工程背景

伍家岗长江大桥主桥为单跨 1160 m 悬索桥,主梁采用整体式流线形钢箱梁结构,钢箱梁全宽34.7 m,中心线处梁高 2.8 m。钢箱梁的桥面板采用典型正交异性钢桥面板结构,其顶板厚度为 18 mm,纵肋的板厚、高度和顶端开口宽度分别为 8,290,300 mm, 横隔板厚度和间距分别为 12 mm 和3000 mm,纵肋之间的中心间距为 600 mm,其详细参数如图 3 所示。为提升纵肋与顶板构造细节的疲劳性能,本项目拟采用纵肋与顶板新型双面焊构造细节。为了确定纵肋与顶板新型双面焊构造细节对钢桥面 板疲劳性能的提升效果,以纵肋与顶板新型双面焊 构造细节为研究对象,对其疲劳性能开展系统研究，研究时将纵肋与顶板传统单面焊构造细节进行对 比,纵肋与顶板构造细节设计如图 4 所示。

a—钢箱梁截面设计; b—钢桥面板构造细节设计。

图 3 伍家岗长江大桥钢箱梁及钢桥面板设计 mm

a—纵肋与顶板单面焊细节; b—纵肋与顶板双面焊细节。

图 4 纵肋与顶板细节构造 mm

有限元模型的建立

为了准确分析纵肋与顶板构造细节的疲劳性能,建立了如图 5 所示的钢桥面板足尺节段有限元模型,该模型为纵向包含 4 个横隔板的三跨结构,纵向长度为(0.5+3 × 3.0 + 0.5) m = 10.0 m,该模型横向包含 7 个纵肋,总宽度为 4.2 m。有限元模型中所有构件均采用实体单元 Solid 45 建立,钢材的弹性模量和泊松比取值分别为 206 GPa 和 0.3。选取D2 与 D3 横隔板之间跨中截面 U4 纵肋左侧的纵肋与顶板构造细节为研究对象,纵肋与顶板构造细节中各板件厚度方向的网格均为 4 层。为了准确模拟钢桥面板的受力,其边界条件选取如下:在纵向约束顶板和纵肋 z 方向的自由度,在横向约束横隔板和顶板 x 方向的自由度,在竖向约束横隔板 y 方向的自由度。由于研究对象距离边界均较远,根据圣维南原理可知,边界条件给理论分析带来的误差可忽略。

图 5 有限元节段模型 mm

疲劳荷载选取欧规 Eurocode 1 中的 FatigueLoad Model 3,其轴重为 120 kN。为了获得纵肋与顶板构造细节在纵向移动车辆荷载作用下的应力幅值,选取标准疲劳车的单个车轮荷载作为单位荷载,其在不同横向位置进行纵向移动加载,得到关注构造细节的影响面,在此基础上采用标准疲劳车对影响面进行纵向加载,得到纵肋与顶板细节的应力分布曲线,然后采用雨流计数法即可获得应力谱。在计算影响面时,纵向加载步长为 100 mm,以 D2 横隔板为起点,D3 横隔板为终点,如图 6a 所示;横向加载步长为 100 mm,横向加载位置以荷载中心距离模型截面中心的距离 e 来表示,如图 6b 所示。

a—纵向加载; b—横向加载。

图 6 荷载加载工况 mm

在纵肋与顶板构造细节应力分布曲线分析的基础上考虑轮载横向分布概率对其疲劳寿命的影响,并对其疲劳寿命进行评估,通过上述研究可进一步认识新型双面焊构造细节的引入对于纵肋与顶板构造细节疲劳性能的提升机理。

纵肋与顶板构造细节的应力影响面

纵肋与顶板传统单面焊构造细节和新型双面焊构造细节中各疲劳开裂模式的等效结构应力影响面分别如图 7 和图 8 所示,限于篇幅仅示意部分重要疲劳开裂模式的等效结构应力影响面。由图 7 可知:纵肋与顶板传统单面焊构造细节中各疲劳开裂模式的纵向影响线长度主要在所关注构造细节相邻的两个横隔板之间;在轮载的纵向移动作用下,传统单面焊构造细节顶板焊根开裂模式以承受拉-压循环应力为主,荷载横向作用于构造细节正上方时(e = -150 mm)最为不利,当轮载纵向加载位置为 1100 mm 时,顶板焊根将产生拉应力峰值,为 24.8 MPa,当轮载纵向加载位置为 1500 mm 时,顶板焊根将产生压应力峰值,其值为-34.9 MPa;传统单面焊构造细节顶板外侧焊趾开裂模式的受力状态与顶板焊根开裂模式类似,以承受拉-压循环应力为主,当荷载作用于构造细节正上方时( e = -150 mm)为最不利横向加载位置,当纵向加载位置为 1100 mm 和 1500 mm 时,其顶板外侧焊趾开裂模式分别承受最大拉应力和最大压应力,其值分别为 21.5,-31.1 MPa。

a—顶板焊趾开裂模式; b—顶板焊根开裂模式。

图 7 纵肋与顶板单面焊构造细节等效结构应力影响面 MPa

由图 8 可知:纵肋与顶板新型双面焊构造细节中顶板内侧焊趾开裂模式和顶板外侧焊趾开裂模式均以承受拉-压循环应力为主;对于顶板内侧焊趾开裂模式而言,当荷载横向加载位置为 e = -150 mm时,其最大拉应力为 24.2 MPa, 最大压应力为-21.6 MPa;顶板外侧焊趾开裂模式在荷载横向加载位置为 e = -150 mm 时,其最大拉应力为 22.3 MPa,最大压应力为 -30.1 MPa。

a—顶板内侧焊趾开裂模式; b—顶板外侧焊趾开裂模式。

图 8 纵肋与顶板新型双面焊构造细节等效结构应力影响面 MPa

纵肋与顶板构造细节的主导疲劳开裂模式

在横桥向不同加载位置,采用标准疲劳车对纵肋与顶板构造细节中各疲劳开裂模式的影响线进行纵向移动加载,得到其应力时程曲线,然后采用泄水法计算应力谱,在此基础上,根据线性累积损伤理论,采用式(2)计算每百万辆标准疲劳车作用下各开裂模式在不同横向加载位置的疲劳累积损伤度。纵肋与顶板构造细节中各疲劳开裂模式在不同横向位置的累积损伤度如图 9 所示。

