橫隔板加勁肋對鋼橋面板疲勞細節(jié)受力的影響

陳壯壯 吉伯海 姚 悅 袁周致遠

(河海大學土木與交通學院 南京 210098)

0 引 言

正交異性鋼橋面板憑借其自重輕、承載力強及施工速度快等優(yōu)點，在大跨度鋼結(jié)構(gòu)橋梁中得到了廣泛的應(yīng)用[1-2]．正交異性鋼橋面板主要由蓋板、縱肋和橫隔板組成[3]，在鋼箱梁橋的設(shè)計中，橫隔板上會設(shè)置加勁肋以增加橫隔板的剛度．由于橫向加勁肋與弧形缺口之間的過渡段較短，橫隔板在車輛荷載下的變形可能產(chǎn)生變化，會對弧形缺口等構(gòu)造細節(jié)的受力產(chǎn)生影響．

正交異性橋面板的附屬構(gòu)造會對橋面板疲勞細節(jié)的應(yīng)力及變形產(chǎn)生影響．王偉等[4]對正交異性板U肋處設(shè)置小隔板和支撐板的構(gòu)造進行了疲勞試驗，研究表明U肋內(nèi)部設(shè)置開孔的小隔板和支撐板可以有效降低弧形缺口、橫隔板和U肋焊趾細節(jié)的應(yīng)力．葉枝等[5-6]研究了橫隔板間小橫肋構(gòu)造對U肋與橫隔板焊縫末端和橫隔板弧形缺口兩處疲勞細節(jié)的疲勞性能的影響，有限元模擬結(jié)果表明:小橫肋可以有效降低兩處細節(jié)的應(yīng)力幅值．Tian[7]通過有限元模擬和疲勞試驗相結(jié)合研究了正交異性鋼箱梁內(nèi)增設(shè)支撐構(gòu)件的影響，結(jié)果表明:增設(shè)支撐構(gòu)件可有效降低易疲勞細節(jié)的應(yīng)力幅值，增加細節(jié)的疲勞壽命．Oh 等[8]研究了U肋內(nèi)隔板構(gòu)造，結(jié)果表明:內(nèi)隔板可以顯著降低疲勞細節(jié)的主應(yīng)力而不會明顯增加結(jié)構(gòu)自重，弧形內(nèi)隔板的應(yīng)力改善效果比梯形內(nèi)隔板更加有效．然而，上述研究均將橫隔板簡化為一個板件，未考慮其單側(cè)設(shè)置的加勁肋．王甜等[9]通過實橋測試，監(jiān)測橫隔板兩側(cè)，結(jié)果顯示橫隔板兩側(cè)應(yīng)力時程存在差異，即橫隔板存在顯著的面外變形，設(shè)加勁肋一側(cè)的弧形缺口主應(yīng)力較大，且U肋兩側(cè)的弧形缺口面外變形并不一致．因此，在實橋中橫隔板單側(cè)加勁肋的設(shè)置會導致兩側(cè)損傷的差異，需要明確橫隔板加勁肋對典型疲勞細節(jié)的影響．

文中依托國內(nèi)某懸索橋建立有限元模型，考慮不同位置的車輛荷載，分析加勁肋構(gòu)造對橫隔板變形的影響，基于細節(jié)的最不利荷載位置，對比分析橫隔板設(shè)加勁肋與不設(shè)加勁肋情況下弧形缺口、U肋與橫隔板焊縫疲勞細節(jié)的的應(yīng)力和面內(nèi)外變形，研究加勁肋構(gòu)造對弧形缺口、U肋與橫隔板焊縫細節(jié)受力的影響．

1 有限元模型

1.1 幾何模型和材料參數(shù)

基于ABAQUS建立國內(nèi)某懸索橋節(jié)段模型，記不設(shè)加勁肋的為模型Ⅰ，設(shè)加勁肋的為模型Ⅱ，見圖1．車輛荷載作用引起主梁體系的應(yīng)力很小，局部應(yīng)力分析時采用鋼橋面板簡化模型是合理有效的，所以建立的節(jié)段模型僅保留鋪裝層、頂板、縱肋和橫隔板．橫橋向包含六道U肋，U肋尺寸為300 mm×280 mm×8 mm，間距600 mm，從左往右依次編號為1#～6#；縱向設(shè)有五道橫隔板，厚10 mm，間距3 200 mm，依次編號為A～E．模型Ⅱ中橫、豎向加勁肋厚度分別為12、10 mm，豎向加勁肋間距1 300 mm．模型整體采用實體建模，單元類型為C3D8R，其中模型Ⅱ的單元數(shù)為85 130．鋪裝層的彈性模量為1 000 MPa，其余部件均為2.06×105MPa，所有部件的材料泊松比均為0.3．邊界條件為約束頂板、鋪裝層四周和U肋兩端的三個平動自由度，約束橫隔板端部的全部自由度．

