正交异性桥面板设计参数和构造

正交异性桥面板设计参数和构造细节的疲劳研究进展1背景第二次世界大战后，一方面大量被战争毁坏的桥梁急需修复，另一方面建筑材料非常短缺。在此情况下，欧洲的工程师们开始尝试采用一种新型的桥面结构形式——正交异性钢桥面板。它由面板、纵肋和横肋组成，三者互相垂直，通过焊缝连接成一体共同工作。它以自重轻、极限承载力大、施工周期短等优点，成为世界上大、中跨度现代钢桥通常采用的桥面结构形式。从20世纪50年代德国最先使用这种桥面板至今，欧洲已有1000多座各种形式的正交异性钢桥面板桥梁，日本有将近250座正交异性钢桥面板桥梁，北美有100余座正交异性钢桥面板桥梁[1]。我国正交异性钢桥面板我国正交异性钢桥面板的研究和应用起步较晚，直到20世纪70年代初，才建成第一座钢桥面板桥——潼关黄河铁路桥。改革开放以来，国内正交异性钢桥面板桥呈现出迅猛发展势头。迄今为止，我国已建造的采用正交异性钢桥面板的桥梁有30余座。正在建造的采用正交异性钢桥面板的铁路钢桥有郑州黄河公铁两用桥和京沪高速铁路南京大胜关长江大桥等。正交异性钢桥面板有其独特的优点，但同时钢桥面板疲劳开裂的事例也在许多国家的钢桥中出现。最早报道的是英国Seven桥，该桥1966年建成通车后，分别于1971年和1977年发现了3种焊接细节的疲劳裂纹。德国的Haseltal和Sinntal桥投入使用后不久，钢桥面板也都出现了疲劳裂纹。此外，法国、日本、美国、荷兰等国也都发现了钢桥面板疲劳开裂事例。钢桥面板在我国使用的时间虽然不长，但是已经在某些桥中发现了钢桥面板疲劳开裂的现象。这些疲劳裂纹严重影响了桥梁的使用寿命，因此，对正交异性桥面板疲劳问题的研究是目前桥梁建设中的关键和热点，各国学者在此领域取得了一系列研究成果。国内在20世纪80年代初，铁道科学研究院等相关单位以西江大桥为研究背景，对公路正交异性钢桥面板参与主桁共同工作时的结构特性进行了较为全面的分析及试验研究[2]。1995年，同济大学童乐为在博士论文中对采用开口肋形式的钢桥面板的疲劳性能进行了较为系统的分析[3]。时至今日，正交异性桥面板的结构形式较当初已经发生很大变化，大量新的研究成果相继涌现。2正交异性桥面板设计参数的疲劳研究2.1面板面板的最小厚度一般取决于其在轮载作用下的允许变形，为保证桥面铺装层不产生裂纹，纵肋之间面板的竖向挠曲变形不大于0.4mm。基于上述原则，面板厚度td可由Kloeppel公式计算：式中：a为开口截面纵肋间距或闭口截面纵肋腹板最大间距，mm；p为轮载面压力，kPa。同时各国规范根据各自的车辆荷载及桥面铺装层情况，为保证钢桥面板的施工性和耐久性，对面板厚度作了不同规定。表1列出了Eurocode3、AASHTO和日本道路规范中的相关规定。在国内，2000年以前建造的正交异性板多采用12mm厚的面板，今天这些桥梁的铺装层几乎都存在一定问题。自从2001年建成的南京二桥采用14mm面板，上面铺装50mm厚环氧沥青之后，桥面铺装层很少出现问题。在采用50mm厚的环氧沥青铺装层时，Eurocode3推荐a/td≤25，Man-ChungTang推荐a/td≤24，而国内由于考虑超载问题，近来新建的一些工程多是采用a/td＝21.4，例如西堠门公路桥等。从目前的使用情况来看，这样的匹配能够满足耐久性要求。表1Eurocode3、AASHTO和日本道路规范中关于面板厚度规定2.2纵肋正交异性钢桥面板纵肋的截面形式是由早期的开口截面逐渐演变成如今的闭口截面。开口截面纵肋虽然具有形状简单、与横肋及面板的连接构造简单、工厂制造及现场连接比较容易等优点，但每根纵肋与桥面板的连接需要两条角接焊缝，单位面积所用焊缝长度较长，而且其抗扭和抗弯刚度较小，要求布置有较密的横肋，经济性较差。因此，在20世纪60年代后逐渐在车行道范围内改用闭口截面纵肋。闭口截面纵肋与开口截面纵肋相比，具有焊接工作量小，抗弯抗扭刚度大，压屈强度较高等优点。目前正交异性钢桥面板中应用最多的为梯形截面纵肋（U型肋）。图1梯形截面纵肋示意典型的梯形截面纵肋截面尺寸的确定主要考虑生产工艺和刚度（抗扭和抗弯）两方面的因素，如图1所示。在生产工艺方面，对于屈服强度σs≤345Mpa的钢材，U型肋通常采用冷弯成型。为避免冷弯塑性变形对韧性的过大影响，欧洲及美国规范规定U型肋内侧半径R≥4t（t为纵肋厚度），日本规范规定U型肋内侧半径R≥5t。对于屈服强度σs≥420Mpa的钢材，采用热弯成型，以避免冷弯裂纹。在刚度方面，各国规范一般规定纵肋厚度t≥6mm。