應(yīng)力水平最高，其他3種切口型式對應(yīng)的應(yīng)力水平相差不大，但相應(yīng)的最不利輪載位置不一樣，采用相切過渡的切口型式Ⅰ和Ⅳ差別不大，而采用垂直過渡的切口型式Ⅱ和Ⅲ基本一致。

圖10 不同切口型式下細(xì)節(jié)2的應(yīng)力曲線

提取細(xì)節(jié)2的面內(nèi)、面外應(yīng)力分量如圖11所示?？梢?，當(dāng)切口型式為相切過渡的方式時，面外應(yīng)力遠(yuǎn)小于垂直過渡的方式，而面內(nèi)應(yīng)力相反，因此細(xì)節(jié)總應(yīng)力的差異并不明顯。同時也說明該細(xì)節(jié)面內(nèi)、面外應(yīng)力的大小與切口型式所采用的過渡方式有很大關(guān)系。

(a) 面內(nèi)應(yīng)力；(b) 面外應(yīng)力

3) 構(gòu)造細(xì)節(jié)3

圖12給出了4種不同切口型式中的細(xì)節(jié)3在輪載下的應(yīng)力響應(yīng)曲線。可見，切口型式Ⅰ的應(yīng)力最大，切口型式Ⅳ次之，其他2種差別很小。應(yīng)力在縱肋腹板內(nèi)外兩側(cè)呈現(xiàn)明顯不一樣的響應(yīng)特征，外側(cè)受拉，內(nèi)側(cè)受壓，且外側(cè)應(yīng)力水平遠(yuǎn)低于內(nèi)側(cè)，說明細(xì)節(jié)面外應(yīng)力較大。圖13給出了細(xì)節(jié)面內(nèi)、面外應(yīng)力分量隨輪載位置變化的曲線，可見，該細(xì)節(jié)的面外應(yīng)力大于面內(nèi)應(yīng)力。

從圖12可以看出，當(dāng)輪載作用在橫隔板上方時，細(xì)節(jié)的應(yīng)力較小。當(dāng)輪載中心位于3號橫隔板右側(cè)1.0 m附近時，細(xì)節(jié)應(yīng)力在面內(nèi)?面外的組合作用下達(dá)到最大值，且內(nèi)側(cè)大于外側(cè)，說明該細(xì)節(jié)的裂紋通常萌生于縱肋腹板內(nèi)側(cè)，然后沿平行于的焊縫方向擴(kuò)展。然而，在實(shí)際工程中，對縱肋內(nèi)部的檢測是非常困難的，因此，在結(jié)構(gòu)設(shè)計時，需特別留意該細(xì)節(jié)內(nèi)側(cè)的應(yīng)力水平。另外，從圖中可以看出，對于輪載的最不利位置，切口型式Ⅳ對應(yīng)的輪載縱向位置與其他3種切口型式的不一樣。

圖12 不同切口型式下細(xì)節(jié)3的應(yīng)力曲線

(a) 面內(nèi)應(yīng)力；(b) 面外應(yīng)力

4) 構(gòu)造細(xì)節(jié)4

細(xì)節(jié)4的應(yīng)力隨輪載位置變化曲線如圖14所示?？梢姡?種切口型式中，切口型式Ⅳ的應(yīng)力顯著小于其他3種切口型式，且其他3種切口型式的最大應(yīng)力值差別不大。另外，細(xì)節(jié)在縱肋腹板內(nèi)外兩側(cè)均表現(xiàn)為拉應(yīng)力，但數(shù)值差異較大，其中外側(cè)應(yīng)力水平顯著高于內(nèi)側(cè)，表明細(xì)節(jié)4的疲勞裂紋往往萌生于縱肋腹板的外側(cè)，然后沿垂直于焊縫的方向擴(kuò)展，同時也說明細(xì)節(jié)的面外應(yīng)力較大。圖15給出了細(xì)節(jié)面內(nèi)、面外應(yīng)力分量隨輪載位置變化的曲線，可見，該細(xì)節(jié)的面外應(yīng)力占較大比重。

圖14 不同切口型式下細(xì)節(jié)4的應(yīng)力曲線

(a) 面內(nèi)應(yīng)力；(b) 面外應(yīng)力

從圖14可知，當(dāng)輪載作用在橫隔板正上方時，細(xì)節(jié)的應(yīng)力水平較低，且內(nèi)、外側(cè)應(yīng)力曲線距離較近，表明細(xì)節(jié)面外應(yīng)力不大。當(dāng)輪載向3號和4號橫隔板的跨中移動，內(nèi)、外側(cè)的應(yīng)力曲線慢慢遠(yuǎn)離，說明細(xì)節(jié)面外應(yīng)力得到提高。另外，對于輪載的最不利作用位置，本文4種切口型式對應(yīng)的輪載縱向位置差不多一樣。當(dāng)輪載位于橫隔板右側(cè)0.4 m時(荷載步=8)，該細(xì)節(jié)外側(cè)應(yīng)力在面內(nèi)?面外的共同作用下達(dá)到最高水平。

4 應(yīng)力比較

表1給出了不同橫隔板切口型式下切口細(xì)節(jié)的最大熱點(diǎn)應(yīng)力值?？梢?，切口型式對構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力有明顯影響。由Miner線性疲勞累積損傷準(zhǔn)則可知，構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞壽命一般與其所遭受應(yīng)力幅的3次方成反比[19]，如式(4)所示。因此，在工程設(shè)計中，應(yīng)盡可能地降低構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅水平，提高細(xì)節(jié)的疲勞壽命。

