大纵肋正交异性钢桥面板的疲劳性能研究

邹驰宇

(新疆吉鑫公路技术有限公司，乌鲁木齐 830000)

正交异性钢桥面(OSD)是由平板、纵肋s 通过焊缝加固而成的结构体系， 在两个垂直方向上具有不同的弹性特性，具有重量轻、结构深度低、施工速度快、耐久性好等优点， 在许多跨径桥梁的应用中占有十分重要的地位[1]。 但经过多年的工程实践，OSD 桥梁的一些易疲劳细节处出现了裂缝，原因是细节设计不好、焊接控制不严，超重卡车的通过等。 然而，OSD 的组成是复杂的，应力集中的影响是显著的。 纵向U 形肋和横向横隔板或楼板梁通常焊接在桥面板下侧， 系统可能在其焊接接头处遇到多种类型的疲劳问题， 这是由于焊接支撑不足的连接处的高循环应力造成的。 为了减少平面外应力引起的U 形肋底部的高二次应力， 通常在横隔梁或楼板梁中设置切口。 然而， 设置切口后，U 形肋腹板焊接连接处和隔板切口区域出现更复杂的应力状态和更高的应力集中。 切口的复杂应力状态受肋骨高度和倾斜度，以及切口形状的显著影响。 焊接工艺复杂，焊接质量难以满足设计要求。

如果这些构件的结构参数设计不当或制造缺陷存在，疲劳裂纹将在车轮荷载作用下萌生和扩展。 据报道，全世界许多OSD 桥梁都出现了疲劳裂纹， 例如英国的Severn 桥、德国的Sinntal 桥等。 疲劳裂缝等会导致OSD刚度降低，从而增加路面局部挠度，进而破坏路面，甚至危及桥梁的安全运营。 De Jong[2]研究了疲劳易发部位出现的典型裂纹， 例如肋骨到甲板接缝、 肋骨到地板梁接缝、地板梁切口的基底金属和肋骨拼接处。OSD 桥梁通常共有七种典型的裂缝模式， 如图1 所示。 C1 为RD 接头甲板侧裂纹，C2 为RD 接头肋侧裂纹，C3 为RF 接头焊缝端肋壁裂纹，C4 为RF 接头肋侧裂纹，C5 为RF 接头地板梁侧裂纹，C6 为地板梁切口母材裂纹，C7 为肋骨拼接裂纹。Miki[3]对RD 节点进行了有限元分析，认为桥面板弯曲刚度小可能是疲劳开裂的主要原因。 在车轮荷载作用下， 沥青铺面系统的OSD 变形和应力的局部效应明显，特别是在夏季高温引起的薄桥面板和软化路面[4-5]。OSD由于刚度小，通常会发生过大的局部变形，导致桥面板和邻近的易疲劳构件应力过大。

图1 正交异性钢桥面典型裂缝模式

为了避免疲劳过早开裂，学者进行了许多研究，其中一种方法是通过增加荷载分担和提高疲劳性能， 采用刚性层来增加桥面刚度[6]。 Walter 等[7]通过在桥面上浇筑水泥基覆盖层以提高OSD 刚度的试验，结果表明，即使采用薄覆盖层， 也能显著降低RD 接头处的von-Mises 应力。 Bijlaard 等[8]研究了在役OSD 桥梁加固中的夹层钢板体系，认为该加固体系具有良好的加固性能，是一种有效的轻型桥梁修复材料。其中，增大纵肋开口宽度也是改善过早开裂的一种可行途径。因此，本文采用有限元方法研究大纵肋面板的疲劳性能影响。

1 有限元模型

1.1 工程背景

某桥梁为特大多跨桥，位于新疆伊犁地区，主要用于跨越深沟， 桥孔布置为简支梁+连续刚构+简支梁的组合形式。 桥梁全长584.51 m，梁部结构为48 m+2×80 m+48 m 连续刚构箱梁；主墩支点处梁高5.8 m，跨中及边跨直线段梁高为3.0 m；箱梁中心位置顶板厚0.35 m；跨中底板厚为0.4 m，支点处底板厚0.7 m，跨中腹板厚0.4 m，支点处腹板厚0.7 m；全梁在边、中支点处设置1.2 m 横隔板。

1.2 有限元模型参数

基于正交异性钢桥面(OSD)有着良好抗疲劳性能、优异的受力性能和较高的经济性能， 为了综合考虑这些因素，需对桥面板厚度、U 肋横截面尺寸及厚度、横肋间距和厚度等设计参数进行合理匹配； 日本桥梁建设协会在1999 年提出的正交异性钢桥面板的详细设计和构造参数， 本文主要是依据这些设计和参数分别对普通纵肋正交异性钢桥面板和大纵肋正交异性钢桥面板设计建立了有限元的模型， 具体参数见表1， 有限元模型如图2 所示。 有限元各向异性钢桥模型中模拟钢材的弹性模量为210 GPa，泊松比值0.3；由于shell63 单元对于模拟钢材有着优越的弯曲和反向拉伸适应能力， 故钢桥的正交异性钢桥面板均同时采用了两个shell63 单元的弹性模拟。

