鋪裝層對鋼橋面板橫隔板處縱肋頂板連接細節疲勞應力的影響分析

為研究鋪裝層對橫隔板處縱肋頂板連接細節疲勞應力的影響，文章基于熱點應力評估方法，建立了包含該細節局部子模型的有限元分析模型。數值模擬結果表明：在該模型結構尺寸下，考慮鋪裝層與頂板聯合作用后，橫隔板處縱肋頂板連接細節熱點應力幅由59.6 MPa降至51.2 MPa。考慮到大跨度橋梁環境狀況復雜，建議疲勞設計時不考慮鋪裝層與頂板的聯合作用。

鋼橋面板；橫隔板處縱肋頂板連接細節；鋪裝層；有限元；熱點應力幅

U443.32A411312

作者簡介：

陸宇翔（1978—），高級工程師，主要從事路橋工程設計工作。

0" 引言

受材料強度的限制，大跨度橋梁一般采用鋼橋形式。正交異性鋼橋面板（簡稱鋼橋面板）是鋼橋的重要承載構件之一，其具有輕質高強、便于組裝等顯著優勢，在大跨度鋼橋中應用非常廣泛。鋼板通過焊接工藝，在形成鋼橋面板的同時，也不可避免地引入了多個連接細節。目前焊接控制較為嚴格，焊接初始制造缺陷能夠控制在合理范圍內，各板件連接基本可靠，滿足靜力需求。隨著高速公路重車比例的不斷提高，鋼橋面板各部位連接細節的疲勞損傷加重，導致一定程度的疲勞開裂，對橋梁安全構成嚴重威脅。

相關文獻表明［1］：在鋼橋面板8類主要疲勞裂紋中，縱肋頂板連接細節疲勞裂紋的占比為18.9%，占比相對較高。其中，橫隔板位置更容易發生疲勞開裂。張清華等［2］基于深中通道鋼橋面板模型試驗驗證了橫隔板處縱肋頂板連接細節疲勞裂紋的存在并得到了疲勞抗力；曾志斌［3］對鋼橋面板典型疲勞裂紋進行了分類，探析了產生原因；郭亞文［4］分析了橫隔板處存在較大的焊接殘余拉應力，輪載與焊接殘余應力的耦合作用會導致該細節發生疲勞開裂；朱新安［5］基于ANSYS軟件探析了未考慮鋪裝層的橫隔板處的疲勞應力；呂志林等［6］基于簡化疲勞試驗模型探究了橫隔板局部應力特征。以上研究大多基于結構本身特性而開展，缺少對橫隔板處縱肋頂板連接細節影響因素的分析，鋪裝層作為直接承受荷載的材料，對考慮鋪裝層后該細節疲勞應力進行對比分析具有重要的指導意義。本文結合熱點應力評估方法，以新型雙面焊大跨徑橋梁鋼橋面板為研究對象，分別計算了不考慮鋪裝、考慮鋪裝兩種情形下的橫隔板處縱肋頂板連接細節疲勞應力幅，為相關研究提供參考。

1" 橫隔板處縱肋頂板連接細節

對于鋼橋面板縱肋頂板連接細節而言，因其所處位置的不同分為兩種：（1）橫隔板處；（2）橫隔板節間內［7］。目前研究文獻中對第二種連接細節疲勞性能的研究較多，缺少對橫隔板處的疲勞性能及其失效機理的探究。縱肋頂板受第二體系影響，縱橋向支承于橫隔板上。在局部輪載作用下，橫隔板處由于豎向支承較強，縱肋頂板在橫隔板處呈現典型的固結梁約束特征。橫隔板處的雙面焊內側焊趾存在應力集中，是潛在疲勞裂紋萌生區域。本文主要針對該位置疲勞應力幅進行分析。鋼橋面板橫隔板處縱肋頂板連接細節及其疲勞裂紋如圖1所示。

2" 分析方法

鋼結構疲勞性能評估涉及多種分析方法，目前國內應用較多的兩種分別為名義應力法和斷裂力學法。名義應力法概念簡單，在鋼結構早期的疲勞分析中應用較為廣泛，但由于名義應力位置難以確定，計算結果常常作為定性的對比分析。隨著疲勞研究的不斷深入，直接以疲勞裂紋為分析對象的數值斷裂力學分析方法逐漸嶄露頭角，該方法可不利用S-N曲線實現疲勞性能評估，是目前研究中最為直接有效的分析方法。數值斷裂力學往往進行的是試件開裂后的分析，且對材料斷裂參數要求較高，對于尚未出現嚴重疲勞損傷、初始制造缺陷可控的鋼結構來說適用性不強。

經調研國內外文獻資料，在焊接構件疲勞性能分析中，國際焊接協會（IIW）引入了熱點應力法［8］。該方法明確規定了應力取值點，且無須考慮非線性峰值應力的影響。熱點即為焊趾處裂紋萌生點，可由兩處位置應力通過線性外推計算得到，如圖2所示。

圖2中，t為頂板厚度，熱點應力σhs線性外推公式見式（1）：

σhs=1.67σ0.4t-0.67σ1.0t" （1）

式中：σ0.4t和σ1.0t——距離焊趾0.4t和1.0t處的應力，兩種應力均可通過實體有限元軟件提取得到。

鋪裝層對鋼橋面板橫隔板處縱肋頂板連接細節疲勞應力的影響分析/陸宇翔，王" 曉，譚邦宏

3" 實橋有限元模型

本文以國內某雙面焊大跨徑橋梁鋼橋面板為分析對象。由于鋼橋面板典型細節受局部輪載作用明顯，疲勞問題屬于典型的局部問題。縱橋向取2跨節段、橫橋向取5個縱肋進行分析，相鄰橫隔板距離為2 000 mm，縱肋高度為300 mm，縱肋連續通過橫隔板，并在通過處的橫隔板設置弧形開孔形式。頂板、縱肋和橫隔板厚度分別為16 mm、8 mm和14 mm，如圖3所示。其中P為歐規標準車輪載［9］，大小為60 kN，輪載尺寸為400 mm×400 mm，橫橋向加載位置位于中間縱肋腹板正上方（騎縱肋加載工況）。雙面焊接的接頭尺寸如圖4所示。

