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作者；鄭曉敏

  由于正交異性鋼橋面結(jié)構(gòu)為典型的薄壁焊接構(gòu)件，直接承受車輪荷載反復(fù)作用，易出現(xiàn)疲勞裂紋。橫隔板是正交異性鋼橋面板的重要組成部分之一，而缺口形式對(duì)于橫隔板的應(yīng)力分布影響極大，不同類型的缺口形式會(huì)明顯改變其應(yīng)力狀態(tài)。橫梁（橫隔板）腹板上讓縱肋通過的開孔處（缺口處）應(yīng)力集中現(xiàn)象較為明顯。因此，橫隔板的缺口形式對(duì)縱肋、橫隔板和蓋板連接處的應(yīng)力分布有很大的影響。本文借助有限元分析軟件，對(duì)梯形加勁肋及矩形加勁肋與不同缺口形式的橫隔板組合的正交異性鋼橋面板勁建立有限元分析模型進(jìn)行分析。

1計(jì)算模型

1.1結(jié)構(gòu)參數(shù)和缺口形式

如圖1所示，梯形加勁肋的厚度為8mm，上口寬300mm，下口寬170mm，肋高280mm。加勁肋側(cè)板與底板采用直線折角連接(圖1a定義為加勁肋A)、圓弧連接（圖1b定義為加勁肋B），梯形加勁肋與加勁肋底板與側(cè)板采用直角連接的矩形加勁肋（圖1c定義為加勁肋C，圖1d定義為加勁肋D）。

2個(gè)相鄰縱向肋的間距為600mm。

  橫隔板缺口形狀如圖2～4所示（以加勁肋A，B為例），分別定義缺口I、缺口Ⅱ、缺口Ⅲ。為比較橫隔板有無缺口對(duì)正交異性鋼橋面板疲勞性能的影響，對(duì)橫隔板無缺口形式也進(jìn)行有限元分析并進(jìn)行對(duì)比，如圖5所示。模型取局部正交異性板體系為研究對(duì)象，以縱向?yàn)樾熊嚪较�。正交異性板�?. 8m（含8個(gè)縱向閉口加勁肋），板長(zhǎng)0.005m+3. 75×3m+0.005m=11. 26m(橫隔板間距3. 75m)。其具體計(jì)算模型如圖5，6所示。

1.2  材料參數(shù)

  模型均采用16Mnq低合金鋼材，主要物理指標(biāo)如下：彈性模量E為2.1×105 M Pa，剪切模量G為8.1×104 M Pa，泊松比弘為3.0。根據(jù)國(guó)內(nèi)外研究資料及英國(guó)橋梁規(guī)范BS5400，確定了疲勞循環(huán)次數(shù)Ⅳ和應(yīng)力幅的對(duì)應(yīng)關(guān)系，如表1所示。

1.3  荷載布置

  在靜力分析計(jì)算中，根據(jù)《公路工程技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》JTG B01-2003及《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》JTGD60-2004中車輛荷載的2根重軸(每根軸重140kN)進(jìn)行加載。規(guī)范規(guī)定將每側(cè)雙輪轉(zhuǎn)化為單輪輪重70kN，車輪與鋪裝層接地面積取0.6m（寬）×0. 2m（長(zhǎng)），不考慮沖擊數(shù)數(shù)則鋪裝層表面所受荷載為0. 583MPa，偏安全考慮，不考慮荷載擴(kuò)散作用，認(rèn)為鋼橋面板上車輪均布荷載也為0. 583MPa。橫向加載位置采用車載對(duì)稱施加于一加勁肋的正上方，縱向加載位置作用在跨中。荷載位置在具體分析時(shí)具體確定。

  在疲勞分析時(shí)，采用英國(guó)規(guī)范BS5400所規(guī)定的公路橋標(biāo)準(zhǔn)荷載譜。其中以30kN為營(yíng)業(yè)車的最小重力，重力< 30kN的所有車輛對(duì)疲勞的影口向很小，均忽略不計(jì)。標(biāo)準(zhǔn)疲勞車如圖7所示。

  根據(jù)彈性理論計(jì)算的應(yīng)力應(yīng)考慮沖擊系數(shù)，但疲勞強(qiáng)度驗(yàn)算與靜力強(qiáng)度驗(yàn)算沖擊系數(shù)不同，一是應(yīng)針對(duì)典型或平均意義上狀況而不是極端最不利的狀況，二是針對(duì)應(yīng)力幅而不是應(yīng)力峰值。美國(guó)Schilling的試驗(yàn)和理論研究指出在實(shí)際交通狀況下單輛貨車引起的沖擊系數(shù)一般要<0. 25。BS5400規(guī)定一般不考慮沖擊影響，僅在路面伸縮縫前后5m范圍內(nèi)加載時(shí)考慮，且沖擊系數(shù)的最大限制也是0. 25。美國(guó)AASHTO的鋼橋疲勞指導(dǎo)性規(guī)范提出采用0. 15的沖擊系數(shù)，看來是較合適的折中方案。本文在研究時(shí)，暫且采用0.15的沖擊系數(shù)。

