UHPC層對縱肋與頂板焊接細節疲勞裂紋加固效果研究

吳亞坤

(西南交通大學橋梁工程系，四川成都 610031)

正交異性鋼橋面板具有造型美觀、自重低、跨越能力強以及生產自動化程度高等突出優點，已被廣泛應用于國內外多種大、中跨徑橋梁及景觀橋梁中，是現代鋼橋的首選橋面板形式。然而，受正交異性鋼橋面板的受力特征及制造工藝所限制，其疲勞開裂問題突出：一方面，正交異性鋼橋面板各部位的應力影響線較短，在車輛荷載的反復作用下，極易在疲勞易損部位產生多次的應力循環；另一方面，鋼橋面板各板件之間均采用焊接連接，焊接殘余應力及焊接缺陷問題突出。由以上因素所致，正交異性鋼橋面板疲勞問題顯著，成為制約其甚至現代鋼橋發展的瓶頸[1]。

為提高正交異性鋼橋面板的服役質量，國內外學者針對鋼橋面板的疲勞開裂問題提出了多種加固方案。止裂孔法[2]由于簡單易操作被廣泛用于金屬結構的疲勞加固中，但其加固效果有限，多作為臨時加固方法使用。切割重焊技術、裂紋沖擊閉合等方法容易引入新的缺陷，導致二次疲勞開裂的產生。裝配式鋼板等加固方法由于其良好的加固性能近年來得到了學者的廣泛關注，但既有橋梁由于設計標準的問題，橋面板剛度偏小的問題依然存在，無法保證未裂部位的安全性[3]。從疲勞問題產生的源頭出發，國內外學者為提高結構層本身的剛度，增強其抗裂性能，提出了采用超高性能混凝土(UHPC)的新型組合橋面板形式，并對其可行性進行了驗證[4]。然而對于既有鋼橋面板，一方面，其疲勞裂紋已經產生，其受力特性與新建橋梁顯然不同。另一方面，現有的加固方法效果有限，無法避免反復開裂現象。因此，通過將UHPC層引入既有橋梁，并探究其對疲勞裂紋的加固效果十分必要。

現有研究針對UHPC層對已裂鋼橋面板的加固效果研究仍不夠充分，本文選取縱肋與頂板焊接細節為研究對象，采用UHPC層加固帶裂橋面板的方案，并通過數值斷裂力學引入應力強度因子指標對加固效果進行評價。最后，參數分析了焊根及焊趾處不同尺寸裂紋的加固效果，以期為工程實際提供參考。

1 基于UHPC層的鋼橋面板加固方法

1.1 鋼橋面板構造細節典型疲勞開裂模式

國內外多起正交異性鋼橋面板疲勞開裂案例表明：縱肋與頂板焊接細節及縱肋與橫隔板焊接細節是鋼橋面板疲勞開裂最為嚴重的部位。統計發現，兩類構造細節的典型典型疲勞開裂模式如圖1所示，分別為(I)焊根開裂沿頂板擴展；(II)頂板焊趾開裂沿頂板擴展；(III)焊根開裂沿焊喉擴展；(IV)縱肋焊趾開裂沿縱肋擴展。縱肋與橫隔板構造細節開裂模式主要為：(V)裂紋萌生于焊趾沿縱肋腹板擴展；(VI)裂紋萌生于焊趾沿橫隔板擴展；(VII)裂紋萌生于橫隔板弧形開孔沿橫隔板擴展。其中，縱肋與頂板焊接沿頂板厚度方向擴展的疲勞裂紋，一旦貫穿頂板厚度，將會導致鋪裝層開裂、鋼橋面板滲水銹蝕等次生病害，對正交異性橋鋼橋面板的服役質量及安全性能均產生了較大的影響。因此，針對縱肋與頂板焊接細節，本文擬采用引入UHPC層的方式探究其對疲勞裂紋的抑制效果。

圖1 正交異性橋面板鋼橋面板的典型開裂模式

1.2 UHPC層加固鋼橋面板

鋼橋面板的疲勞開裂加固近年來得到了廣泛關注，超高性能混凝土(UHPC)由于具有較高的強度、耐久性近年來在橋梁工程領域得到了較為廣泛的應用，其中UHPC層常作為鋪裝層的一部分與鋼橋面板一起構成鋼-UHPC組合橋面板。這種方式不僅可以大幅增加橋面板剛度，降低疲勞易損細節應力幅，并且UHPC層作為鋪裝層的一部分，可以降低鋪裝層厚度，橋面板總體自重增加較小。鋼-UHPC組合橋面板的常見形式如圖2所示，混凝土層主要由超高性能混凝土、栓釘以及縱橫向交錯的鋼筋網構成。

