正交異性鋼橋面板疲勞性能的局部構造效應

宋永生 丁幼亮 王高新 李愛群

(東南大學混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室,南京 210096)

大跨鋼箱梁橋在交變的荷載和環境作用下,例如車輛和風等,易在正交異性橋面板處發生疲勞裂紋的萌生和擴展[1],對橋梁結構和交通安全造成難以彌補的危害．研究表明,車輛荷載是導致正交異性鋼橋面板疲勞破壞的最重要原因[2]．因此,鋼箱梁橋設計和養護管理應對車載作用下正交異性鋼橋面板的疲勞問題給予充分重視．近些年來,隨著動態測試技術的發展,在一些重大的橋梁上安裝了疲勞應變監測系統[3-5]．基于應變監測系統記錄的關鍵位置焊接細節的疲勞應變時程數據,計算并分析焊接細節疲勞效應的長期變化規律,可深入研究正交異性鋼橋面板在車載作用下的疲勞特性,并可有效反饋鋼箱梁疲勞設計規范和運營期養護策略的制定．

本文通過分析潤揚長江大橋斜拉橋和懸索橋的疲勞應變監測數據,計算得到每天的日等效應力幅Seq和日應力循環次數Ns,發現2座橋梁的疲勞監測結果差異顯著．由于潤揚大橋懸索橋和斜拉橋鋼橋面板應變傳感器布置的車道相同,可以不考慮車輛荷載差異的影響．因此,有必要深入研究鋼箱梁設計參數對焊接細節疲勞效應的影響規律．為此,本文建立了潤揚大橋斜拉橋和懸索橋鋼箱梁的疲勞分析模型,并以頂板縱肋厚度、橫隔板間距和縱隔板設置這3個設計參數為重點,詳細考察了鋼箱梁局部構造對焊接細節疲勞效應的影響規律．在此基礎上針對桁架式縱隔板對頂板的點支撐、非連續性作用特征,進一步研究了桁架式縱隔板對2類焊接細節疲勞效應的影響特征和影響范圍．

1 潤揚大橋鋼橋面板疲勞效應的長期監測結果

1.1 懸索橋和斜拉橋的長期監測結果

潤揚長江大橋由北汊斜拉橋和南汊懸索橋組成,主梁均采用帶正交異性橋面板的扁平鋼箱梁,其設計參數如表1所示．為掌握運營期內鋼橋面板的疲勞效應規律,分別在斜拉橋和懸索橋鋼箱梁的跨中截面位置安裝了疲勞應變監測系統.應變傳感器采用三向應變計,其布置圖如圖1和圖2所示．疲勞應變傳感器監測參數如表2所示．

表1 潤揚大橋斜拉橋和懸索橋鋼箱梁主要設計參數 mm

圖1 潤揚大橋懸索橋跨中截面疲勞應變傳感器布置圖(單位：m)

圖2 潤揚大橋斜拉橋跨中截面疲勞應變傳感器布置圖(單位：m)

表2 潤揚長江大橋疲勞應變傳感器監測參數

頂板-縱肋焊接細節和縱肋對接焊接細節的疲勞監測分別采用三向應變計的橫橋向和順橋向應變數據進行分析[6-7]．采用“簡化雨流計數法”[8]對各傳感器每天的應力時程提取應力循環,得到每天的應力幅譜,在此基礎上計算日等效應力幅Seq,同時可得對應的日應力循環次數Ns[9-11]．圖3分別給出了2009年1—6月由斜拉橋和懸索橋下游側各傳感器應變數據計算得到的日等效應力幅Seq和日應力循環次數Ns的長期監測結果,表3分別給出了2009年1—6月各焊接細節的日等效應力幅Seq和日應力循環次數Ns的平均值．從圖3和表3中可以看出：① 對于頂板-縱肋焊接細節,潤揚大橋斜拉橋的日等效應力幅大于懸索橋,而應力循環次數大致相等;② 對于縱肋對接焊接細節,潤揚大橋懸索橋的日等效應力幅明顯大于斜拉橋,而應力循環次數大致相等．可見,潤揚大橋懸索橋和斜拉橋鋼箱梁疲勞效應的長期監測結果差異顯著．