圖1 鋼橋面板有限元模型(單位：mm)

在全局坐標系原點處建立子模型，尺寸為1 200 mm×400 mm×710 mm，范圍為C隔板上方的3#、4#U肋，模型Ⅱ的子模型見圖2．

圖2 模型Ⅱ子模型

子模型的全局網(wǎng)格尺寸為20 mm，弧形缺口邊緣、U肋-橫隔板焊縫以及U肋-頂板焊縫全部進行網(wǎng)格細化處理，細化尺寸為1 mm．模型整體采用C3D8R單元，過渡區(qū)域用二次四面體單元，子模型共包含430 001個C3D8R單元和299 903個二次四面體單元．子模型邊界上導入總模型計算結(jié)果中對應(yīng)節(jié)點的全部自由度位移值．

1.2 荷載工況

輪載在縱橋向和橫橋向的應(yīng)力影響范圍很小，車軸和輪重間的應(yīng)力疊加效應(yīng)可以忽略．故本模型采用單側(cè)雙輪加載，車輛荷載采用JTG D64-2015《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計規(guī)范》所規(guī)定的疲勞荷載模型Ⅲ，雙輪著地面積為600 mm×200 mm，單側(cè)軸重為60 kN．

加載方式分為橫向和縱向移動加載．橫向加載方式見圖3a)，記加載中心到節(jié)段模型橫向中心軸的距離為ex，初始加載位置為ex=-600 mm(X負半軸)，隨后以150 mm為一個加載步向X正向移動，最終當ex=600 mm時停止加載，一共九個工況，分別記為T1～T9．縱向加載方式見圖3b)，記加載中心距離節(jié)段模型縱向中心軸的距離為ez，初始加載位置為ez=-3 750 mm(Z負半軸)，隨后以150 mm為一個加載步向Z正向移動，最終在ez=3 750 mm處停止加載，共51個加載步．

圖3 移動荷載工況

1.3 關(guān)注節(jié)點的選取

弧形缺口邊緣由于焊接操作會產(chǎn)生很大的殘余拉應(yīng)力，其與車輛荷載作用下所產(chǎn)生的壓應(yīng)力形成了拉-壓循環(huán)，在面內(nèi)外應(yīng)力的共同作用下容易產(chǎn)生疲勞問題．U肋與橫隔板的剛度差使得兩者難以協(xié)調(diào)變形，在U肋與橫隔板交接的焊縫處也很容易產(chǎn)生疲勞裂紋．由于模型和載荷的對稱性，文中僅分析3#U肋處的疲勞細節(jié)，將橫隔板兩側(cè)表面按Z軸指向分正負側(cè)，關(guān)注點的選取見圖4.

圖4 關(guān)注點的選取

U肋兩側(cè)弧形缺口A和A’、A1和A’1節(jié)點，其中A’和A’1位于橫隔板的負側(cè)；橫隔板-U肋焊縫處的橫隔板焊趾，依次編號為B和B’、B1和B’1，其中B’和B’1位于橫隔板的負側(cè)；左側(cè)U肋焊趾端部中點記為C，右側(cè)U肋焊趾端部中點記為C1．

