正交異性鋼橋面板橫隔板及內(nèi)隔板結(jié)構(gòu)優(yōu)化

吳紅林,李長(zhǎng)凱,余金山,宋 謀

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 交通科學(xué)與工程學(xué)院,哈爾濱 150090;2.內(nèi)蒙古交通設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司,呼和浩特 010011)

正交異性鋼橋面板(orthotropic steel deck,OSD),由于其焊縫眾多,構(gòu)造復(fù)雜,且局部應(yīng)力明顯,在交通荷載反復(fù)作用下,正交異性鋼橋面板極易發(fā)生疲勞破壞[1-6]。自20世紀(jì)80年代年起,國(guó)內(nèi)外學(xué)者便對(duì)OSD結(jié)構(gòu)開(kāi)展了大量的實(shí)驗(yàn)和理論研究。文獻(xiàn)[7]對(duì)歐洲三座橋梁的焊接開(kāi)裂情況進(jìn)行總結(jié),發(fā)現(xiàn)在OSD結(jié)構(gòu)的分析中應(yīng)適當(dāng)考慮橋面板和加勁肋中的應(yīng)力流,以及橋面板構(gòu)件結(jié)合處和橋面板支撐處的局部應(yīng)力;文獻(xiàn)[8]通過(guò)數(shù)值分析的方法對(duì)縱肋和橫隔板連接處(rib-floorbeam,RF)的面內(nèi)變形、面外變形的機(jī)理和疲勞特性進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)橫隔板和縱肋的變形會(huì)導(dǎo)致加勁肋與橫隔板上產(chǎn)生次內(nèi)力;文獻(xiàn)[9]對(duì)威廉堡大橋進(jìn)行全面的實(shí)驗(yàn)研究和有限元分析,測(cè)量并計(jì)算橫隔板上面內(nèi)應(yīng)力和面外應(yīng)力的分配情況,發(fā)現(xiàn)橫隔板疲勞問(wèn)題主要由面內(nèi)應(yīng)力控制,在此基礎(chǔ)上提出了橫隔板疲勞設(shè)計(jì)方法;文獻(xiàn)[10]總結(jié)了美國(guó)鋼橋的焊接歷史,并與現(xiàn)有鋼橋抗疲勞設(shè)計(jì)方法進(jìn)行比較,提出了超聲波沖擊方法對(duì)焊接位置進(jìn)行加強(qiáng)處理,根據(jù)兩次足尺模型試驗(yàn)驗(yàn)證該方法的有效性;文獻(xiàn)[6]利用有限元方法對(duì)U肋和頂板的殘余應(yīng)力分布進(jìn)行分析,發(fā)現(xiàn)頂板與U肋的厚度比以及U肋的厚度對(duì)于焊接殘余應(yīng)力的分布有較大影響;文獻(xiàn)[11]在斷裂力學(xué)的基礎(chǔ)上對(duì)RF處的疲勞特性、壽命預(yù)測(cè)進(jìn)行研究,并提出了栓接角鋼的裝配式快速加固方法,通過(guò)足尺試驗(yàn)研究和有限元計(jì)算,發(fā)現(xiàn)RF處的疲勞裂紋程度隨裂紋擴(kuò)展逐漸加劇,裝配式加固方法能有效抑制疲勞的進(jìn)一步擴(kuò)展;文獻(xiàn)[12]利用有限元分析的方法對(duì)RF處的不同設(shè)計(jì)方案進(jìn)行分析計(jì)算,比較橫隔板上弧形開(kāi)口形狀構(gòu)造的合理性,選定最優(yōu)的幾何參數(shù)設(shè)計(jì);文獻(xiàn)[13-14]利用有限元方法對(duì)OSD結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析計(jì)算,發(fā)現(xiàn)隨著橫隔板弧形缺口曲率比增加,弧形切口起始處的計(jì)算壽命增加,而自由邊的計(jì)算壽命減小,對(duì)比多個(gè)優(yōu)化方案,最終提出合理的弧形切口形式。

