鋼橋面板U肋與橫隔板不同連接缺口形式受力分析

陳佳琪

(中鐵建云南交通建設管理有限公司 云南昆明 650000)

1 引言

隨著我國經濟和科技發展，橋梁用鋼量和性能都有了很大提升，進一步促進了大跨度鋼橋的設計建造。鋼橋相比于混凝土橋，具有質量輕、跨越能力大、加工性能好、易于修復和更換、方便回收利用等優點。近年來國內修建了眾多的大跨度橋梁，如港珠澳大橋、杭州灣跨海大橋、大勝關長江大橋、朝天門長江大橋等。鋼橋的連接經歷了傳統的鉚接、栓接到目前常用的焊接技術。當前鋼橋的主要建造方式大多為既有場內焊接節段模型，運到橋位現場后再通過栓接或者焊接完成成橋狀態的連接[1－3]。

然而鋼橋由于其結合構造復雜，焊接處通常會出現不同程度的焊接缺陷或焊接殘余應力，在車輛等動荷載作用下易發生疲勞開裂，進而引發災難性事故[4－7]。例如:1877年美國 Ashtabula鋼桁梁橋突然斷裂，其原因是由于橋梁局部構件疲勞破壞所致。英國Seven橋于1966年建成，橋梁的封頭板與縱肋下緣焊連處、縱肋和橫梁角焊縫連接處端頭在通車五年后出現多處開裂現象，后續再次發現多處角焊縫(縱肋邊緣與橋面板連接處、U肋與橫梁連接處)以及U肋與橫隔板焊縫處等部位出現了不同程度的裂紋。1994年韓國圣水大橋，由于支撐材料疲勞腐蝕而引發局部橋體斷裂，最終墜落，橋上多輛汽車因此墜入江中，造成巨大的經濟損失和人員傷亡。1995年中國廣州市海印大橋在運營7年后發生斜拉索脆斷事故，其原因是由于鋼索出現了嚴重的銹蝕現象，在外部車輛循環荷載的作用下引發疲勞破壞。2001年中國宜賓市小南門橋也不幸發生了橋面斷落坍塌事故，事故原因是由于局部構造細節的疲勞斷裂所致。2001年美國密爾沃基市的Daniel Webster Hoan Bridge引橋發生了斷裂事故，事故原因也是局部疲勞破壞所致。從上述事例可以發現，疲勞破壞是引發橋梁鋼結構斷裂事故的主要原因之一。鋼橋所受應力幅和構造細節是疲勞設計最為關注的兩個要點。

正交異性鋼橋面板具有良好的整體受力性能，質量輕、便于建造，目前被廣泛應用于各式橋梁結構中(見圖1)。已有研究發現，正交異性鋼橋面板由于焊縫較為密集，并且長期承受反復的交通荷載作用，在應力集中最敏感的部位(橋面、橫梁和縱向加勁肋三者相交位置)很容易產生疲勞裂紋。其中縱肋與橫隔板構造細節上有兩處最容易發生開裂[8－9]:(1)縱肋橫隔板連接的焊趾處；(2)靠近焊趾的缺口處。在實際鋼橋設計中，出于焊接施工等技術環節的要求，對于U肋與橫隔板連接處的缺口形式呈現多樣化現象。而對于不同缺口引發的局部構造細節的應力集中現象，目前卻很少有人進行系統分析研究。鑒于此，本文采用有限元軟件ABAQUS系統分析了鋼箱梁U肋與橫隔板連接處分別采用不同缺口形式后對連接處應力集中的影響，以此來進一步指導缺口形式的優化設計。

圖1 正交異性鋼橋面板總體構造

2 有限元模型

(1)模型細節

詳細的有限元分析計算過程在商用有限元軟件ABAQUS/EXPLICIT模塊中進行[10]。鑒于模型的對稱性，為了節約計算成本，建立鋼箱梁的四分之一有限元模型，見圖2。實際鋼箱梁橋幾何模型的尺寸為長12 000 mm、寬4 000 mm、高2 000 mm，翼緣長200 mm，U型縱肋間距為150 mm。面板、腹板以及底板厚度為16 mm，橫隔板間距為800 mm，厚度為10 mm。為便于對比分析，分別建立兩種不同的幾何細節模型，主要體現在U肋與橫隔板連接處下方缺口的形式不同，模型采用工程上常見缺口細節，見圖3。模型一:缺口為圓弧形過渡；模型二:缺口為比較常見的蘋果形。單元類型采用四面體單元C3D4。為了有效捕捉缺口細節周邊的應力梯度同時兼顧計算效率，在U肋與橫隔板的連接處進行網格細化，其余遠離構造細節部位的網格較為稀疏[11]。