2 橫隔板的變形影響分析

2.1 模型Ⅱ橫隔板變形模式

以模型Ⅱ橫、豎向加勁肋交接處D1點為起點，沿橫隔板正負兩側(cè)表面豎直向上各布置一條路徑，以頂板焊趾D3為終點．橫隔板兩側(cè)的表面應(yīng)力可視為橫隔板面內(nèi)應(yīng)力和面外應(yīng)力的疊加，二者又可以簡化為膜應(yīng)力和彎曲應(yīng)力．基于T4工況下ez=-750 mm的載荷位置，提取兩側(cè)路徑上的豎向表面應(yīng)力，記S+和S-分別表示橫隔板正、負側(cè)路徑上的表面應(yīng)力，Sout為面外應(yīng)力，Sin為面內(nèi)應(yīng)力，那么面外應(yīng)力為：Sout=(S--S+)/2，面內(nèi)應(yīng)力可表示為：Sin=(S-+S+)/2．計算得出沿路徑的橫隔板面外彎曲應(yīng)力，結(jié)果見圖5．由圖5可知：記應(yīng)力值為0的節(jié)點為D2，則D1至D2段彎曲應(yīng)力均為正值，D2至D3段彎曲應(yīng)力均為負值，故D1至D2和D2至D3之間的橫隔板彎曲方向相反，橫向加勁肋上部的橫隔板呈雙向彎曲變形，見圖6．

圖5 沿路徑橫隔板面外彎曲應(yīng)力

圖6 模型Ⅱ橫隔板變形

2.2 橫隔板面內(nèi)外變形影響分析

橫隔板的總體面內(nèi)、外變形程度可通過橫隔板選定節(jié)點間的豎向和縱向位移差值來體現(xiàn)．提取兩個模型在T4工況下D1與D2點的豎向和縱向位移變化曲線，分別計算D1與D2點間的豎向和縱向位移差值，結(jié)果見圖7．由圖7可知：模型Ⅱ的D1與D2點豎向位移差值與模型Ⅰ相比變化較小，但是縱向位移差值較模型Ⅰ大幅增加，且呈不對稱分布，這是由于加勁肋的存在使得橫隔板兩側(cè)自由撓曲受到約束造成的．因此，加勁肋的布置對橫隔板面內(nèi)變形影響較小，但會顯著增加橫隔板的面外變形，這與實橋測試結(jié)果一致．

圖7 各模型D1與D2之間的位移差值

3 疲勞細節(jié)應(yīng)力與面內(nèi)外變形影響分析

3.1 弧形缺口應(yīng)力及面內(nèi)外變形影響分析

3.1.1最不利荷載位置

提取兩個模型3#U肋右側(cè)弧形缺口細節(jié)在T1～T7工況下的主應(yīng)力變化曲線，結(jié)果見圖8．由圖8可知：模型Ⅰ和模型Ⅱ的弧形缺口細節(jié)最不利荷載工況均為T4，即橫橋向加載中心位于該細節(jié)正上方．兩個模型的主應(yīng)力變化曲線均成雙峰形態(tài)，峰值均在ez=±300 mm處取得．因此，荷載縱向位于ez=±300 mm且橫向作用于細節(jié)正上方時對兩個模型的弧形缺口細節(jié)最為不利．

圖8 弧形缺口第三主應(yīng)力隨荷載移動變化曲線

3.1.2弧形缺口疲勞節(jié)點的位置分析

以兩個模型橫隔板焊趾B1為起點，沿弧形缺口邊緣創(chuàng)建長度為40 mm的路徑．當荷載位于T4工況下ez=300 mm時，提取路徑上的第三主應(yīng)力，結(jié)果見圖9．由圖9可知：記距焊趾B1的距離為S，兩個模型主應(yīng)力分布曲線均在S=20 mm處取得最大值，故記距離焊趾20 mm處的節(jié)點為疲勞節(jié)點A1，其余三處疲勞節(jié)點位置與此一致．疲勞節(jié)點可以準確反映疲勞細節(jié)的受力特征，因此后文的應(yīng)力和變形分析都是基于疲勞節(jié)點展開．

圖9 弧形缺口路徑第三主應(yīng)力分布

3.1.3弧形缺口細節(jié)主應(yīng)力影響分析

分別提取兩個模型弧形缺口疲勞節(jié)點A、A’在T2工況下和A1、A’1在T4工況下的第三主應(yīng)力變化曲線，結(jié)果見圖10．由圖10可知：兩個模型的A、A1點主應(yīng)力曲線基本一致，而模型Ⅱ的A’、A’1點主應(yīng)力相較模型Ⅰ有所增加，但增加幅度較?。杂覀?cè)節(jié)點A’1為例，兩個模型均在ez=-300 mm處取得主應(yīng)力最大值，模型Ⅰ最大值為-125 MPa，模型Ⅱ最大值為-134 MPa，比模型Ⅰ高出9 MPa，僅增加了約7%．因此，橫隔板加勁肋對弧形缺口細節(jié)的主應(yīng)力影響較?。?/p>