1.4基本假設(shè)和邊界條件

  力學(xué)分析時(shí)，鋼橋面板和鋪裝層自重不計(jì)。邊界條件采用鋼板無水平位移而允許豎向位移，即橫向邊緣無橫向水平位移，縱向邊緣無縱向水平位移，橫隔板在底部固結(jié)。

2不同缺口形式橫隔板的正交異性鋼橋面板靜力分析

2.1橫隔板不同缺口形式對(duì)正交異性鋼橋面板力 學(xué)性能的影響

  為分析橫隔板不同缺口形式對(duì)正交異性鋼橋面板的影響，采用4種縱向加勁肋截面形式，3種缺口形式及無缺口，進(jìn)行有限元分析。縱向加勁肋和隔板三者連接處的最大主應(yīng)力、最大橫向拉應(yīng)力、最大縱向拉應(yīng)力與缺口形式的關(guān)系如圖8所示。

  從圖8分析可以得出，在無缺口及3種缺口形式中，無缺口的4種加勁肋數(shù)據(jù)比較接近，且相對(duì)較小，但從實(shí)際情況考慮，無缺口形式對(duì)安裝施工不方便，而且不能使加勁肋與頂板的焊縫縱向貫通，還使縱肋下邊緣與隔板相交，造成縱向焊縫、橫向焊縫、豎向焊縫的交叉點(diǎn)，使得交叉處的應(yīng)力和變形變得非常復(fù)雜；另外焊縫性質(zhì)與鋼材性質(zhì)的差異，在有限元分析時(shí)，無缺口的應(yīng)力集中現(xiàn)象體現(xiàn)程度要低于其他3種缺口的情況。所以在該種情況下的應(yīng)力數(shù)值應(yīng)進(jìn)行修正，根據(jù)ASME規(guī)范第Ⅷ卷第二冊(cè)附錄5以疲勞分析為基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)中規(guī)定，對(duì)于焊縫連接用有限元分析時(shí)，可采用應(yīng)力集中系數(shù)或疲勞強(qiáng)度折減系數(shù)來修正，其規(guī)定角焊縫疲勞強(qiáng)度折減系數(shù)≥4。如按疲勞強(qiáng)度折減系數(shù)4來修正，則修正后無缺口的應(yīng)力數(shù)值將高于3種缺口形式的應(yīng)力數(shù)值。

  比較3種缺口對(duì)橋面板與縱向加勁肋連接處的應(yīng)力影響程度，缺口Ⅲ情況下數(shù)值較大，缺口I其次，缺口Ⅱ數(shù)值最小。對(duì)于橋面板與橫隔板連接處3種缺口形式對(duì)主應(yīng)力的影響程度，缺口Ⅲ情況下數(shù)值較大，缺口Ⅱ其次，缺口I數(shù)值最小；對(duì)于縱橫向最大拉應(yīng)力，以缺口Ⅱ情況下的數(shù)值最大。

  缺口Ⅱ的數(shù)值較大，缺口I和缺口Ⅲ的數(shù)值較為接近，從最大主應(yīng)力和橫向最大拉應(yīng)力考慮，缺口Ⅲ稍優(yōu)于缺口I這種缺口形式。從頂板、隔板、縱肋三者連接處的應(yīng)力分布來看，縱向加勁肋與橫隔板連接處的應(yīng)力數(shù)值大于其他兩種連接處的應(yīng)力，所以隔板缺口及隔板與縱肋和頂板連接處的應(yīng)力分布情況是關(guān)注的重點(diǎn)。因此，從缺口形式對(duì)橫隔板的應(yīng)力影響程度來看，缺口Ⅱ的應(yīng)力水平最大，缺口Ⅲ和缺口I兩種缺口形式比較接近，其最大應(yīng)力數(shù)值均明顯小于缺口Ⅱ的最大應(yīng)力數(shù)值。從總體上來考慮，缺口Ⅲ形式稍優(yōu)于缺口I。

  2.2鋼橋面板、縱肋、橫隔板連接處的應(yīng)力狀態(tài)