圖2 鋼箱梁四分之一有限元模型

圖3 U肋與橫隔板連接缺口細部

(2)約束與加載模式

鋼箱梁采用Q345q鋼板進行焊接，在分析計算時材料模型采用理想彈塑性本構模型，彈性模量210 GPa，泊松比0.3，密度7 800 kg/m3，屈服應力為345 MPa。在模型的對稱邊界上X方向和Z方向分別施加對稱約束，端部約束Z方向位移，以防止結構發生剛體位移。

如前所述，鋼箱梁結構的構造細節與其疲勞壽命息息相關。為了能夠反映鋼箱梁真實的受力狀態，文中的加載工況參閱了英國公路橋梁規范BS5400[12]。該規范給出了常見的25種車輛荷載的重量、軸位和出現的頻率，其中習慣把4A-H類車輛作為疲勞荷載的車輛模型，通常被定義為標準疲勞車。如圖4a所示，該疲勞荷載車輛總重為320 kN，每個軸重為80 kN，左右相鄰軸間距為1 800 mm，中間軸距為6 000 mm。

圖4 英國公路橋梁標準疲勞車輛模型(單位：mm)

圖4a中任意一個軸上都分配有4個車輪(左右各兩個)，因此平均到每個輪子上的重量為20 kN。圖4b中相鄰輪子間距為100 mm，中間輪距為1 800 mm，對應每個輪子實際與橋面板的接觸面積為200×200 mm。若每個輪子上的作用力為20 kN，可求出單位面積上的均布荷載為0.5 MPa。

由于在實際計算分析時僅僅建立了四分之一鋼箱梁有限元模型，所以整輛疲勞車在實際模型上的車輪有4個，在模型上的加載分布情況見圖5。圖5中的4個小正方形部位承受均布荷載0.5 MPa，加載部位幾何尺寸和位置參照圖4布置。文中未考慮汽車的沖擊效應，僅進行了靜力加載條件下的分析計算。

圖5 實際模型加載示意

3 計算結果分析

現有的研究成果中關于疲勞壽命預測評估的模型有很多種，如基于應力的計算模型、基于應變的計算模型、基于能量的應變模型等。在鋼箱梁疲勞設計中，通?；趹τ嬎隳Ｐ蛠磉M行計算，最大主應力準則是較常用裂紋起始準則。

計算完成后提取計算結果。分析可知，U肋與橫隔板連接處缺口的最大主應力出現在支座處，其原因是由于車輪的加載位置靠近支座，以及與支座處的約束較大有關。圖6給出了兩種不同缺口模型的應力云圖。從圖中可以很清晰地看出圓弧形缺口由于其本身存在幾何上的不規則(存在尖角)，致使其在焊趾處有明顯的應力集中現象，最大主應力出現在橫隔板的尖角位置，同時該處也是實際結構中容易產生疲勞裂紋的部位；常用的蘋果型缺口模型整體水平應力分布比較均勻，缺口處的最大應力發生在缺口上部圓弧的中間位置，將應力集中位置成功轉移，從而遠離了易發生疲勞的焊趾處。應力云圖中二者的最大主應力出現的位置和數值也不相同。

圖6 不同缺口模型應力云圖

提取蘋果形缺口的起始和終端處圓弧中心以及焊趾處的最大主應力并繪制成圖，見圖7a。其中橫坐標從1～7對應應力云圖中的位置編號。沿鋼橋橫向從跨中到外側蘋果形缺口對應位置的圓弧處最大主應力有減小的趨勢，在第三和第五個點處的波動是由于靠近加載車輪位置所引起。焊趾處的最大主應力基本趨于穩定，并且相比于圓弧處的主應力較小，說明這種構造形式將應力集中位置進行了轉移。

圖7b對比了蘋果形缺口和圓弧形缺口焊趾處的最大主應力，可以發現弧形缺口和蘋果形缺口在同一位置處最大主應力在數值上差距不是很大，但圓弧形缺口對于加載位置比較敏感，同樣在靠近加載位置的觀測點主應力數值有較大波動?？梢姡瑢嶋H工程中蘋果形缺口更具有實用優勢。

圖7 最大主應力隨位置變化曲線

4 結論

本文對不同缺口的U肋與橫隔板構造細節模型進行有限元分析，考慮實際疲勞荷載加載模式，通過對應力云圖和所關注位置最大主應力進行對比分析后，可得出以下結論:

(1)U肋與橫隔板連接處采用蘋果形缺口形式可以較好地將應力的最大值位置進行轉移，從而避開了容易疲勞起裂的焊趾處；另外使得橫隔板其平面上的受力更加均勻，減小應力集中。

(2)圓弧形缺口在焊趾處更容易導致應力集中，并且對于加載位置更為敏感，使得其最大主應力出現波動。

(3)在實際鋼橋疲勞設計時，需要重點關注各個疲勞細節的幾何特征，相關計算方法和結論可進一步指導鋼箱梁的優化設計和制造過程。