對(duì)于OSD結(jié)構(gòu)的疲勞問(wèn)題,學(xué)者們已經(jīng)提出多種構(gòu)造形式的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法,其中部分方法對(duì)于解決頂板與縱肋之間的疲勞問(wèn)題有良好的效果[15-18]。但仍然存在著一些問(wèn)題,如縱肋與橫隔板連接處的疲勞開(kāi)裂問(wèn)題仍然未得到解決。根據(jù)日本學(xué)者對(duì)東京兩座采用OSD結(jié)構(gòu)的鋼橋進(jìn)行的疲勞病害統(tǒng)計(jì)分析發(fā)現(xiàn):發(fā)生在縱肋與橫隔板連接處(含開(kāi)口部位)的疲勞開(kāi)裂可能性最高,比例高達(dá)38.2%。該部位是OSD結(jié)構(gòu)中構(gòu)造最為復(fù)雜的位置,應(yīng)力集中程度大、交叉焊接復(fù)雜,故該部位容易發(fā)生疲勞破壞。本文在既有研究的基礎(chǔ)上,對(duì)橫隔板厚度、內(nèi)隔板構(gòu)造形式與橫隔板開(kāi)口形式對(duì)縱肋與橫隔板連接處的主應(yīng)力極值的影響進(jìn)行細(xì)致研究分析,并基于理論分析結(jié)果提出了若干合理的構(gòu)造措施。

1 有限元計(jì)算模型

研究依托遼寧省鐵嶺新區(qū)凡河四橋,凡河四橋主橋結(jié)構(gòu)為跨徑140 m+110 m的梭型獨(dú)塔斜拉橋,其跨徑分布為2×30 m+140 m+110 m+3×30 m=400 m。主梁為單箱五室薄壁鋼箱梁,全橋鋼材采用Q345q。該橋在實(shí)際運(yùn)營(yíng)之后出現(xiàn)了頂板-縱肋連接焊縫出現(xiàn)疲勞裂紋等病害。由于鋼箱梁尺寸較大,采用整體有限元模型分析效率較低。選擇子模型建模的方式是較合理的方式,即整體采用網(wǎng)格較為粗糙的板殼單元建模,關(guān)注位置采用網(wǎng)格較為精細(xì)的實(shí)體單元建模。整體模型包含3個(gè)橫隔板和7個(gè)閉口加勁肋,橫隔板間距為4.5 m,U肋間距為600 mm。橫隔板高度取1 m,子模型截取整體模型中間1.8 m×0.6 m(橫橋向×縱橋向)部分,橫隔板高度截取500 mm,具體包括3個(gè)U肋及附近頂板和橫隔板(圖1)。U肋具體細(xì)節(jié)如圖2所示。在整體模型的橫隔板底部施加約束,約束其x、y、z三個(gè)方向的平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。模型采用的鋼材為Q345,密度ρs=7.8×10-9kg/m3,彈性模量Es=2×105MPa,泊松比μ=0.3。

圖1 OSD結(jié)構(gòu)尺寸圖(mm)

圖2 U肋和弧形開(kāi)口示意圖(mm)

采用有限元軟件ANSYS進(jìn)行建模和分析,單元類(lèi)型選取實(shí)體單元solid45,單元尺寸約為6 mm×6 mm×6 mm,子模型輪廓圖如圖3所示。

圖3 子模型網(wǎng)格劃分輪廓圖

由于研究的核心內(nèi)容是構(gòu)造細(xì)節(jié)的優(yōu)化設(shè)計(jì),以應(yīng)力為指標(biāo),因此采用單輪加載的方式,輪重70 kN,接觸面積為600 mm×200 mm。計(jì)算模型考慮鋪裝層厚度為50 mm,由于鋪裝層的擴(kuò)散作用,荷載在鋪裝層以45°進(jìn)行擴(kuò)散,實(shí)際接觸面積為700 mm×300 mm。

2 控制應(yīng)力選取

在橫向上取9個(gè)具有代表性的位置進(jìn)行橫向布載,如圖4所示,將車(chē)輪加載位置從橫隔板上中間U肋的正上方開(kāi)始向左橫向移動(dòng),移動(dòng)間距為150 mm,移動(dòng)至1 200 mm為止,即中間U肋的左側(cè)的第2個(gè)U肋正上方為終點(diǎn)位置。以此9個(gè)橫向位置為起始位置,縱向移動(dòng)至邊跨橫隔板附近。輪載縱向移動(dòng)范圍為一個(gè)橫隔板間距,橫向移動(dòng)范圍為兩個(gè)縱肋間距。研究各控制應(yīng)力在輪載移動(dòng)時(shí)的變化規(guī)律。