由于潤揚大橋懸索橋和斜拉橋鋼橋面板應變傳感器布置的車道相同,可以不考慮車輛荷載差異的影響,同時,鋼橋面板(包括頂板和頂板縱肋)設計參數基本相同(見表1),只有頂板縱肋厚度、橫隔板間距和縱隔板設置這3個設計參數存在不同,這可能是導致鋼橋面板焊接細節疲勞效應監測結果存在顯著差異的重要原因．因此,有必要深入研究鋼箱梁局部構造參數對焊接細節疲勞效應的影響規律．

圖3 潤揚大橋斜拉橋和懸索橋的疲勞監測結果

表3 日等效應力幅和日應力循環次數的日平均值

1.2 懸索橋和斜拉橋疲勞效應差異的原因

1.2.1 鋼橋面板疲勞應力分析模型

為了分析潤揚大橋懸索橋和斜拉橋鋼橋面板焊接細節的疲勞效應監測結果差異原因,揭示鋼箱梁局部構造對焊接細節疲勞效應的影響規律,本節建立了潤揚大橋懸索橋和斜拉橋鋼箱梁的疲勞應力分析模型．采用有限元軟件ANSYS建立鋼箱梁疲勞分析模型,分析模型的順橋向長度取為5個橫隔板間距,頂板、縱肋、橫隔板均采用Shell63彈性殼單元模擬,而斜拉橋的桁架式縱隔板則采用Beam4單元模擬,單元幾何特性參數同表1．鋼箱梁采用Q345鋼,彈性模量為2.06 GPa,泊松比為0.3,不考慮鋼材的彈塑性．順橋向2個端截面內節點全部固接以模擬相鄰區段鋼箱梁對其約束作用．以潤揚大橋斜拉橋為例,圖4給出了鋼箱梁橫橋向的1/2有限元模型圖與下游側應變傳感器布置位置．潤揚大橋懸索橋與斜拉橋的主要不同之處在于沒有桁架式縱隔板以及頂板縱肋厚度、橫隔板間距不同．

圖4 潤揚大橋斜拉橋鋼箱梁的疲勞分析模型

考慮到鋼箱梁的正交異性橋面板應力分布的局部性特點,可忽略車輛各輪輪載作用下橋面板應力分布的相互影響[12],采用單輪輪載研究車載作用下的鋼橋面板疲勞應力分布規律．由于潤揚大橋斜拉橋和懸索橋的瀝青鋪裝層厚度和材料性質相同,為簡化起見,本文未考慮頂板瀝青鋪裝層對橋面板應力分布的影響[9]．計算時采用的單輪輪載大小為40 kN,與橋面板的接觸面為矩形,大小為0.15 m×0.15 m．圖5給出了鋼橋面板的輪載加載示意圖,潤揚大橋斜拉橋和懸索橋的橫向加載位置相同．潤揚大橋斜拉橋輪載作用邊緣一邊位于頂板-縱肋交點處,另一邊則與縱隔板重合．

圖5 鋼橋面板輪載加載示意圖

1.2.2 鋼橋面板疲勞效應分析結果

將單輪輪載按照圖5位置加載，并以60 km/h的速度從橫隔板2沿著順橋向逐步移動至橫隔板3(見圖4),分別得到潤揚大橋懸索橋和斜拉橋頂板-縱肋焊接細節和縱肋對接焊接細節的疲勞應力時程曲線,如圖6所示．從圖中可以看出,潤揚大橋斜拉橋和懸索橋在頂板-縱肋焊接細節處的疲勞應力時程曲線的形態差異較大，斜拉橋和懸索橋均為單峰雙谷曲線,但斜拉橋谷值絕對值較大，而峰谷間幅值較小．在縱肋對接焊接細節處的疲勞應力時程曲線形狀均為單峰曲線,但二者的峰值差異較大．根據“簡化雨流計數法”[8]計算各應力時程曲線的等效應力幅Seq和應力循環次數N,結果如表4所示．

