考慮縱肋?橫隔板焊縫模擬的正交異性鋼橋面板疲勞性能研究

祝志文，林君福，李健朋，桂飄

(1.汕頭大學(xué) 土木與環(huán)境工程系，廣東 汕頭 515063；2.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410082)

正交異性鋼橋面板(OSBD，以下均以此為簡稱)具有承載能力高、自重輕、施工便捷等優(yōu)點(diǎn)，在大跨橋梁中得到廣泛應(yīng)用，但由于其構(gòu)造復(fù)雜、焊縫多且焊接殘余應(yīng)力較大等原因，在疲勞敏感細(xì)節(jié)處易發(fā)生疲勞開裂[1?3]。OSBD中焊縫主要分為縱肋?面板焊縫、縱肋?橫隔板焊縫及面板?橫隔板焊縫等，其中縱肋?橫隔板焊縫是正交異性板的重要疲勞敏感細(xì)節(jié)，此處受力模式最為復(fù)雜，焊接質(zhì)量較其他焊縫更難把握，往往在該構(gòu)造細(xì)節(jié)存在較大的殘余應(yīng)力，在輪載反復(fù)作用下易發(fā)生疲勞開裂[4?5]，日本鋼結(jié)構(gòu)委員會(huì)曾對(duì)7 000個(gè)OSBD的疲勞病害進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，其中發(fā)生在縱肋?橫隔板和開孔部位的疲勞開裂占總案例的56.3%[6]。研究OSBD疲勞問題方法主要有斷裂力學(xué)求解、有限元模擬、足尺模型試驗(yàn)及現(xiàn)場實(shí)測試驗(yàn)等[7?9]，其中有限元數(shù)值模擬是分析與評(píng)估鋼橋疲勞性能便捷有效的方法之一。王春生等[10]采用shell63單元建立了4個(gè)不同弧形切口型式的OSBD有限元模型，研究了不同弧形切口型式及其幾何尺寸對(duì)弧形切口周圍應(yīng)力分布的影響，提出了影響弧形切口處應(yīng)力分布的主要因素是該部位的圓弧半徑，但該研究沒有對(duì)焊縫進(jìn)行模擬。阮詩鵬[11]針對(duì)2種不同弧形切口形狀的正交異性板進(jìn)行有限元分析和現(xiàn)場疲勞試驗(yàn)，采用實(shí)體單元建立了考慮焊縫幾何尺寸的單元模型。該模型雖然考慮了焊縫的幾何構(gòu)造，但由于模型全部采用實(shí)體單元，為了保證計(jì)算效率，單元模型尺度非常小，長度僅為1倍橫隔板間距，寬度僅為2個(gè)縱肋寬度。AYGüL等[12]曾針對(duì)H型鋼過焊孔部位的焊縫進(jìn)行了不同方式的有限元模擬，以研究不同的焊縫模擬方式對(duì)結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)應(yīng)力的影響。結(jié)果表明，焊縫的表現(xiàn)形式對(duì)熱點(diǎn)應(yīng)力的大小有實(shí)質(zhì)性的影響，通過殼單元簡化模型模擬焊縫很難得到實(shí)際結(jié)構(gòu)中構(gòu)造細(xì)節(jié)的準(zhǔn)確應(yīng)力。傳統(tǒng)有限元分析中焊縫模擬與否對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響大小并未給出統(tǒng)一定論，鑒于縱肋-橫隔板(rib-to-floorbeam,RF)焊縫在OSBD中的重要性和受力的復(fù)雜性，本文為研究RF焊縫模擬與否及焊縫模擬數(shù)量對(duì)各疲勞構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力響應(yīng)的影響，分別建立無RF焊縫及不同數(shù)量RF焊縫的OSBD模型。同時(shí)為了提高計(jì)算速度與精度，考慮焊縫模擬的有限元模型對(duì)RF焊縫采用solid45單元模擬，其他構(gòu)件采用shell63單元模擬，體-殼耦合采用約束方程實(shí)現(xiàn)。