圖4 輪載作用工況示意圖(mm)

在輪載作用下,U肋上A點(diǎn)和橫隔板上B點(diǎn)有應(yīng)力集中現(xiàn)象,A、B兩點(diǎn)位置如圖5所示,以這兩點(diǎn)的主應(yīng)力為控制應(yīng)力,繪制影響面,如圖6所示。輪載橫向移動(dòng)300 mm,縱向移動(dòng)1.8 m時(shí),A點(diǎn)達(dá)到最大控制應(yīng)力;輪載橫向移動(dòng)150 mm,縱向移動(dòng)600 mm時(shí),B點(diǎn)達(dá)到最大控制應(yīng)力。

圖5 分析點(diǎn)相對(duì)位置圖

圖6 A、B兩點(diǎn)主應(yīng)力影響面

3 橫隔板參數(shù)化分析

在鋼箱梁橋中,由于活載的偏心加載作用以及輪載直接作用在箱梁的頂板上,使得箱梁斷面發(fā)生畸變與橫向彎曲變形,為減少鋼箱梁的這種變形,增加整體剛度,防止過(guò)大的局部應(yīng)力,需要在箱梁的支點(diǎn)處和跨間設(shè)置橫隔板。

3.1 橫隔板厚度參數(shù)分析

依托工程鋼箱梁橫隔板厚度按照現(xiàn)行鋼橋設(shè)計(jì)規(guī)范取值僅需2.66 mm。而實(shí)際工程中采用的橫隔板厚度在8～14 mm之間,偏于安全,因此本節(jié)以橫隔板厚度為研究對(duì)象進(jìn)行參數(shù)分析,變化為8～16 mm,變化梯度為2 mm,其余參數(shù)不變,考察橫隔板厚度變化對(duì)關(guān)注點(diǎn)的控制應(yīng)力的影響。

B點(diǎn)內(nèi)側(cè)為輪載縱向移動(dòng)中靠近輪載的橫隔板一側(cè),B點(diǎn)外側(cè)為背離輪載的橫隔板一側(cè)(圖7)。B點(diǎn)面內(nèi)、外應(yīng)力依據(jù)祝志文等[13]建議的方法對(duì)橫隔板上點(diǎn)的應(yīng)力進(jìn)行面內(nèi)應(yīng)力和面外應(yīng)力分解所得,即

圖7 B點(diǎn)內(nèi)外側(cè)示意圖(mm)

σin=(σinp+σonp)/2

(1)

σon=(σinp-σonp)/2

(2)

式中:σin、σon分別為B點(diǎn)內(nèi)側(cè)和外側(cè)應(yīng)力;σinp、σonp分別為B點(diǎn)面內(nèi)和面外應(yīng)力。

從圖8中可以看出隨著橫隔板厚度的增加,B點(diǎn)的控制應(yīng)力即B點(diǎn)外側(cè)應(yīng)力呈現(xiàn)穩(wěn)定減小的趨勢(shì):橫隔板從8 mm變化到16 mm,B點(diǎn)控制應(yīng)力減小了34.29 MPa,減小幅度高達(dá)38.11%;將上述應(yīng)力分解為面內(nèi)應(yīng)力和面外應(yīng)力,結(jié)果表明隨著橫隔板厚度的增加,B點(diǎn)的面內(nèi)應(yīng)力減小了39.54 MPa,面外應(yīng)力增大了5.25 MPa。

圖8 B點(diǎn)控制應(yīng)力隨橫隔板厚度變化

顯然橫隔板厚度對(duì)橫隔板的應(yīng)力影響主要影響體現(xiàn)在對(duì)面內(nèi)應(yīng)力的影響,增大板厚大幅降低了橫隔板的面內(nèi)應(yīng)力,這是由于橫隔板對(duì)于U肋主要起支撐作用,增加板厚必然會(huì)減小其面內(nèi)應(yīng)力;而增大板厚對(duì)于面外應(yīng)力有不利影響,是因?yàn)樵龃蟀搴?橫隔板剛度增加,分配的彎矩也隨之增加,導(dǎo)致面外應(yīng)力有所增大。