式中：為構(gòu)造細(xì)節(jié)常數(shù)；Δ應(yīng)力幅。

本文疲勞細(xì)節(jié)的應(yīng)力計算基于美國規(guī)范，若鋼橋面板的制造工藝滿足AWS[20](美國焊接協(xié)會)的要求，即橫隔板切口自由邊緣打磨以及鋼板的焊接質(zhì)量達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)，那么，根據(jù)AASHTO LRFD規(guī)范[14]，非焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)1的疲勞抗力要高于其他3個焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)，且3個焊接細(xì)節(jié)的疲勞抗力一致。

由表1可知，對于縱肋?橫隔板連接焊縫，細(xì)節(jié)4的應(yīng)力水平最高，因此，該部位的疲勞裂紋一般萌生于焊縫末端的縱肋腹板外側(cè)，然后沿垂直于連接焊縫的方向擴(kuò)展。因此，在結(jié)構(gòu)設(shè)計中，對該細(xì)節(jié)的疲勞性能需要重點(diǎn)關(guān)注。對于細(xì)節(jié)1，雖然應(yīng)力水平較高，但其疲勞抗力較大，所以減小細(xì)節(jié)4的應(yīng)力更加重要，因此切口型式Ⅳ是可行的。然而，切口型式Ⅳ中細(xì)節(jié)1的應(yīng)力較大，若對細(xì)節(jié)1的應(yīng)力有特別要求(如因切口打磨工藝可能達(dá)不到規(guī)范要求而需要減小細(xì)節(jié)應(yīng)力)，這時可以采用切口型式Ⅲ，因?yàn)樵撉锌谥屑?xì)節(jié)1的應(yīng)力水平最低，同時細(xì)節(jié)4的應(yīng)力也處于較低水平。剛建成通車的港珠澳大橋[7]和洞庭湖二橋[21]的鋼橋面板均是采用切口型式Ⅲ，說明該切口型式是值得應(yīng)用的。需要指出，在四種切口型式中，切口型式Ⅰ的所有構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力均較大，說明這種半徑較小的切口型式不宜采用，如文獻(xiàn)[17]中采用切口型式Ⅰ的橋梁就出現(xiàn)了切口細(xì)節(jié)的疲勞開裂。另外，對于細(xì)節(jié)Ⅰ的應(yīng)力，切口型式Ⅱ比切口型式Ⅲ要大，這是由于AASHTO LRFD規(guī)范中的切口半徑較小，因此文獻(xiàn)[22]針對AASHTO LRFD規(guī)范提出了修訂，并給出了半徑較大的切口型式。

表1 不同切口型式下細(xì)節(jié)的最大熱點(diǎn)應(yīng)力

5 結(jié)論

1) 對于橫隔板切口自由邊細(xì)節(jié)，面內(nèi)應(yīng)力占主導(dǎo)地位，且較大的切口半徑有利于降低應(yīng)力水平。

2) 對于縱肋?橫隔板連接焊縫細(xì)節(jié)，縱肋腹板在平行于焊縫方向的外側(cè)應(yīng)力最大，因此該連接處的裂紋通常會萌生于焊縫末端的縱肋腹板外側(cè)，并沿垂直于焊縫的方向擴(kuò)展。

3) 對于縱肋?橫隔板連接焊縫的橫隔板細(xì)節(jié)，當(dāng)切口型式為相切過渡的方式時，面外應(yīng)力遠(yuǎn)小于垂直過渡的方式，而面內(nèi)應(yīng)力相反，因此，總應(yīng)力差異并不明顯。

4) 采用Eurocode 3規(guī)范中推薦的公路或鐵路橋梁橫隔板切口型式是較為合理的。

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Effects on stress behavior of orthotropic steel bridge deck from cutout types

XIANG Ze1, ZHU Zhiwen2

(1. College of Urban and Rural Construction, Shaoyang University, Shaoyang 422000, China; 2. Department of Civil and Environmental Engineering, Shantou University, Shantou 515063, China)

The fatigue problem of floorbeam cutout in orthotropic steel bridge deck is serious, and the cracks often initiate at the free edge of cutout or the rib-to-floorbeam weld at the start of cutout. To investigate the effects of various cutout types on stress behavior of fatigue-prone details, finite element models were established to obtain stress responses of the details under wheel loads. The results indicated that the stress at the free edge of cutout was dominated by in-plane stress, and large cutout radius facilitated to decrease the stress level. The stress of rib wall outside was maximum in the direction parallel to the weld, which was the critical detail of rib-to-floorbeam weld, hence the crack often initiated at the rib wall outside of weld end and propagated along the direction normal to the weld. For floorbeam detail in the weld, the out-of-plane stress in the cutout type with tangent transition was far smaller than that with vertical transition, while the in-plane stress was reverse. The cutout type recommended in Eurocode 3 was applicable.

orthotropic steel bridge deck; fatigue; finite element analysis; cutout type; hot-spot stress

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.02.016

U448.36

A

1672 ? 7029(2019)02 ? 0399 ? 09

2018?02?04

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(973計劃)項(xiàng)目(2015CB057701)；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51878269)；湖南省交通科技資助項(xiàng)目(201522)

向澤(1991?)，男，湖南邵陽人，博士研究生，從事組合結(jié)構(gòu)、鋼橋疲勞與斷裂研究；E?mail：xiangz@hnu.edu.cn

(編輯 蔣學(xué)東)