圖10 弧形缺口疲勞節(jié)點第三主應(yīng)力變化曲線

3.1.4弧形缺口細節(jié)變形影響分析

以兩側(cè)弧形缺口疲勞節(jié)點切線方向為X軸建立局部坐標系，分別提取兩個模型A、A’點在T2工況下和A1、A’1點在T4工況下的切向表面應(yīng)力SX變化曲線，分別由A和A’表面應(yīng)力、A1和A’1表面應(yīng)力計算出左、右兩側(cè)弧形缺口細節(jié)的面內(nèi)應(yīng)力和面外應(yīng)力，結(jié)果見圖11．

圖11 弧形缺口面內(nèi)外應(yīng)力變化曲線

由圖11可知：模型Ⅱ左、右兩側(cè)弧形缺口面內(nèi)應(yīng)力與模型Ⅰ基本相同，而面外應(yīng)力相較模型Ⅰ大幅增加．模型Ⅰ和模型Ⅱ弧形缺口面外應(yīng)力均在荷載位于ez=-750 mm處達到最大值，對于左側(cè)弧形缺口細節(jié)，模型Ⅰ最大面外應(yīng)力為11.4 MPa，模型Ⅱ最大面外應(yīng)力為18.0 MPa，模型Ⅱ比模型Ⅰ高出6.6 MPa，增加了約58.6%；對于右側(cè)弧形缺口細節(jié)，模型Ⅰ最大面外應(yīng)力為10.4 MPa，模型Ⅱ最大面外應(yīng)力為20.6 MPa，模型Ⅱ比模型Ⅰ高出10.2 MPa，幾乎是模型Ⅰ的2倍，這同實橋測試結(jié)果一致．因此，橫隔板加勁肋對弧形缺口細節(jié)的面內(nèi)變形影響較小，但會大幅增加弧形缺口細節(jié)的面外變形．面外變形的增加會促進疲勞裂紋的誘發(fā)與擴展，故弧形缺口細節(jié)尤其是位于豎向加勁肋上方的細節(jié)疲勞性能大幅降低．

3.2 橫隔板焊趾應(yīng)力及面內(nèi)外變形影響分析

3.2.1橫隔板焊趾主應(yīng)力影響分析

提取兩個模型橫隔板焊趾B1和B’1在T4工況下的第一和第三主應(yīng)力曲線，結(jié)果見圖12．由圖12a)可知：兩個模型的B1點第一主應(yīng)力均在ez=-1 500 mm處取得最值，分別為24.5和50.2 MPa，模型Ⅱ幾乎是模型Ⅰ的兩倍．由圖12b)可知：兩個模型的B’1點第三主應(yīng)力均在ez=-300 mm處取得最值，分別為-109.9 MPa和-139.7 MPa，模型Ⅱ比模型Ⅰ增加了27.1%．計算兩個模型B1和B’1點應(yīng)力幅值，結(jié)果表明模型Ⅱ的B1、B’1點應(yīng)力幅值較模型Ⅰ分別增加了16.2%和28.1%．

圖12 橫隔板焊趾主應(yīng)力變化曲線

3.2.2橫隔板焊趾面內(nèi)外變形影響分析

以橫隔板焊趾B和B’、B1和B’1為起點沿焊縫布置2組長為30 mm的路徑．當荷載橫向位于焊趾細節(jié)正上方且ez=300 mm時，提取兩組路徑上垂直于焊縫方向的表面應(yīng)力，分別計算出左、右兩側(cè)沿焊趾路徑的面內(nèi)外應(yīng)力分布，結(jié)果見圖13．由圖13可知：模型Ⅱ焊趾面內(nèi)應(yīng)力與模型Ⅰ相差較小，而模型Ⅱ焊趾面外應(yīng)力較模型Ⅰ大幅增加．各焊趾路徑面外應(yīng)力均在距起點1 mm處取得最值，此時模型Ⅱ左側(cè)焊趾面外應(yīng)力約為模型Ⅰ的1.5倍；右側(cè)焊趾面外應(yīng)力約為模型Ⅰ的1.8倍，其主要原因是右側(cè)焊趾靠近豎向加勁肋，受到的剛度影響較大．