根據(jù)圖9可知面外應(yīng)力占總應(yīng)力的比值有限,對(duì)于控制應(yīng)力的影響較小。故可知增大橫隔板厚度可以明顯降低橫隔板面內(nèi)應(yīng)力,進(jìn)而減小B點(diǎn)的疲勞控制應(yīng)力,降低橫隔板上疲勞裂紋開(kāi)展的可能性,對(duì)于緩解弧形開(kāi)口處疲勞問(wèn)題具有明顯效果。如圖10所示,給出了A點(diǎn)控制應(yīng)力隨橫隔板厚度的變化情況,從圖中可以看出隨著橫隔板厚度的增加,A點(diǎn)的控制應(yīng)力呈現(xiàn)穩(wěn)定減小的趨勢(shì),橫隔板從8 mm變化到16 mm,A點(diǎn)控制應(yīng)力減小了6.29 MPa,減小幅度僅為12.78%,這是由于A點(diǎn)的控制應(yīng)力主要由面外效應(yīng)引起,增大橫隔板厚度對(duì)于緩解U肋的畸變效應(yīng)不明顯。顯然增大橫隔板厚度對(duì)于改善B點(diǎn)的疲勞性能效果明顯,對(duì)應(yīng)A點(diǎn)的疲勞性能改善不明顯。橫隔板依據(jù)抗畸變效應(yīng)計(jì)算的最小厚度對(duì)于疲勞計(jì)算是不利的,考慮橫隔板的疲勞性能不宜采用該最小厚度。

圖9 B點(diǎn)面外應(yīng)力占總應(yīng)力比值隨橫隔板厚度變化

圖10 A點(diǎn)控制應(yīng)力隨橫隔板厚度變化

3.2 變厚度橫隔板參數(shù)分析

以上分析表明增大橫隔板厚度對(duì)于改善B點(diǎn)的疲勞性能效果明顯,因此在保持整體厚度不變的前提下提高U肋所在區(qū)域橫隔板的厚度,從而提高橫隔板局部抗疲勞性能,由此提出一種新型變截面厚度橫隔板設(shè)計(jì),即與U肋、頂板交接區(qū)處橫隔板厚度與其他區(qū)域厚度不同。

參考箱梁頂板的變截面設(shè)計(jì)進(jìn)行橫隔板的變截面設(shè)計(jì),當(dāng)坡口焊縫兩側(cè)構(gòu)件的寬度不同或者厚度相差4 mm以上時(shí),為使傳力平順減少應(yīng)力集中應(yīng)將較寬或者較厚構(gòu)件加工成小于1∶4的坡度平滑過(guò)渡;當(dāng)厚(或?qū)?差不超過(guò)4 mm時(shí),則可采用焊縫表面斜度來(lái)過(guò)渡。進(jìn)行變截面厚度橫隔板設(shè)計(jì)如圖11所示,為滿足橫隔板抗畸變?cè)O(shè)計(jì)要求,橫隔板下部厚度依然采用12 mm,上部400 mm部分采用8～16 mm厚度,上下部分之間統(tǒng)一采用100 mm的變化過(guò)渡段。進(jìn)行有限元計(jì)算分析,繪制B點(diǎn)控制應(yīng)力隨橫隔板上部厚度變化關(guān)系如圖12所示。

圖11 變厚度橫隔板設(shè)計(jì)圖示(mm)

圖12 B點(diǎn)控制應(yīng)力隨變厚度橫隔板厚度變化

從圖12可知,隨著橫隔板厚度的增加,B點(diǎn)的控制應(yīng)力即B點(diǎn)外側(cè)應(yīng)力呈現(xiàn)穩(wěn)定減小的趨勢(shì),橫隔板從8 mm變化到16 mm,B點(diǎn)控制應(yīng)力減小了36.53 MPa,減小幅度達(dá)到40.45%;分析分解得到的面內(nèi)應(yīng)力和面外應(yīng)力可知隨著橫隔板厚度的增加,B點(diǎn)的面內(nèi)應(yīng)力減小了39.25 MPa,而面外應(yīng)力增大了2.73 MPa?？梢?jiàn)增大橫隔板上部分厚度能夠有效地降低B點(diǎn)的面內(nèi)應(yīng)力,對(duì)于弧形開(kāi)口處疲勞改善有明顯效果。