式中: D 为疲劳累积损伤度; N_i为第 i 个常幅应力作用下的疲劳破坏次数; n_i 为第 i 个应力幅作用的次数。

由图 9 可知:纵肋与顶板构造细节的横向影响线宽度主要在所关注构造细节相邻的两个纵肋之间;对于纵肋与顶板传统单面焊构造细节而言,顶板焊根开裂和顶板焊趾开裂两类疲劳开裂模式的最不利横向加载位置相同,均为 e = -150 mm;对于纵肋与顶板新型双面焊构造细节,其顶板内侧焊趾开裂和顶板外侧焊趾开裂的最不利横向加载位置均为e = -150 mm。

a—纵肋与顶板传统单面焊构造细节;b—纵肋与顶板新型双面焊构造细节。

图 9 纵肋与顶板构造细节在各横向位置的累积损伤度

为了合理评估纵肋与顶板构造细节的疲劳寿命,本文考虑轮载横向分布概率对其疲劳寿命的影响,在此基础上进行纵肋与顶板构造细节的疲劳寿命评估。车辆轮载的横向分布概率模型如图 10 所示,其中加载区域 3 作用于各疲劳开裂模式的最不利横向加载位置。纵向移动轮载作用于加载区域1~5 位置时,纵肋与顶板构造细节中各疲劳开裂模式的等效结构应力分布曲线如图 11 和 12 所示,由于纵肋与顶板构造细节的疲劳性能主要由顶板焊根开裂和顶板焊趾开裂两类开裂模式所控制,因此仅示意顶板焊根开裂和顶板焊趾开裂两类重要疲劳开裂模式的等效结构应力分布曲线。

图 10 轮载横向分布概率模型

a—顶板焊根开裂模式; b—顶板焊趾开裂模式。

图 11 纵肋与顶板传统单面焊构造细节的应力分布

a—顶板内侧焊趾开裂模式; b—顶板外侧焊趾开裂模式。

图 12 纵肋与顶板新型双面焊构造细节的应力分布

由于纵肋与顶板构造细节的纵向影响线长度主要在相邻的两个横隔板之间,而标准疲劳车前、后双联轴之间的间距为 6.0 m,远大于纵肋与顶板构造细节的纵向影响线长度,因此,图 11、12 中的应力分布为标准疲劳车前双联轴作用下的等效结构应力分布。对于纵肋与顶板传统单面焊构造细节,当标准疲劳车作用于加载区域 1~5 时,顶板焊根开裂模式的最大等效结构应力幅分别为 40.6, 56.1, 70.4, 58.7, 42.0 MPa;顶板焊趾开裂模式的最大等效结构应力幅分别为 32.9, 49.4, 62.3, 51.7, 41.0 MPa。

对于纵肋与顶板新型双面焊构造细节,当标准疲劳车作用于加载区域 1~5 时,顶板内侧焊趾开裂模式的最大等效结构应力幅分别为 37.9,46.6,57.3,46.1,30.4 MPa;顶板外侧焊趾开裂模式的最大等效结构应力幅分别为 33.9,50.7,63.2,51.9,40.7 MPa。

研究表明:1)纵肋与顶板传统单面焊构造细节的主导疲劳开裂模式为顶板焊根开裂,其最大等效结构应力幅值为 70.4 MPa,纵肋与顶板新型双面焊构造细节的主导疲劳开裂模式为顶板外侧焊趾开裂,其最大等效结构应力幅值为 63.2 MPa;2) 纵肋与顶板新型双面焊构造细节的引入,使得纵肋与顶板构造细节的主导疲劳开裂模式由单面焊构造细节的顶板焊根开裂转移到双面焊构造细节的顶板外侧焊趾开裂,主导疲劳开裂模式的最大等效结构应力幅值降低约 10.2%。

纵肋与顶板构造细节的疲劳寿命评估

在纵肋与顶板构造细节主导疲劳开裂模式分析的基础上,将图 10 中的加载区域 3 作用于各开裂模式的最不利横向加载位置,其他 4 个加载区域按照图 10 中的对应位置进行加载,以考虑轮载横向分布概率的影响,然后计算单位次数标准疲劳车作用下各疲劳开裂模式的损伤度,再按照线性疲劳累积损伤理论计算损伤度为 1 时的加载次数即为疲劳寿命,纵肋与顶板构造细节中各疲劳开裂模式的疲劳寿命评估结果如表 2 所示。研究表明:1)纵肋与顶板传统单面焊构造细节的疲劳寿命由顶板焊根开裂模式所控制,其疲劳寿命为 2282 万次;2)纵肋与顶板新型双面焊构造细节的疲劳寿命由顶板外侧焊趾开裂模式所控制,其疲劳寿命为 3249 万次,新型双面焊的引入使纵肋与顶板构造细节的疲劳寿命增加约 42.4%,疲劳性能提升效果显著。

表 2 纵肋与顶板构造细节疲劳寿命评估结果

万次