圖13 兩側(cè)焊趾路徑的面內(nèi)外應(yīng)力分布

3.3 U肋腹板焊趾應(yīng)力及面內(nèi)外變形影響分析

3.3.1最不利荷載分析

提取兩個模型右側(cè)U肋焊趾C1點在T1～T6工況下的第一主應(yīng)力變化曲線，結(jié)果見圖14．由圖14可知：兩個模型的C1點最不利荷載工況均為T2，即橫向加載中心位于左側(cè)U肋腹板正上方，且曲線均呈雙峰對稱分布，兩個模型均在ez=±300 mm處取得主應(yīng)力最大值．因此，U肋焊端最不利荷載位置為細節(jié)另一側(cè)U肋腹板正上方車道且ez=±300 mm處．

圖14 C1點第一主應(yīng)力變化曲線

3.3.2U肋焊趾表面應(yīng)力影響分析

以兩側(cè)U肋-橫隔板焊縫方向為X軸，以U肋-頂板焊縫方向為Y軸，分別建立局部坐標系．U肋焊趾端部水平裂紋的控制應(yīng)力為腹板豎向外表面應(yīng)力SX，自焊趾沿焊縫豎向擴展的裂紋控制應(yīng)力為腹板縱向外表面應(yīng)力SY．提取C和C1點的SX和SY值，結(jié)果表明SY相較SX較小，故豎向表面應(yīng)力SX起主要控制作用．沿模型兩側(cè)U肋焊趾端部布置10 mm長的路徑，分別記為外側(cè)路徑1、外側(cè)路徑2，在U肋腹板內(nèi)側(cè)表面對應(yīng)上述外側(cè)路徑的位置各布置一條路徑，分別記為內(nèi)側(cè)路徑1、內(nèi)側(cè)路徑2．提取外側(cè)路徑1、2在最不利荷載位置下的豎向表面應(yīng)力SX，見圖15．由圖15可知：模型Ⅰ和模型Ⅱ兩側(cè)焊趾路徑上的豎向表面應(yīng)力分布曲線比較接近，說明橫隔板加勁肋對U肋焊趾端部的表面應(yīng)力影響較?。?/p>

圖15 沿外側(cè)路徑1和2豎向表面應(yīng)力分布

3.3.3U肋焊趾變形影響分析

U肋腹板豎向表面應(yīng)力同樣可以視為面內(nèi)應(yīng)力和面外應(yīng)力的疊加．當荷載位于T2工況下ez=300 mm時，提取內(nèi)、外側(cè)路徑1和內(nèi)、外側(cè)路徑2上的豎向表面應(yīng)力，分別計算出左、右側(cè)U肋焊趾端部的面內(nèi)外應(yīng)力分布，結(jié)果見圖16．由圖16可知：模型Ⅰ和模型Ⅱ兩側(cè)焊趾端部的面內(nèi)應(yīng)力和面外應(yīng)力分布曲線趨勢基本一致，且應(yīng)力值相差較?。C上，橫隔板加勁肋對U肋焊趾端部細節(jié)的變形影響較?。?/p>

圖16 沿焊趾路徑面內(nèi)外應(yīng)力分布

4 結(jié) 論

1) 橫隔板加勁肋顯著增加了U肋下部橫隔板段的面外變形，對其面內(nèi)變形影響較??；對橫隔板弧形缺口和橫隔板焊趾細節(jié)的受力影響較大，對U肋焊趾細節(jié)的受力影響較?。?/p>

2) 加勁肋的布置對弧形缺口細節(jié)的主應(yīng)力影響較小，但顯著增加了設(shè)加勁肋側(cè)橫隔板焊趾的主拉應(yīng)力和另一側(cè)橫隔板焊趾的主壓應(yīng)力，兩側(cè)橫隔板焊趾細節(jié)應(yīng)力幅值均增加，發(fā)生疲勞開裂的概率上升，在橋梁檢測工作中要給予重視．

3) 位于豎向加勁肋上方的弧形缺口和橫隔板焊趾細節(jié)的面外變形相較不設(shè)加勁肋時大幅增加，促進疲勞裂紋的萌生和擴展，在橋梁維護工作中要對這兩個細節(jié)的開裂采取及時的補強措施．