1 有限元分析

1.1 橋梁概況

某高速公路橋?yàn)橹骺?50 m的單塔單跨雙幅自錨式懸索橋，該橋主跨加勁梁為OSBD鋼箱梁，單幅橋面寬20.5 m，布置5個(gè)行車道，其中第2，3車道為重車道，鋼箱梁梁高3.5 m，標(biāo)準(zhǔn)橫截面及車道布置如圖1所示。OSBD面板厚16 mm，縱肋厚10 mm，實(shí)腹式橫隔板厚10 mm(吊桿橫隔板厚12 mm)，順橋向間距為3 m。

圖1 鋼箱梁橫斷面Fig.1 Cross section of steel box girder

1.2 有限元模型

針對(duì)是否模擬RF焊縫及模擬焊縫的數(shù)量，本文分別建立了3個(gè)OSBD模型(Ⅰ，Ⅱ和Ⅲ)，因OSBD各構(gòu)造細(xì)節(jié)局部效應(yīng)明顯，影響線較短[13]，故模型以R19(鋼箱梁由東向西第19個(gè)縱肋)為中心橫橋向取5個(gè)縱肋寬度為3 m，縱橋向取5個(gè)橫隔板跨度為12 m，豎向取水平加勁肋以上部分為0.55 m，考慮模型兩側(cè)受邊界約束和精簡單元數(shù)量，兩側(cè)橫隔板沒有模擬。模型Ⅰ，Ⅱ和Ⅲ保持一致的坐標(biāo)系，坐標(biāo)原點(diǎn)在縱肋R17中心對(duì)稱面與D1橫隔板相交的面板上，如圖2所示。模型Ⅰ，Ⅱ和Ⅲ邊界條件一致：約束模型Z=?3 m和Z=9 m處的端面所有節(jié)點(diǎn)平動(dòng)自由度和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度；約束X=?0.3 m和X=2.7 m處所有節(jié)點(diǎn)平動(dòng)自由度和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度；約束3道橫隔板底部節(jié)點(diǎn)(Y=?0.55 m)平動(dòng)自由度和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。模型所采用的邊界條件只是近似于實(shí)橋的邊界狀態(tài)，由于研究的疲勞構(gòu)造細(xì)節(jié)距離邊界較遠(yuǎn)，由圣維南原理可知，近似的邊界條件對(duì)構(gòu)造細(xì)節(jié)的計(jì)算結(jié)果影響不大。模型Ⅰ中不考慮焊縫的幾何構(gòu)造，全部采用shell63單元模擬。模型Ⅱ和模型Ⅲ中分別采用solid45單元模擬了R19東側(cè)1條和R18～R19兩側(cè)4條RF焊縫，橋面板其他部位均采用shell單元進(jìn)行模擬。

圖2 OSBD有限元模型Fig.2 Finite element model of OSBD

OSBD及RF焊縫構(gòu)造細(xì)節(jié)尺寸如圖3。RF焊縫長度約187 mm，焊縫寬度為8 mm，南北兩側(cè)RF焊縫橫截面為等腰梯形，有限元模型如圖4。RF焊縫在靠近弧形切口及面板的部位采用精細(xì)結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，逐步向其他部位進(jìn)行過渡。RF焊縫沿橫橋向、縱向橋尺寸均為2個(gè)單元長度，沿豎橋向的尺寸為28個(gè)單元長度。單條RF焊縫所包含110個(gè)實(shí)體單元。其中殼單元與實(shí)體單元之間通過約束方程組進(jìn)行自由度的耦合，使相鄰節(jié)點(diǎn)間位移協(xié)調(diào)過渡。