圖6 輪載作用下焊接細節應力時程曲線

表4 潤揚大橋斜拉橋和懸索橋的Seq和N

可以看出,對于頂板-縱肋焊接細節,斜拉橋的等效應力幅為懸索橋的1.28倍;而對于縱肋對接焊接細節,斜拉橋和懸索橋的等效應力幅比值約為0.50.此外,斜拉橋和懸索橋的兩類焊接細節的應力循環次數相同．該結果與潤揚大橋斜拉橋和懸索橋的長期疲勞監測結果基本一致．因此,本文將采用該模型進一步研究鋼箱梁局部構造對焊接細節疲勞效應的影響規律．

1.2.3 鋼箱梁局部構造對橋面板疲勞性能的影響

為了分析頂板縱肋厚度、橫隔板間距和縱隔板設置這3個局部構造參數對鋼箱梁疲勞效應的影響,以潤揚大橋斜拉橋的鋼箱梁模型為原型,通過修改構造參數分別建立4個鋼箱梁的疲勞應力分析模型,如表5所示．其中,模型Ⅰ對應于潤揚大橋斜拉橋鋼箱梁的原設計參數,模型Ⅱ～模型Ⅳ對應于修改部分構造參數后的模型．單輪輪載的加載方式同1.2.2節．表6分別給出了等效應力幅和應力循環次數的計算結果．

對比模型Ⅰ和模型Ⅱ可知,頂板-縱肋焊接細節的等效應力幅分別為20.3和16.2 MPa,相對變化為20.2%;而縱肋對接焊接細節則分別為20.1和33.7 MPa,相對變化為67.7%．可見,縱隔板的設置對2類焊接細節疲勞效應的影響均較大,尤其縱肋對接焊接細節的影響更大．

表5 疲勞應力分析模型的設計參數 mm

表6 模型Ⅰ～模型Ⅳ的疲勞荷載效應計算結果

對比模型Ⅱ和模型Ⅲ可知,頂板-縱肋焊接細節的等效應力幅分別為16.2和16.1 MPa,相對變化不足1%;而縱肋對接焊接細節則分別為33.7和31.8 MPa,相對變化為5.6%．可見,橫隔板間距對2種焊接細節疲勞效應的影響較小．這是因為,對于頂板-縱肋焊接細節,其橫橋向應力主要受頂板厚度、縱肋開口寬度和橫橋凈距等橫橋向幾何參數的影響,而對橫隔板間距變化較不敏感．而對于縱肋對接焊接細節,盡管橫隔板間距會對縱肋順橋向應力分布產生影響,但斜拉橋和懸索橋橫隔板間距僅差530 mm(相對變化為14%),同時,由于正交異性橋面板系應力分布的局部性特點使得橫隔板間距的較小變化對縱肋對接焊接細節的影響也較小．

對比模型Ⅲ和Ⅳ可知,當頂板縱肋厚度由6 mm增加至8 mm時,頂板-縱肋焊接細節的等效應力幅則由16.1 MPa變化到15.8 MPa,相對變化為1.9%;而縱肋對接焊接細節則由40.3 MPa減小到31.8 MPa,相對變化為21.1%．可見,頂板縱肋厚度對頂板-縱肋焊接細節疲勞效應的影響較小,對縱肋對接焊接細節的影響則較大．這是因為,盡管增厚縱肋使得其截面扭轉剛度增大,但因長細比相對較大,其厚度的增加僅可小幅度增加對頂板的約束，從而使得等效應力幅變化較小;而頂板縱肋厚度的增加使得頂板縱肋應力水平顯著降低，進而導致等效應力幅顯著減小．

由于縱隔板的存在，導致潤揚大橋斜拉板與懸索橋的頂板-縱肋焊接細節的疲勞效應差異較大；而由于縱隔板的存在及縱肋厚度較小，使得斜拉橋與懸索橋的縱肋對接焊接細節的疲勞效應差異顯著．從圖2(b)可以看出,桁架式縱隔板對鋼橋面板的作用是點支撐、非連續性的．因此,有必要進一步詳細分析桁架式縱隔板對2類焊接細節疲勞效應的影響范圍及其影響程度．