  正交異性鋼橋面頂板與縱向加勁肋和橫隔板之間的連接處在結(jié)構(gòu)產(chǎn)生疲勞裂紋或結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞時(shí)受到的影響非常敏感。本文對(duì)4種截面形狀縱向加勁肋在無缺口和缺口I，Ⅱ，Ⅲ4種缺口類型下進(jìn)行有限元分析。從有限元分析得出，無論是最大主應(yīng)力還是橫向最大拉應(yīng)力和縱向最大拉應(yīng)力位置都在橫隔板上缺口與橋面頂板連接處；在橫隔板下缺口與縱向加勁肋連接處以及下缺口轉(zhuǎn)折處應(yīng)力值也較大，另外橫隔板下缺口底部最大主應(yīng)力也相對(duì)較大；在橫隔板缺口中部與縱向加勁肋連接處最大主應(yīng)力與橫向（x方向）最大拉應(yīng)力較大，到達(dá)連接下端點(diǎn)時(shí)，達(dá)到其局部最大值。因此，橫隔板缺口邊緣的應(yīng)力集中較為明顯，橫隔板與橋面頂板的連接處是疲勞分析的關(guān)注點(diǎn)。

  通過比較各種加勁肋正交異性鋼橋面系在不同缺口類型下情況的頂板、頂板與縱肋連接處、頂板與橫隔板連接處以及縱肋與隔板連接處（隔板缺口附近區(qū)域）的最大主應(yīng)力以及縱橫向最大拉應(yīng)力可以得知，缺口Ⅱ的應(yīng)力集中較為明顯，缺口Ⅲ和缺口I兩種缺口形式比較接近，其最大應(yīng)力數(shù)值均明顯小于缺口Ⅱ的最大應(yīng)力數(shù)值，缺口Ⅲ的形式略微優(yōu)于缺口I的形式。

3不同缺口形式對(duì)正交異性鋼橋面板疲勞性能的影響

  為對(duì)車輛移動(dòng)荷載進(jìn)行數(shù)值模擬，采用單跡法加載，考慮沖擊系數(shù)0. 15，根據(jù)荷載譜，依次讓其中的每一模型車輛單軸荷載從模型縱向的一端行駛至另一端，對(duì)于結(jié)構(gòu)的某一驗(yàn)算點(diǎn)，將汽車荷載在橋面不同位置處的應(yīng)力算出，從而得出相應(yīng)的應(yīng)力歷程線，并根據(jù)應(yīng)力歷程線推算其相應(yīng)的應(yīng)力（頻值）譜。根據(jù)應(yīng)力頻值譜，根據(jù)Miner累積損傷定律進(jìn)行疲勞損傷度以及疲勞壽命的計(jì)算。求得加勁肋A，B，C  3種橫隔板缺口形式累計(jì)損傷度及預(yù)期疲勞壽命如表2及圖9所示。

  由表2及圖9可以分析得出，缺口Ⅱ類型的結(jié)構(gòu)體系預(yù)期壽命要短于缺口I和缺口Ⅲ類型的結(jié)構(gòu)體系，缺口I類型結(jié)構(gòu)體系比缺口Ⅱ類型結(jié)構(gòu)體系預(yù)期壽命長(zhǎng)2~5年；缺口Ⅲ類型的結(jié)構(gòu)體系預(yù)期壽命在3種缺口類型中預(yù)期壽命最長(zhǎng)，比缺口I類型結(jié)構(gòu)長(zhǎng)5年左右，比缺口Ⅱ類型結(jié)構(gòu)體系長(zhǎng)10年左右。

4結(jié)語

  1)疲勞分析的基礎(chǔ)是靜力分析，橫隔板缺口形式對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞性能影響和靜力分析的結(jié)論是相一致和吻合的。   

 2)橫隔板缺口邊緣的應(yīng)力集中較為明顯，橫隔板與橋面頂板的連接處是疲勞分析的關(guān)注點(diǎn)。

 3)缺口Ⅱ的應(yīng)力集中較為明顯，缺口Ⅲ和缺口I兩種情況比較接近，最大應(yīng)力明顯小于缺口Ⅱ，缺口Ⅲ的形式稍優(yōu)于缺口I。

 4)在3種缺口類型中，缺口Ⅱ的應(yīng)力水平最大，其疲勞性能也低于其他2種缺口類型；缺口Ⅲ類型的結(jié)構(gòu)體系疲勞性能優(yōu)于其他2種類型結(jié)構(gòu)體系，其預(yù)期壽命比缺口I類型結(jié)構(gòu)長(zhǎng)5年左右，比缺口Ⅱ類型結(jié)構(gòu)體系長(zhǎng)10年左右。                

5[摘要]以梯形及矩形截面形狀的縱向加勁肋組合3種缺口類型的橫隔板，建立正交異性閉口加勁鋼橋面板有限元實(shí)體模型進(jìn)行加載，用ANSYS程序計(jì)算分析了橫隔板不同缺口形式的正交異性鋼橋面板力學(xué)性能、正交異性鋼橋面板、縱肋、橫隔板三者連接處的應(yīng)力狀態(tài)以及不同缺口形式的正交異性鋼橋面板疲勞性能，研究了橫隔板缺口形式對(duì)正交異性鋼橋面板靜力力學(xué)性能以及疲勞性能的影響。