圖3 正交異性板構(gòu)造細(xì)節(jié)Fig.3 Structure details of OSBD

圖4 模擬單條RF焊縫Fig.4 Simulation of single RF weld

本文基于熱點(diǎn)應(yīng)力法對(duì)各構(gòu)造細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞評(píng)價(jià)，應(yīng)力提取位置位于D2橫隔板R19左側(cè)構(gòu)造細(xì)節(jié)處，其中縱肋-面板構(gòu)造細(xì)節(jié)位于D2與D3橫隔板跨中，具體位置及方向如圖5所示。對(duì)于焊趾處的熱點(diǎn)應(yīng)力，國際焊接協(xié)會(huì)認(rèn)為距離焊趾一定距離以后，非線性應(yīng)力峰基本消失，可由參考點(diǎn)的應(yīng)力外推得到焊趾熱點(diǎn)應(yīng)力，本研究中焊趾熱點(diǎn)為“a”型熱點(diǎn)，國際焊接協(xié)會(huì)建議，當(dāng)研究部位在有限元模型中的精細(xì)化單元長度不大于0.4倍板厚時(shí)，熱點(diǎn)處的應(yīng)力可由以下的2點(diǎn)線性外推公式獲得，即：

為了準(zhǔn)確捕捉RF焊縫構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力響應(yīng)，所有有限元模型在該區(qū)域附近均采用精細(xì)結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，并向其他部位均勻過渡，網(wǎng)格劃分如圖5所示。

圖5 構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力提取位置及方向Fig.5 Defined stress location and direction at details

1.3 加載工況

本文采用AASHTO LRFD[14]規(guī)范定義的疲勞車荷載對(duì)有限元模型進(jìn)行加載，疲勞車模型如圖6所示，因前軸與中軸組間距大于橫隔板間距，故可不考慮前后軸組的疊加效應(yīng)，模型計(jì)算荷載取中軸組前后輪加載，其單軸軸重54 kN，輪載著地面積為510 mm×250 mm。鋪裝層厚50 mm，由于鋪裝層的擴(kuò)散作用，假定輪載以45°角向下擴(kuò)散，因此到達(dá)橋面板上的輪載作用面積為610 mm×350 mm。

圖6 AASHTO LRFD規(guī)范推薦的疲勞車Fig.6 Fatigue truck recommended in AASHTO LRFD

橫橋向加載分為3種典型加載工況[13]：正肋式加載(LC1)，即輪載中心作用于R19縱肋對(duì)稱軸上；跨肋式加載(LC2)，即輪載中心作用于R19縱肋?面板焊縫上；肋間式加載(LC3)，即輪載中心作用于R18和R19縱肋對(duì)稱軸上；縱橋向加載工況采用多點(diǎn)異步由南向北加載，以前后輪中心線在Z=?0.8 m處為第1個(gè)工況，記作Z1，中心線位于Z=6.8 m處為最后一個(gè)工況，記作Z109；其中工況Z9～工況Z101荷載步長為0.05 m，其他荷載步長為0.2 m。

2 有限元結(jié)果分析

計(jì)算結(jié)果顯示，跨肋式加載時(shí)各構(gòu)造細(xì)節(jié)有最大應(yīng)力幅，為最不利加載工況。由于篇幅有限，本文計(jì)算結(jié)果僅給出了跨肋式加載工況各構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力響應(yīng)。

2.1 縱肋-橫隔板(RF)焊縫構(gòu)造細(xì)節(jié)

2.1.1 橫隔板側(cè)(RF-F)

圖7給出了跨肋式加載RF-F構(gòu)造細(xì)節(jié)在輪載作用下的應(yīng)力?縱橋向坐標(biāo)曲線，以對(duì)比模擬不同RF焊縫數(shù)量對(duì)構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力響應(yīng)產(chǎn)生的影響。可見該構(gòu)造細(xì)節(jié)為拉?壓交替應(yīng)力時(shí)程，這主要是因?yàn)檩嗇d在縱橋向移動(dòng)過程中在橫隔板產(chǎn)生了不同方向的面外變形引起的。RF焊縫模擬與否以及焊縫數(shù)量多少對(duì)該構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力特征無影響，但模擬RF焊縫后，RF-F構(gòu)造細(xì)節(jié)的拉應(yīng)力峰值和壓應(yīng)力峰值都有所增大，應(yīng)力幅增大66%。模擬1條RF焊縫或4條RF焊縫，對(duì)RF-F構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力響應(yīng)沒有明顯影響，應(yīng)力幅僅相差1.17%。