2 縱隔板對鋼橋面板疲勞效應的局部影響分析

2.1 橫橋向影響分析

本節采用分析模型Ⅰ和模型Ⅱ考察桁架式縱隔板對鋼橋面板疲勞效應的局部影響特征．將輪載分別加載至模型Ⅰ和模型Ⅱ,橫橋向位置分別為S=0，0.15，0.30和0.45 m,并定義為工況A～工況D．將輪載沿橫隔板2逐步加載至橫隔板3,得到模型Ⅰ和模型Ⅱ各工況下2類焊接細節的應力時程曲線．對于頂板-縱肋焊接細節,工況A和工況B所選取的焊接細節位置與應變傳感器相同,而工況C和工況D所取焊接細節距縱隔板橫橋向距離為0.45 m;對于縱肋對接焊接細節,各工況下選取的焊接細節位置均與應變傳感器相同．各工況下的輪載和焊接細節的橫橋向位置見圖7．由各工況下2類焊接細節的應變時程曲線,分別計算得到對應的等效應力幅,如表7所示．

從表中可以看出,隨著輪載的橫橋向位置逐漸遠離縱隔板,模型Ⅰ和模型Ⅱ的頂板-縱肋焊接細節和縱肋對接焊接細節的等效應力幅均逐漸接近．當S>0.30 m時,模型Ⅰ和模型Ⅱ的縱肋焊接細節的等效應力幅基本相等．可見,對于橫橋向方向,縱隔板的設置僅對其附近區域的2類焊接細節的疲勞效應產生影響,而對較遠區域的影響很小,有效影響范圍約為0.30 m,說明桁架式縱隔板對鋼橋面板的應力影響范圍基本上在2個縱肋寬度之間．

圖7 輪載橫橋向位置示意圖

表7 縱隔板對橋面板焊接細節等效應力幅的影響性分析結果 MPa

2.2 順橋向影響分析

為研究桁架式縱隔板的設置對鋼橋面板順橋向的焊接細節影響特征,選取圖4中縱向加勁結構截面內位于不同順橋向位置的2類焊接細節,并定義d為焊接細節與縱隔板-頂板節點的順橋向距離(見圖2),將輪載按工況A分別加載至模型Ⅰ和模型Ⅱ,得到不同順橋向位置的2類焊接細節應力時程曲線,同時計算得到各焊接細節的等效應力幅,如表7所示．

從表中可以看出,對于頂板-縱肋焊接細節,隨著其順橋向位置逐漸遠離縱隔板,模型Ⅰ和模型Ⅱ的等效應力幅的差異開始增大,繼而迅速減小,當d>0.30 m時,二者完全相等．因此,對于順橋向方向,縱隔板的設置僅對其附近區域的頂板-縱肋焊接細節的疲勞效應產生影響,而對較遠區域的影響很小,其有效影響范圍約為0.30 m．對于縱肋對接焊接細節,隨著其順橋向位置逐漸遠離縱隔板,模型Ⅰ和模型Ⅱ的等效應力幅逐漸接近,但是直至截面B(見圖2,此位置處2個模型的疲勞效應差異最小),二者間的差異依舊無法忽視(相對差異為18.9%)．這是由于縱隔板的設置使得縱肋的順橋向跨度減小,繼而導致分析模型Ⅰ的縱肋應力和應力幅均較模型Ⅱ的小．因此,在順橋向方向上,桁架式縱隔板的設置對全橋范圍的鋼橋面板縱肋焊接細節產生有效影響．

綜上所述,桁架式縱隔板的設置對頂板-縱肋和縱肋對接2類焊接細節的疲勞效應均產生顯著影響．其中,對于頂板-縱肋焊接細節,縱隔板的影響范圍為以縱隔板-頂板節點為中心,順、橫橋向長度均為0.6 m的矩形分布區;而對于縱肋對接焊接細節,縱隔板的影響范圍為以縱隔板的順橋向截面為中心,寬度為0.6 m的長帶狀分布區．