根據圖3和圖4中的結構尺寸信息，采用實體單元將各板件離散化，其中橫隔板處縱肋頂板連接細節子模型區域采用Solid95單元，其余區域采用Solid45單元，以提高計算精度。子模型和其他區域采用過渡網格技術處理，確保子模型網格尺寸滿足計算要求。同時在0.4t和1.0t處設置節點便于提取應力，鋼材為Q345qD，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3。有限元模型如圖5所示。

加載時，橫隔板處縱肋頂板連接細節橫橋向應力影響線小于橫向輪距，因此僅采用單側輪載進行加載。縱橋向由單個輪載加載計算，然后整個標準疲勞車下的熱點應力幅可通過縱橋向影響線疊加得到。由于模型對稱，僅在一跨位置加載，加載步長取100 mm，加載步共計20步。模型按照周圍邊界條件分別進行橫橋向、縱橋向和豎向約束。

鋪裝層材料采用環氧瀝青混凝土，厚度為50 mm，泊松比為0.25，彈性模量受季節溫度影響，取低值500 MPa。在圖5有限元模型的基礎上，鋪裝層采用solid45實體單元建立，鋪裝層與頂板接觸位置節點共用，不考慮層間滑移作用。

4" 計算結果分析

鋼橋面板橫隔板處縱肋頂板位置的應力狀態非常復雜，為便于分析判斷主要應力的影響，分別提取不考慮鋪裝層和考慮鋪裝層下的第一主應力σ1、第二主應力σ2和第三主應力σ3，以標準疲勞車單側前后輪載中心處為橫坐標，以橫坐標零點為輪載中心作用于中間橫隔板正上方位置，計算得到熱點應力幅如圖6所示。

計算結果表明：

（1）在標準疲勞車輪載作用下，橫隔板處縱肋頂板連接細節基本處于受壓狀態。

（2）不考慮鋪裝層時，第一主應力、第二主應力和第三主應力最大熱點應力幅分別為1.7 MPa、16.8 MPa和59.6 MPa；考慮鋪裝層時，第一主應力、第二主應力和第三主應力最大熱點應力幅分別為1.4 MPa、14.2 MPa和51.2 MPa。當考慮鋪裝層與頂板聯合作用后，第一主應力和第二主應力的數值變化不大，第三主應力降幅為16.4%，疲勞應力幅基本相當。

（3）對于橫隔板處縱肋頂板連接細節而言，當輪載作用于橫隔板正上方時熱點應力數值達到最大，當輪載遠離橫隔板時，熱點應力數值迅速降低，表明該細節主要受橫隔板面內荷載作用。由于標準疲勞車縱橋向最小輪距為1 200 mm，從計算結果來看單側輪載疊加效應對熱點應力幅影響不大，該細節疲勞問題主要受單個輪載的局部作用。

5" 結語

本文以國內某雙面焊大跨徑橋梁鋼橋面板為分析對象，基于熱點應力評估方法，建立了包含橫隔板處縱肋頂板連接細節子模型的有限元分析模型，得出主要結論如下：

（1）鋼橋面板橫隔板處縱肋頂板連接細節的疲勞應力主要受主壓應力作用。在本文疲勞模型尺寸條件下，與不考慮鋪裝層相比，鋪裝層對該細節熱點應力幅具有一定的擴散作用，但整體應力幅的降低幅度不大，建議進行疲勞設計時不考慮鋪裝層與面板的聯合作用。

（2）鋼橋面板橫隔板處縱肋頂板連接細節主要受橫隔板正上方的輪載作用。輪載遠離橫隔板后，熱點應力迅速降低。標準疲勞車輪載疊加效應對熱點應力幅的影響不大。

［1］張清華，卜一之，李" 喬.正交異性鋼橋面板疲勞問題的研究進展［J］.中國公路學報，2017，30（3）：14-30，39.

［2］張清華，李" 俊，袁道云，等.深圳至中山跨江通道鋼橋面板結構疲勞試驗研究［J］.土木工程學報，2020，53（11）：102-115.

［3］曾志斌.正交異性鋼橋面板典型疲勞裂紋分類及其原因分析［J］.鋼結構，2011，26（2）：9-15，26.

［4］郭亞文.鋼橋面板橫隔板處縱肋與頂板焊接細節疲勞性能研究［D］.成都：西南交通大學，2019.

［5］朱新安.基于ANSYS的鋼橋面板橫隔板處縱肋與頂板焊接細節疲勞應力分析［J］.北方交通，2021（5）：13-15，19.

［6］呂志林，姜" 旭，強旭紅，等.正交異性鋼橋面板橫隔板局部模型疲勞試驗研究［J］.結構工程師，2021，37（6）：163-171.

［7］趙" 秋.鋼橋［M］.北京：人民交通出版社，2017.

［8］IIW Document XIII-21514r4-07，XV-1254r4-07，Recommendations for Fatigue Design of Welded Joints and Components［S］.

［9］European Committee for Standardisation EN1993-2，Eurocode 3，Design of Steel Structures［S］.

20240406