圖7 RF-F在輪載作用下的應(yīng)力響應(yīng)Fig.7 Stress response of RF-F under wheel loads

2.1.2 縱肋側(cè)(RF-R)

圖8給出了RF-R構(gòu)造細(xì)節(jié)在輪載作用下的應(yīng)力?縱橋向坐標(biāo)曲線，與RF-F構(gòu)造細(xì)節(jié)類似，RF焊縫模擬與否，RF-R構(gòu)造細(xì)節(jié)受力特征無改變，均為整體受壓，輪載通過橫隔板附近時(shí)呈現(xiàn)拉應(yīng)力，表現(xiàn)出明顯的“駝峰效應(yīng)”。這是因?yàn)榭v肋與橫隔板組成一個(gè)多跨連續(xù)梁，在輪載作用下橫隔板附近為負(fù)彎矩區(qū)，此時(shí)RF-R構(gòu)造細(xì)節(jié)呈現(xiàn)壓應(yīng)力，但當(dāng)輪載逐漸靠近橫隔板處時(shí)，橫隔板處縱肋下?lián)?，在RF-R構(gòu)造細(xì)節(jié)出現(xiàn)正彎矩，由此產(chǎn)生拉應(yīng)力峰。未模擬焊縫、模擬1條及4條焊縫時(shí)RF-R構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅分別為17.7，27.3和27.1 MPa，較未模擬焊縫時(shí)，增大54%。模擬1條或4條焊縫對(duì)該構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力響應(yīng)幾乎無影響。

圖8 RF-R在輪載作用下的應(yīng)力響應(yīng)Fig.8 Stress response of RF-R under wheel loads

2.1.3 焊縫端部圍焊處(RF-W)

圖9給出了RF-W構(gòu)造細(xì)節(jié)在輪載作用下的應(yīng)力?縱橋向坐標(biāo)曲線。

圖9 RF-W在輪載作用下的應(yīng)力響應(yīng)Fig.9 Stress response of RF-W under wheel loads

可見該構(gòu)造細(xì)節(jié)為整體受拉，局部受壓的受力特征，這是因?yàn)檩嗇d作用使縱肋發(fā)生彎曲下?lián)希瑱M隔板對(duì)縱肋的約束抑制了縱肋下?lián)?，所以在RFW構(gòu)造細(xì)節(jié)產(chǎn)生拉應(yīng)力。當(dāng)輪載靠近橫隔板區(qū)域時(shí)，橫隔板及縱肋同時(shí)受壓，兩者效應(yīng)疊加就表現(xiàn)為在主拉應(yīng)力峰上有小的壓應(yīng)力峰。是否模擬焊縫、模擬焊縫的數(shù)量對(duì)RF-W處的應(yīng)力響應(yīng)幾乎無影響，應(yīng)力幅僅相差0.6%和?0.3%。