從圖13可知,A點(diǎn)控制應(yīng)力隨著橫隔板厚度增加有減小趨勢(shì),橫隔板從8 mm變化到16 mm,A點(diǎn)控制應(yīng)力減小了5.70 MPa,減小幅度僅為11.68%,由于該部位控制應(yīng)力主要由面外應(yīng)力組成,增加橫隔板厚度對(duì)改善該疲勞細(xì)節(jié)效果不明顯。換言之,如不考慮計(jì)算誤差,對(duì)于以面外控制應(yīng)力為主的疲勞細(xì)節(jié),增加橫隔板板厚是不適合的。

由于RF處的疲勞問(wèn)題是局部問(wèn)題,通過(guò)調(diào)整該部位的橫隔板厚度緩解該位置的疲勞問(wèn)題是完全可行的。建議采用上部橫隔板16 mm厚,下部橫隔板12 mm厚的變橫隔板設(shè)計(jì)方法,該方法可有效降低弧形開(kāi)口最大控制應(yīng)力,降幅可達(dá)到40.45%。

4 內(nèi)隔板構(gòu)造形式優(yōu)化分析

早期,美國(guó)學(xué)者Fisher和Bocchieri提出內(nèi)隔板結(jié)構(gòu),并做了相關(guān)疲勞試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果表明,在U肋內(nèi)部焊接內(nèi)橫隔板可以增強(qiáng)局部構(gòu)件的剛度,限制U肋的扭轉(zhuǎn)變形,進(jìn)而有效降低了U肋與橫隔板連接處的應(yīng)力集中,之后研究人員對(duì)其外形進(jìn)行了不斷的優(yōu)化(圖14)。

圖14 利用內(nèi)隔板消除梯形加勁肋開(kāi)口處的應(yīng)力集中

中國(guó)目前對(duì)U肋內(nèi)隔板的構(gòu)造形式、尺寸以及疲勞性能研究較少?，F(xiàn)行規(guī)范中對(duì)于內(nèi)隔板的設(shè)計(jì)方法沒(méi)有明確規(guī)定,目前隨著焊接技術(shù)的進(jìn)步,這一構(gòu)造可以實(shí)施。因此有必要對(duì)內(nèi)隔板的疲勞性能進(jìn)行相應(yīng)研究,并提出具有實(shí)際意義的構(gòu)造措施。

在U肋內(nèi)部建立內(nèi)隔板,內(nèi)隔板的厚度與橫隔板一致,均為12 mm,且二者在同一平面上,依據(jù)美國(guó)AASHTO規(guī)范,設(shè)計(jì)內(nèi)隔板尺寸如圖15所示,分別建立有內(nèi)隔板和無(wú)內(nèi)隔板兩種有限元模型進(jìn)行對(duì)比分析。分別計(jì)算在不同輪載情況下A、B兩點(diǎn)的控制應(yīng)力。

圖15 內(nèi)隔板尺寸(mm)

無(wú)內(nèi)隔板時(shí),A、B點(diǎn)的控制應(yīng)力分別為-65.51 MPa和46.57 MPa;單內(nèi)隔板時(shí),A、B點(diǎn)的控制應(yīng)力分別為-60.06 MPa和33.59 MPa;B點(diǎn)控制應(yīng)力增設(shè)內(nèi)隔板后減小了8.32%,這是由于增設(shè)內(nèi)隔板后,改變了U肋與橫隔板的作用方式,由原來(lái)的U肋與橫隔板相互作用轉(zhuǎn)變?yōu)閮?nèi)隔板與橫隔板相互作用。在沒(méi)設(shè)置內(nèi)隔板的情況下,A點(diǎn)控制應(yīng)力最大增設(shè)內(nèi)隔板后,減小幅度達(dá)到27.87%,效果明顯,能夠有效地減小該位置疲勞開(kāi)裂的可能性,這是由于增設(shè)內(nèi)隔板后加強(qiáng)了U肋的局部剛度,有效削弱了U肋扭轉(zhuǎn)畸變效應(yīng),減小了畸變引起的次內(nèi)力。