3 結論

1) 實測結果表明,對于頂板-縱肋焊接細節,潤揚大橋斜拉橋的日等效應力幅大于懸索橋,而應力循環次數大致相等;對于縱肋對接焊接細節,潤揚大橋懸索橋的日等效應力幅明顯大于斜拉橋,而應力循環次數大致相等．

2) 詳細考察了頂板縱肋厚度、橫隔板間距和縱隔板設置這3個設計參數對鋼橋面板疲勞效應的影響規律．結果表明,潤揚大橋懸索橋和斜拉橋由于縱隔板的原因,導致頂板-縱肋焊接細節的疲勞效應存在較大差異,而由于縱隔板和縱肋厚度的原因,則導致縱肋對接焊接細節的疲勞效應存在顯著差異．

3) 桁架式縱隔板的設置對頂板-縱肋和縱肋對接2類焊接細節的疲勞效應均產生顯著影響．其中,對于頂板-縱肋焊接細節,縱隔板的影響范圍為以縱隔板-頂板節點為中心,順、橫橋向長度均為0.6 m的矩形分布區;而對于縱肋對接焊接細節,縱隔板的影響范圍為以縱隔板的順橋向截面為中心,寬度為0.6 m的長帶狀分布區．

)

[1]Xiao Z G, Kentaro Y, Samol Y, et al. Stress analysis and fatigue evaluation of rib-to-deck joints in steel orthotropic decks [J].InternationalJournalofFatigue, 2008,30(8): 1387-1397.

[2]Guo T, Chen Y W. Field stress/displacement monitoring and fatigue reliability assessment of retrofitted steel bridge details [J].EngineeringFailureAnalysis, 2011,18(1): 354-363.

[3]Wu Z J, Ghosh K, Qing X L. Structural health monitoring results on Tsing Ma, Kap Shui Mum and Ting Kau bridges [C]//ProceedingofSPIE:NondestructiveEvaluationofHighways,Utilities,andPipelines. San Diego, CA, USA, 2000: 288-299.

[4]張啟偉. 大型橋梁結構健康監測概念和監測系統設計 [J]. 同濟大學學報, 2001, 29(1): 65-69.

Zhang Qiwei. Conception of long-span bridge health monitoring and monitoring system design [J].JournalofTongjiUniversity, 2001,29(1): 65-69.(in Chinese)

[5]李愛群,繆長青,李兆霞,等. 潤揚長江大橋結構健康監測系統研究 [J]. 東南大學學報:自然科學版, 2003, 33 (5): 544-548.

Li Aiqun, Miao Changqing, Li Zhaoxia，et al. Health monitoring system for the Runyang Yangtse River Bridge [J].JournalofSoutheastUniversity:NaturalScienceEdition, 2003,33(5): 544-548.(in Chinese)

[6]Wang Y, Li Z X, Li A Q. Combined use of SHMS and finite element strain data for assessing the fatigue reliability index of girder components in long-span cable-stayed bridge[J].TheoreticalandAppliedFractureMechanics, 2010,54(2): 127-136.

[7]鄧揚,丁幼亮,李愛群. 鋼箱梁焊接細節基于長期監測數據的疲勞可靠性評估:疲勞可靠度指標 [J]. 土木工程學報, 2012, 34(3): 86-92.

Deng Yang, Ding Youliang, Li Aiqun. Fatigue reliability assessment for welded details in steel box girder using long-term monitoring data: fatigue reliability indices [J].ChineseCivilEngineeringJournal, 2012,34(3): 86-92. (in Chinese)

[8]Downing S D, Socie D F. Simplified rainflow cycle counting algorithms [J].InternationalJournalofFatigue, 1982,4(1): 31-40.

[9]Guo T, Li A Q, Wang H. Influence of ambient temperature on the fatigue damage of welded bridge decks [J].InternationalJournalofFatigue, 2008,30(6):1092-1102.

[10]BSI. BS5400 code of practice for fatigue [S]. London: British Standards Institution,1982.

[11]BSI. BS 7608 fatigue design and assessment of steel structures [S]. London: British Standards Institution, 1993.

[12]林日長. 扁平鋼箱梁公路橋正交異性橋面板疲勞性能參數化分析研究 [D]. 南京:東南大學土木工程學院,2011.