2.1.4 有限元結(jié)果驗(yàn)證

阮詩鵬[11]曾在該橋上進(jìn)行現(xiàn)場應(yīng)力監(jiān)測試驗(yàn)，圖10是RF焊縫3個(gè)構(gòu)造細(xì)節(jié)在隨機(jī)車輛荷載下產(chǎn)生的短時(shí)典型應(yīng)力時(shí)程。為驗(yàn)證有限元計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測得的應(yīng)力曲線對(duì)比。對(duì)比發(fā)現(xiàn)有限元計(jì)算中各構(gòu)造細(xì)節(jié)受力特征與實(shí)測結(jié)果非常相似，而且應(yīng)力幅值相差也不大，僅在RF-F構(gòu)造細(xì)節(jié)處有些誤差。實(shí)測中RF-R構(gòu)造細(xì)節(jié)整體受壓為主，當(dāng)車輛輪載通過該構(gòu)造細(xì)節(jié)正上方時(shí)，有明顯的拉應(yīng)力峰產(chǎn)生，這與有限元分析結(jié)果一致。RF-W構(gòu)造細(xì)節(jié)在輪載作用下整體受拉，輪載通過時(shí)局部受壓的應(yīng)力趨勢與有限元分析中應(yīng)力響應(yīng)也相同。RF-F構(gòu)造細(xì)節(jié)的實(shí)測應(yīng)力時(shí)程為壓應(yīng)力主導(dǎo)的拉壓應(yīng)力時(shí)程，而有限元分析中RF-F處應(yīng)力響應(yīng)為拉壓循環(huán)且應(yīng)力峰值相差不大，這可能與實(shí)測應(yīng)變片的貼片位置距離弧形切口較近有關(guān)，受弧形切口整體受壓的影響明顯?？傮w上有限元計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合度較高，可認(rèn)為有限元計(jì)算結(jié)果可靠。

圖10 RF構(gòu)造細(xì)節(jié)的短時(shí)典型應(yīng)力時(shí)程Fig.10 Short-term typical stress history of RF detail

2.2 弧形切口構(gòu)造細(xì)節(jié)

圖11給出了弧形切口構(gòu)造細(xì)節(jié)在輪載作用下的應(yīng)力曲線?？梢娀⌒吻锌谠谳嗇d作用下的應(yīng)力響應(yīng)為整體受壓。在縱向加載工況Z60(z=3.25 m)即前輪輪載中心跨越D2道橫隔板0.25 m時(shí)，該構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力達(dá)到應(yīng)力峰值。是否模擬RF焊縫、模擬焊縫的數(shù)量對(duì)該部位應(yīng)力響應(yīng)幾乎沒有影響，較未模擬焊縫時(shí)，模擬1條和4條焊縫的應(yīng)力幅大2.7%，2.5%。同時(shí)發(fā)現(xiàn)弧形切口構(gòu)造細(xì)節(jié)只能分辨軸組的作用，無法識(shí)別單軸的作用。

圖11 弧形切口構(gòu)造細(xì)節(jié)在輪載作用下的應(yīng)力響應(yīng)Fig.11 Stress response of the cutout detail under wheel loads

2.3 縱肋-面板(rib-to-deck,RD)焊縫構(gòu)造細(xì)節(jié)

圖12給出了RD構(gòu)造細(xì)節(jié)在輪載作用下的應(yīng)力曲線。

圖12 RD在輪載作用下的應(yīng)力響應(yīng)Fig.12 Stress response of the RD detail under wheel loads

可見RD縱肋側(cè)(RD-R)和面板側(cè)(RD-D)構(gòu)造細(xì)節(jié)在輪載作用下均為整體受拉局部受壓，且單軸作用下壓應(yīng)力峰很明顯。RD構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力能清晰地識(shí)別單軸作用，一個(gè)單軸產(chǎn)生一個(gè)壓應(yīng)力循環(huán)。是否模擬焊縫、模擬焊縫的數(shù)量對(duì)RD構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力響應(yīng)無影響。這是因?yàn)楸疚膬H對(duì)RF焊縫進(jìn)行模擬，RD構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力提取位置位于D2與D3橫隔板跨中，距離模擬焊縫的D2橫隔板位置較遠(yuǎn)，因此模擬焊縫對(duì)該構(gòu)造細(xì)節(jié)沒有影響，這也反映了OSBD應(yīng)力局部效應(yīng)顯著。