在U肋內(nèi)部增設(shè)內(nèi)隔板對(duì)于解決縱肋與橫隔板連接處的疲勞問(wèn)題效果明顯,但也存在一定不足。首先在縱肋與橫隔板連接處,由于焊接問(wèn)題存在著較大的焊接殘余應(yīng)力,如果繼續(xù)在該位置焊接內(nèi)隔板,焊接殘余應(yīng)力疊加會(huì)使得該處疲勞問(wèn)題更嚴(yán)重;其次,即使目前可以采用機(jī)器人技術(shù)焊接內(nèi)隔板,但是焊接過(guò)程未必能達(dá)到足夠精細(xì),無(wú)法完全保證內(nèi)隔板與橫隔板在同一平面上。依據(jù)以上兩點(diǎn),提出新型的雙內(nèi)隔板構(gòu)造形式,即在橫隔板前后分別設(shè)置內(nèi)隔板,將內(nèi)隔板設(shè)置在橫隔板前后100 mm位置處,如圖16所示,進(jìn)行有限元分析,得到結(jié)果與無(wú)內(nèi)隔板結(jié)果進(jìn)行比較。

雙內(nèi)隔板時(shí),A、B點(diǎn)的控制應(yīng)力分別為-62.78 MPa和32.44 MPa。在設(shè)置雙內(nèi)隔板后B點(diǎn)控制應(yīng)力減小了4.17%,相比于單內(nèi)隔板,雙內(nèi)隔板對(duì)于減小B點(diǎn)控制應(yīng)力的效果不明顯。在設(shè)置雙內(nèi)隔板后A點(diǎn)控制應(yīng)力減小了30.34%,與單內(nèi)隔板相近,效果明顯,這同樣是由于增設(shè)內(nèi)隔板使得U肋的局部剛度得到加強(qiáng),畸變效應(yīng)得到削弱,而且由于采用雙內(nèi)隔板,加強(qiáng)效果更加明顯。

綜上所述,增設(shè)內(nèi)隔板雖然對(duì)于降低弧形開(kāi)口處的疲勞應(yīng)力效果不明顯,但是能夠大幅降低縱肋與橫隔板連接處縱肋上的疲勞應(yīng)力。本文提出的新型雙內(nèi)隔板構(gòu)造形式可以起到與單內(nèi)隔板一樣甚至更好的效果。

5 橫隔板開(kāi)口形式優(yōu)化設(shè)計(jì)

文獻(xiàn)[19]的研究發(fā)現(xiàn)縱肋連續(xù)通過(guò)橫隔板會(huì)引起縱肋底部焊接部位的疲勞裂紋,因此對(duì)縱肋底部的橫隔板進(jìn)行開(kāi)口來(lái)消除該位置的集中應(yīng)力,這種方法雖然有效地解決了縱肋底部的應(yīng)力集中問(wèn)題,卻在弧形開(kāi)口處引入了新的應(yīng)力集中和疲勞問(wèn)題。各國(guó)學(xué)者為解決這一問(wèn)題進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn),提出了不同的開(kāi)口形式。

本文選取6種典型的橫隔板弧形開(kāi)口形式進(jìn)行對(duì)比分析,如圖17所示?？仔?為歐洲鋼橋規(guī)范Eurocode推薦的公路橋開(kāi)口形式;孔型2為美國(guó)鋼橋公路橋梁規(guī)范AASHTO推薦的開(kāi)口形式;孔型3為日本鋼橋規(guī)范推薦的開(kāi)口形式;孔型4為美國(guó)的Williamsburge橋采用的開(kāi)口形式;孔型5為典型的圓形開(kāi)口形式;孔型6為鐵嶺凡河四橋所采用的開(kāi)口形式。結(jié)合6種不同的開(kāi)口形式建立有限元模型,提取計(jì)算結(jié)果中的控制應(yīng)力,繪制不同開(kāi)口形式下各點(diǎn)的控制應(yīng)力對(duì)比圖見(jiàn)圖18和圖19。

圖17 不同橫隔板弧形開(kāi)口形式(mm)