圖2 鋼-UHPC組合橋面板形式

2 有限元模型的建立

2.1 有限元模型的尺寸

為研究UHPC層對既有鋼橋面板的疲勞開裂加固效果，本文以某公路斜拉橋為工程背景，其頂板厚12mm，橫隔板厚8mm，橫隔板間距為300mm，縱肋尺寸為300mm×260mm×6mm，縱肋間距為300mm。正交異性鋼橋面板的疲勞開裂多是疲勞細節的局部應力集中引起，文獻研究表明[5]：對于縱肋與頂板焊接細節，當節段模型橫向超過7個U肋，縱向選取三個橫隔板間距，則計算結果與整體模型基本相同。因此，為了提高計算效率，本文建立包含頂板、縱肋及橫隔板的多尺度節段有限元模型。

2.2 有限元模型的建立

節段模型縱向包含4道橫隔板，橫向包含7條縱肋。同時，為了減輕計算負擔，采用ABAQUS殼-實體子模型策略在2#橫隔板與3#橫隔板跨中位置建立縱肋與頂板焊接細節實體子模型，該實體模型橫向位于4#U肋，尺寸為1 000mm×700mm×260mm，并將關注位置設置為子模型縱向跨中，橫向靠近5#縱肋側縱肋頂板焊接細節。為準確模擬實際情況，實體子模型包含頂板與縱肋焊縫細節，并在焊縫位置采用1mm尺寸網格細化，周圍區域采用2～5mm網格過渡，子模型其余部分采用10mm網格劃分，均采用C3D8R八節點實體單元劃分。模型其余區域采用10mm的S4R殼單元劃分。節段模型的屬性與實橋保持一致，即鋼材的彈模取為2.06×105MPa，泊松比均取0.3。有限元模型如圖3所示。

圖3 有限元模型(單位：mm)

文獻[6]對縱肋與頂板焊接細節不同的加載模式下的受力特征進行了對比分析，最不利荷載工況為：采用單輪縱向兩點加載，橫向加載位置位于縱肋與頂板焊縫正上方，縱向加載位置位于跨中，軸距可根據實橋車輛信息獲取，本文取1.0m進行研究，其中車輪荷載根據JTGD64-2015《公路鋼結構橋梁設計規范》中的荷載模型III選用，大小為60kN，加載面積為200mm×600mm。具體加載位置見圖4。為模擬實橋的受力情況，模型邊界條件參考文獻[7]，設置為：橫隔板底部約束豎向位置；節段模型端截面約束縱向位移；節段模型側面約束橫向位移。

圖4 縱橫向加載位置(單位:mm)

2.3 焊根及焊趾計算模型

現有文獻已經對正交異性鋼橋面板縱肋與頂板焊接細節典型疲勞開裂模式下疲勞裂紋的擴展特性進行了研究，研究表明：縱肋與頂板焊接細節以承受橫向面外彎曲變形為主，因此起裂與頂板焊趾與焊根向頂板厚度方向擴展的疲勞裂紋大致呈半橢圓狀。因此，本文針對縱肋與頂板焊接細節危害最為嚴重的頂板焊趾與頂板焊根裂紋為研究對象，所研究裂紋形狀取為平面半橢圓形，裂紋尺寸具體取值如表1所示。其中，中裂紋長度(即頂板厚度方向裂紋長度)根據頂板厚度選取，橢圓形裂紋的長短半軸取值根據文獻[8]中研究選取。首先，考慮在上述最不利荷載工況下不同長度裂紋裂紋關鍵點的應力強度因子幅值，在此基礎上，引入UHPC層對鋼橋面板有限元模型進行修改，計算加固后裂紋尖端應力強度因子幅值。需要注意的是，當計算加固前的模型時，荷載面積應考慮鋪裝層的擴展效應，本文取瀝青鋪裝層厚度為50mm，車輪著地面積按45 °擴展后的加載面積為300mm×700mm。

表1 有限元計算模型說明 mm

3 基于線彈性斷裂力學的加固效果評估

3.1 線彈性斷裂力學原理

近年來，線彈性斷裂力學(LFEM)理論作為構造細節疲勞抗力評估的直接有效工具，被廣泛地應用于疲勞裂紋擴展及壽命評估中。應力強度因子(SIF，簡稱K)是斷裂力學的重要指標，可以作為評價裂紋是否擴展的重要依據。因此，本文以加固前后的鋼橋面板為研究對象，以應力強度因子幅值作為指標，探究UHPC層對縱肋與頂板焊接細節的加固效果。

線彈性斷裂力學按裂紋的擴展方式將疲勞裂紋分為三類，即張開型、滑開型、撕開型，對應的應力強度因子分別為KI、KII、KIII。縱肋與頂板焊接細節疲勞裂紋多為橫向彎矩引起的橫向拉應力引起，該處疲勞裂紋以I型開裂為主，但正交異性鋼橋面板受力復雜，有時仍需考慮II型和III型疲勞開裂的影響，本文此處此處仍然根據BS7910給出的復合型裂紋的計算等效應力強度因子幅值作為指標，其計算公式為：

(1)

式中：ΔKeff為等效應力強度因子幅值；ΔKI，ΔKII，ΔKIII分別為I型、II型、III型裂紋應力強度因子；ν為材料泊松比。

線彈性斷裂力學中評價裂紋是否擴展是以等效應力強度因子幅值與應力強度因子門檻值的關系作為依據的，具體表達式為：

ΔKeff≥ΔKth

(2)