2.4 變形圖對(duì)比分析

因模型Ⅲ與模型Ⅱ結(jié)果相近，圖13僅給出了模型Ⅰ和模型Ⅱ在D2橫隔板處的變形圖。

圖13 D2橫隔板R19區(qū)域變形圖Fig.13 Deformation around R19 on D2 floorbeam

從圖中可見，是否采用實(shí)體單元模擬RF焊縫，以及不同焊縫數(shù)量，對(duì)各構(gòu)造細(xì)節(jié)處的變形值影響很小，且都在RF焊縫的圍焊處出現(xiàn)變形最大值。

表1給出了不同模型RF構(gòu)造細(xì)節(jié)在輪載作用下的豎向(Y方向)變形最大值，模型Ⅱ和Ⅲ與模型Ⅰ相比，變形最大值僅增大0.64%和0.32%，可忽略不計(jì)。

表1 不同模型的RF構(gòu)造細(xì)節(jié)豎向變形最大值Table 1 Vertical maximum deformation of RF details in different models

2.5 應(yīng)力云圖對(duì)比分析

圖14給出了前后輪中心輪作用在D2橫隔板上模型Ⅰ和模型Ⅱ中D2橫隔板R19縱肋區(qū)域的主壓應(yīng)力云圖?？梢娪捎谳嗇d的偏心作用，縱肋發(fā)生了明顯的翹曲變形，弧形切口構(gòu)造細(xì)節(jié)有最大應(yīng)力值，設(shè)置弧形切口是為了減輕由縱肋扭轉(zhuǎn)導(dǎo)致在橫隔板和縱肋連接部位產(chǎn)生較高的次應(yīng)力，由于弧形切口是橫隔板削弱最多的部位，截面的突變導(dǎo)致應(yīng)力集中明顯，因此輪載作用下該構(gòu)造細(xì)節(jié)出現(xiàn)最大壓應(yīng)力。

圖14 D2橫隔板R19區(qū)域應(yīng)力云圖Fig.14 Stresses contours around R19 on D2 floorbeam

從局部應(yīng)力云圖中發(fā)現(xiàn)，RF焊縫模擬后，縱肋腹板與橫隔板連接部分應(yīng)力過渡更加平滑，而且能很好捕捉到RF焊縫上復(fù)雜的應(yīng)力分布，焊縫的應(yīng)力梯度及沿高度方向上的應(yīng)力變化顯示更加明顯，可見，RF焊縫的模擬對(duì)研究受力復(fù)雜、殘余應(yīng)力較大的RF構(gòu)造細(xì)節(jié)有重要意義。此外在弧形切口邊緣處有最大壓應(yīng)力，沒有模擬焊縫時(shí)為89.6 MPa，模擬焊縫時(shí)為99.4 MPa，增大了10.9%。

2.6 應(yīng)力幅對(duì)比分析

表2給出了不同模型各疲勞構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅及差值比例。由表2可知，采用實(shí)體單元模擬RF焊縫，只對(duì)RF構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力響應(yīng)產(chǎn)生影響，對(duì)弧形切口及RD構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力響應(yīng)沒有影響。模擬焊縫后，RF-F和RF-R構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅整體增大，而對(duì)RF-W構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力響應(yīng)無明顯影響。另外，模擬單條RF焊縫或多條焊縫，對(duì)各構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力幅無明顯影響。

表2 不同模型的疲勞構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力幅對(duì)比Table 2 Comparison of stress amplitudes of details between different models

3 疲勞壽命評(píng)估

通過AASHTO LRFD[14]規(guī)范對(duì)典型疲勞構(gòu)造細(xì)節(jié)進(jìn)行壽命評(píng)估，AASHTO LRFD規(guī)范推薦按照疲勞等級(jí)A進(jìn)行弧形切口處的疲勞評(píng)估，然而實(shí)橋中弧形切口光潔度遠(yuǎn)低于0.025 mm，因此本文分別采用疲勞等級(jí)A和B對(duì)弧形切口構(gòu)造細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞評(píng)估，按照規(guī)范定義的S-N曲線和式(2)～(3)進(jìn)行疲勞壽命計(jì)算。