圖18 不同開(kāi)口形式下B點(diǎn)控制應(yīng)力

圖19 不同開(kāi)口形式下A點(diǎn)控制應(yīng)力

B點(diǎn)控制應(yīng)力為壓應(yīng)力,為方便比較,取絕對(duì)值繪入圖中。從圖18可以看出,孔型4的B點(diǎn)控制應(yīng)力最小(-49.4 MPa),孔型5的B點(diǎn)控制應(yīng)力最大(-73.1 MPa),除了孔型4以外,其余5種孔型的B點(diǎn)控制應(yīng)力相近,就B點(diǎn)控制應(yīng)力而言,孔型4最為理想。故在孔型設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)使圓形開(kāi)口半徑盡量大,以減少構(gòu)造細(xì)節(jié)過(guò)渡,減小集中應(yīng)力。從圖19可以看出,孔型6的A點(diǎn)控制應(yīng)力最小(46.0 MPa),孔型5的A點(diǎn)控制應(yīng)力最大(56.5 MPa),除了孔型5以外,其余5種孔型的A點(diǎn)控制應(yīng)力相近,就A點(diǎn)控制應(yīng)力而言,孔型6最為理想。值得注意的是孔型5這種特殊的圓形開(kāi)口形式對(duì)于RF處疲勞較為不利。

通過(guò)比較A、B兩點(diǎn)控制應(yīng)力可以發(fā)現(xiàn),增大弧形開(kāi)口的半徑可以使幾何過(guò)渡更加平順,有效降低集中應(yīng)力的大小,因此在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮采用大半徑弧形切口;依據(jù)美國(guó)規(guī)范AASHTO,底部切口深度C>H/3,C為弧形開(kāi)口起始點(diǎn)到U肋底部的垂直距離,H為U肋的高度,如果切口深度C很小,則會(huì)限制肋的旋轉(zhuǎn),由于橫隔板和腹板之間相互作用力以及由于切口C的較小深度而產(chǎn)生的二次效應(yīng),會(huì)在縱肋中引入局部二次應(yīng)力,故應(yīng)盡量提高切口深度;在橫隔板與縱肋連接處采用反向圓弧進(jìn)行平滑過(guò)渡,可以使幾何線形更加平順,減小幾何不連續(xù)導(dǎo)致的應(yīng)力集中。綜合以上三點(diǎn),提出一種半徑和切口深度均有所增加的開(kāi)口形式,其中C=90 mm,H=277 mm,如圖20所示。

圖20 建議弧形開(kāi)口形式(mm)

對(duì)該開(kāi)口形式進(jìn)行有限元分析計(jì)算,得到A、B兩點(diǎn)控制應(yīng)力值。其中B點(diǎn)的控制應(yīng)力最大為-42.4 MPa,比上述6種開(kāi)口形式中最小控制應(yīng)力-49.4 MPa(開(kāi)口形式4)降低14.2%;A點(diǎn)的控制應(yīng)力最大,為34.7 MPa,比上述6種開(kāi)口形式中最小控制應(yīng)力46.4 MPa(開(kāi)口形式6)降低25.2%。通過(guò)對(duì)比分析A、B兩點(diǎn)的控制應(yīng)力結(jié)果可以判定,該新型開(kāi)口形式可以明顯減小A、B兩點(diǎn)的疲勞控制應(yīng)力,從而較大幅度提升該疲勞細(xì)節(jié)的疲勞性能。

5 結(jié) 論

本文以實(shí)際橋梁為原型,采用有限元方法對(duì)縱肋與橫隔板連接處的疲勞性能進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)研究,從橫隔板厚度、內(nèi)隔板的設(shè)置及橫隔板開(kāi)口形式這3個(gè)角度,進(jìn)行合理的參數(shù)分析,提出能夠提升疲勞性能的新型構(gòu)造細(xì)節(jié)。結(jié)論如下:

1)基于疲勞裂紋受力局部性機(jī)理,提出變厚度橫隔板的構(gòu)造形式,橫隔板與U肋連接厚度區(qū)域加厚,其余不變。設(shè)計(jì)多種變厚度橫隔板下的OSD結(jié)構(gòu),結(jié)果表明控制應(yīng)力下降明顯,可有效改善疲勞性能。

2)考慮到施工難度與局部焊接殘余應(yīng)力過(guò)度集中,提出雙內(nèi)隔板的方案。在兩道內(nèi)隔板之間可以填充減振材料,計(jì)算結(jié)果表明雙內(nèi)隔板構(gòu)造形式可以有效改善疲勞性能,且便于施工。

3)提出的反圓弧過(guò)渡下的大半徑開(kāi)口形式,計(jì)算結(jié)果表明該方案可以有效改善該細(xì)節(jié)疲勞性能。