表1 正交异性钢桥面板模型构造尺寸

图2 有限元模型

1.3 关注的疲劳细节

在本文中将重点分析3 种疲劳裂缝细节的关键节点，其对应位置如图3 所示。 点A 是横梁板的U 肋和位于横梁板的弧形焊接端，点B 是U 肋和横梁板的弧形焊接开口端， 点C 是位于U 肋和横斜板的顶板弧形焊缝，这3 个疲劳裂缝节点都是横梁板应力比较集中明显且容易使横梁板发生疲劳裂缝的部位，因此本文着重分析。

图3 疲劳裂缝细节的节点位置

1.4 加载方式

受单侧单轴车轮疲劳荷载影响的正交异性钢桥面板疲劳应力的范围在横向和纵向均较短， 因此本文着重考虑单侧单轴车轮疲劳荷载的相互影响， 主要采用的疲劳加载方式为单侧单轴前后两侧双轮的车轮疲劳荷载加载，根据国家加载规范的规定，在200 万次疲劳周期加载中的疲劳荷载应力振幅为70 MPa。

对于车轮铺装层的着陆受力扩散面积， 国家规定的加载值为车轮铺装加载层的着陆面积(车轮长度×宽度)0.6 m×0.2 m， 如果考虑受力扩散效应车轮铺装层的加载着陆面积一般为(长度×车轮宽度)0.72 m×0.32 m，则铺装层的加载值为0.2604×1.4=0.3646 MPa。

2 正交异性钢桥面板承载疲劳

2.1 横桥向最不利加载位置计算分析

在横桥向最不利加载方式下， 分为14 个加载工况，图3 为车轮加载每移动0.06 m，节点A、B、C 的最大主应力随荷载位置的变化趋势。

由图4(a)可知，对于普通纵肋正交异性钢桥面板，当轮载横向加载位置处于0.57 m 时，节点A 的最大正应力取得最大值；当轮载横向加载位置处于0.45 m 时，节点B和节点C 的均取得最大正应力的最大值， 且出现最大正应力值处即为疲劳细节在横桥向最不利位置。 由图4(b)可知，对于大纵肋正交异性钢桥面板，当轮载横向加载位置处于0.66 m 时，节点A 和节点B 的取得最大正应力的最大值； 而当轮载横向加载位置处于0.94 m 时， 节点C的最大正应力取得最大值。

2.2 纵桥向最不利加载位置计算分析

在横桥向保持荷载节点对应的横桥向最不利疲劳加载节点位置不变的工况同时， 依次在纵桥向向前移动双轮节点最大荷载0.2 m，共38 个疲劳荷载节点工况，通过计算可以得到疲劳加载节点最大主应力强度随荷载节点位置的变化趋势(图5)。

图4 疲劳关注节点轮载横向移动时各工况对应应力

图5 疲劳关注节点纵桥向加载时的应力历程

由图5(a)可知，对于普通纵肋正交异性钢桥面板，当轮载疲劳纵向加载的位置处于6.2 m 时， 疲劳纵向关注加载节点A 和节点B 的最大主应力出现取得最大值；当轮载疲劳纵向关注加载的位置在5.6 m 或6.8 m 时，疲劳关注节点C 最大主应力出现取得最大值。 由此可得普通纵肋正交异性钢桥面板不同应力幅(表2)。

表2 普通纵肋正交异性钢桥面板应力幅

由图5(b)可知，对于大纵肋正交异性钢桥面板，当轮载纵向加载位置在10.28 m 时，疲劳关注节点A 最大主应力取得最大值；疲劳关注节点B 最大主应力出现位置与疲劳关注节点A 相同； 当轮载纵向加载位置在9.68 m 或10.88 m 时，疲劳关注节点C 最大主应力取得最大值；最大主应力出现位置即为疲劳细节对应的纵向加载最不利位置。 同理可得大纵肋正交异性钢桥面板不同应力幅(表3)。

表3 大纵肋正交异性钢桥面板应力幅

由疲劳关注节点在横纵桥向双轮加载时的等效应力幅和历程运动关系图可以清楚地看出，在双轮荷载的作用下疲劳关注节点的等效应力幅为变幅，通过采用计算公式泄水法可以精确计算等效疲劳关注应力节点的变幅值，计算公式如下：

式中：σ0为等效应力幅，σi为第i 级应力幅，n 为第i级应力幅循环次数，1/m 表示S-N 曲线(外加应力水平与疲劳寿命之间关系)的负斜率。

3 结论

本文主要利用有限元软件ANSYS，以横桥向正交异性钢桥面板的3 个疲劳加载细节为主要研究对象，对普通钢桥纵肋和大纵肋构成的正交异性钢桥面板分别进行在横桥向和纵桥向疲劳加载方式下的疲劳加载分析，得到以下的结论。

(1)通过分析计算，得到的疲劳效应力细节幅值在横桥向与普通纵桥向车轮荷载下的等效疲劳应力幅值，均满足了规范设计要求的200 万次疲劳应力循环次数对应的疲劳应力幅限值，由此可以说明两种纵肋正交异性的钢桥面板均具有优异的疲劳性能。

(2)大纵肋正交异性钢桥面板在疲劳细节C 处的等效应力幅增幅最大，达到8.9%，表明该类型钢桥面板的受力强度有明显的“放大”现象。

(3)无论是普通纵肋还是大纵肋正交异性钢桥面板，疲劳细节C 处的等效应力幅值均为最大，说明疲劳细节C处仍是大纵肋正交异性钢桥面板疲劳性能最为薄弱的构造细节。