式中：N為疲勞加載的總次數(shù)；C為由構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞等級(jí)定義的常數(shù)；Sr為車荷載作用下的構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力幅；T為日均車流量，該橋?qū)崪y的等效日均通行量為8 045輛[15]；Y為構(gòu)造細(xì)節(jié)對(duì)應(yīng)的設(shè)計(jì)疲勞壽命(年)；n為1個(gè)車輛經(jīng)過時(shí)在構(gòu)造細(xì)節(jié)處引起的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)，對(duì)于RF及弧形切口構(gòu)造細(xì)節(jié)為3次，對(duì)于RD構(gòu)造細(xì)節(jié)為5次。

由于模擬焊縫的數(shù)量對(duì)各構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力響應(yīng)沒有明顯影響。因此只對(duì)模型Ⅰ和模型Ⅱ的疲勞構(gòu)造細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞壽命評(píng)估。表3給出了模型Ⅰ和模型Ⅱ各構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅及計(jì)算疲勞壽命，發(fā)現(xiàn)模擬焊縫后，RF-F和RF-R構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞壽命有明顯的縮短，而對(duì)于其他構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞壽命無明顯影響。模擬RF焊縫對(duì)RF-F和RF-R構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力幅有明顯影響，而對(duì)RF-W構(gòu)造細(xì)節(jié)影響微乎其微。這可能因?yàn)镽F-W構(gòu)造細(xì)節(jié)焊縫尺寸較RF-F和RF-R構(gòu)造細(xì)節(jié)焊縫尺寸更小，該部位進(jìn)行自由度耦合的約束方程個(gè)數(shù)也遠(yuǎn)少于RF-F和RF-R構(gòu)造細(xì)節(jié)，因此焊縫模擬與否對(duì)其影響不大。

表3 基于有限元結(jié)果的疲勞壽命評(píng)估Table 3 Fatigue life evaluation based on finite element results

該橋2006年通車，但在2013年的橋梁巡檢中發(fā)現(xiàn)部分重車道下方橫隔板弧形切口、縱肋?橫隔板焊縫、縱肋?面板焊縫等構(gòu)造細(xì)節(jié)處已發(fā)生疲勞開裂，這說明該橋正交異性板部分構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞壽命在7 a左右，本文基于有限元結(jié)果得到的疲勞壽命較好地反映了這一趨勢。因此RF焊縫模擬對(duì)正交異性橋面板疲勞研究是有必要的，此外本文建議對(duì)弧形切口構(gòu)造細(xì)節(jié)處采用疲勞等級(jí)B進(jìn)行疲勞計(jì)算。

4 結(jié)論

1)采用實(shí)體單元模擬RF焊縫，對(duì)RF-F和RFR構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力響應(yīng)有較大影響，但對(duì)弧形切口及RD構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力響應(yīng)幾乎無影響；且焊縫模擬數(shù)量對(duì)各構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力響應(yīng)無明顯影響，可忽略不計(jì)。

2)較未模擬焊縫時(shí)，RF-F和RF-R構(gòu)造細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅分別增大66%和54%，模擬焊縫后的計(jì)算疲勞壽命更接近實(shí)橋出現(xiàn)裂紋的時(shí)間，因此RF焊縫模擬在OSBD有限元分析中是必要的，且采用體-殼耦合方法可避免全殼單元無法模擬焊縫的缺點(diǎn)，又可避免全是體單元帶來計(jì)算效率低的問題。

3)采用實(shí)體單元模擬RF焊縫時(shí)，縱肋和橫隔板連接部位應(yīng)力過渡更加平滑，且可以清楚地顯示RF焊縫應(yīng)力梯度的變化及沿焊縫高度方向的應(yīng)力分布，對(duì)研究受力復(fù)雜、殘余應(yīng)力較大的RF構(gòu)造細(xì)節(jié)有重要意義。