式中：ΔKth為應力強度因子幅值門檻值。即當式(2)成立時，疲勞裂紋開始擴展，反之，疲勞裂紋停止擴展。

3.2 縱肋與頂板焊接細節裂紋特性研究

根據表1的數據分別建立包含焊根裂紋以及焊趾裂紋的有限元模型，分析加固前不同長度時裂紋尖端各點的應力強度因子幅值。由于模型關于跨中橫向對象，因此裂紋前緣關注點分別中裂紋處A點及表面裂紋處B點。結果如圖5所示。研究表明：

(a)焊根裂紋關鍵點應力強度因子幅值

(b)焊趾裂紋關鍵點應力強度因子幅值圖5 裂紋前緣關注點應力強度因子幅值

(1)當縱肋與頂板焊接細節出現疲勞開裂后，其裂紋擴展初期裂紋尖端的應力強度因子幅值均大于擴展閾值，因此，對于鋼橋面板的疲勞開裂，需采用行之有效的加固方式進行加固處理。

(2)對于縱肋與頂板焊接細節，起裂與頂板焊根及頂板焊趾的疲勞裂紋均為I型為主的疲勞裂紋，這與鋼橋面板橫向抗彎剛度較低，疲勞裂紋多為橫向張拉力所引起有關。

(3)對于焊根裂紋與焊趾裂紋，其中裂紋處應力強度因子幅值均呈先增大后減小的趨勢，表面裂紋處應力強度因子幅值隨裂紋長度均逐漸增大，反映到裂紋擴展特性上，即裂紋在厚度方向擴展速率呈先增大后減小趨勢，并在達到2/3頂板厚度后逐漸停止擴展，裂紋在縱向長度上擴展速率逐漸增大。

(4)相同裂紋尺寸下，焊根裂紋相較于焊趾裂紋有更強的擴展能力，且考慮到縱肋與頂板焊接細節在焊根處產生焊接缺陷的概率較焊趾處大幅增加，因此焊根處為縱肋與頂板焊接細節的薄弱部位。

3.3 加固前后開裂部位應力強度因子幅值對比

針對縱肋與頂板焊接細節的疲勞裂紋，從疲勞裂紋產生的機理出發，通過在正交異性鋼橋面板中引入UHPC層，研究其對疲勞裂紋的抑制效果。模型采用與2.1中相同的方法建立，其中模型尺寸、邊界條件、裂紋尺寸等與前述模型保持一致，UHPC層采用C3D8R實體單元模擬。為提高計算效率，板殼單元與實體單元采用節點耦合方法以模擬混凝土層與鋼材之間的連接行為，混凝土層不考慮栓釘與鋼筋網。混凝土層的厚度取為50mm，彈性模量為0.44×105MPa，泊松比為0.2。加固前后關鍵點的等效應力強度因子幅值對比如圖6所示。

圖6 加固前后關鍵點應力強度因子對比

研究結果表明：

(1)采用UHPC層加固鋼橋面板后，縱肋與頂板焊接細節疲勞裂紋尖端應力強度因子幅值均得到大幅降低，其中，焊根處裂紋應力強度因子幅值最大降幅為58.3 %，焊趾處裂紋應力強度因子幅值降幅達60.7 %。

(2)對于裂紋厚度方向A點，對于不同尺寸裂紋均可以達到較好的加固效果，加固后應力強度因子幅值ΔKeff均低于裂紋擴展閾值。

(3)對于表面裂紋方向B點，隨著裂紋長度的增加，其加固效果不斷減弱，其中，焊根處表面裂紋達到34mm，焊趾處表面裂紋達到42mm時，表面裂紋B點加固后應力強度因子幅值ΔKeff均超過裂紋擴展閾值。

(4)基于上述計算結果，對于既有橋梁，當表面裂紋達到一定長度后，僅采用UHPC層不能有限抑制疲勞裂紋的擴展，應結合切割重焊技術、粘貼鋼板等方法等進行加固處理。

4 結論

(1)對于縱肋與頂板構造細節，起裂于頂板焊根及頂板焊趾往頂板厚度方向擴展的疲勞裂紋均為I型為主的疲勞裂紋，其中，焊根裂紋較焊趾裂紋具有更強的擴展能力。

(2)采用UHPC層加固后，各尺寸疲勞裂紋關注點應力強度因子幅值ΔKeff降幅均在50 %以上，表明該加固方法能夠較為有效地抑制疲勞裂紋的擴展。

(3)采用該方法加固鋼橋面板時，當表面裂紋長度較短時，可以不做處理。但當焊趾裂紋超過42mm，焊根裂紋超過34mm，應結合其他加固方式進行加固處理。

(4)本文重點分析了UHPC層厚度為50mm時的加固情況，實橋應用時，混凝土層厚度應根據實際情況選取。因此，后續分析應對不同UHPC層加固厚度的加固效果進行參數研究。