Eurocode3规定纵肋截面的惯性矩与横肋的间距相关联，要满足图2所示的关系曲线。图2纵肋刚度与横肋间距的关系AASHTO[4]规定闭口肋截面尺寸与面板厚度应该满足：式中：tr为纵肋腹板的厚度；td.eff为桥面板有效厚度，考虑面层的加劲效应；a为肋腹的间距较大者；h′为肋腹倾斜部分的长度。日本规范规定纵肋厚度t≥6mm，A取300～320mm，H取240～260mm。Dong-HoChoi和Yong-SickKim指出，在韩国建成的正交异性板桥中，纵肋厚度t取6～8mm，A取300～340mm，B＝A－2H/4.5。在国内近期建造的公路正交异性桥面板纵肋多采用8mm板厚，铁路正交异性板桥梁纵肋多采用10mm板厚。闭口截面纵肋通常被焊接成密闭截面，所以无需考虑纵肋内表面的腐蚀问题。2,3横肋横肋（梁）的设计包括间距、腹板厚度和高度三个参数。这些参数不是孤立确定的，需要综合考虑纵肋截面尺寸和面板厚度等。Eurocode3规定横肋间距与纵肋刚度应该满足图2所示的关系，一般取2.5～3.5m，横肋腹板厚度不小于10mm，纵肋高度与横肋高度之比不大于0.4。XiaohuaHCheng等人通过系统总结日本规范，认为横肋（梁）厚度应该在8～9mm，高至少600～700mm。PaulA.Tsakopoulos和JohnW.Fisher通过两个独立的足尺正交异性板模型试验研究认为，可以将横隔板的厚度从8mm增加到13mm。有限元分析表明，这样做不仅会降低面内应力，而且不会显著增大因横隔板扭转而产生的面外应力。此外，文献[5]还建议采用一致厚度的横隔板，并且保持横隔板在所有闭口肋下连续，以便在闭口肋之间提供统一的剪力分配，同时改善面内弯曲作用。国内学者GhunshengWang和YachengFeng基于有限元分析结果认为，12mm或者更厚的横肋对于提高纵肋横隔板的连接接头的疲劳性能是比较合适的。2.4大断面纵肋近年来，国外许多学者、工程师开始研究大断面纵肋、大间距横肋和较厚面板的正交异性桥面板。这种桥面板各部件之间的连接焊缝明显减少，从而降低了制造时间，减少了焊接缺陷，有效地提高了钢桥面板的耐久性。相比于传统的正交异性桥面板，这种桥面板一般采用18mm厚的面板、450mm×330mm×（8～9）mm截面的U肋、横肋间距4～4.5ｍ。美国学者ManchungTang主张采用一种如图3所示的大截面U肋，采用这种U肋时，面板厚度取18mm，纵肋间距400mm，横隔板间距8000mm。图3不等厚纵肋断面为了进一步说明这种纵肋的优点，就一块12m×16m的正交异性板单元进行详细比对，详细数据列于表2。从表中可明显看出大断面纵肋正交异性桥面板在制造上的优势。目前，我国在这方面的研究还很少，随着经济的发展和全寿命设计理念的应用，大断面纵肋的桥面板最终会替代传统的正交异性桥面板。因此，我国应在参考其他国家研究成果的基础上进行试验，加深大断面纵肋正交异性桥面板构造细节方面的研究，尽快达到该领域发展的前沿水平。3正交异性桥面板构造细节的疲劳研究3.1纵肋与面板的纵向连接焊缝正交异性钢桥面板直接承受轮载作用时，纵肋与面板之间会发生较大的面外变形。由于面板与纵肋的板厚相对较小，面外变形在纵肋与面板的连接焊缝处会引起较高的局部弯曲应力。焊缝频繁承受较大的弯曲拉应力，就会产生疲劳裂纹。日本Kinuura桥于1978年建成通车，2003年6月对这座桥的南部结构进行检查后发现，纵肋与面板的连接焊缝出现多条裂纹。2006年ZhigangXiao等人对这些连接焊缝的疲劳性能进行了研究，对焊接接头的几何形状和裂纹特征进行了详细描述。他们利用线弹性断裂力学理论，假定不同熔透深度的焊接，将常幅应力下疲劳试验获得的数据与基于线弹性断裂力学理论的预测值进行对比，发现熔透区域小于2～3mm时，会导致此处抗疲劳性能较差，出现较多疲劳裂纹。2007年ZhigangXiao对这一问题进行进一步研究，利用有限元分析得出在轮载作用下该接头区域的横向应力分布，并以应力结果和线弹性断裂力学理论为基础，得到该接头的设计疲劳强度，同时研究了应力幅的影响因素。分析结果表明，当肋板焊缝的熔透率为75%时，面板的表面应力远大于肋板处的应力，这说明接头的疲劳强度由扩展到面板厚度的疲劳裂纹决定。有限元分析表明，增加轮载的分布区域或增加面板的厚度可以降低面板的应力幅，从而明显提高接头处的疲劳寿命。这与加拿大学者Connor的研究成果基本一致］，他认为纵肋与桥面板连接处的疲劳寿命与角焊缝未熔透区域的大小密切相关，如果未熔透区域较大，则不论面板多厚，都会产生疲劳裂纹。图4纵肋与面板焊接构造细节基于这些研究成果，世界各国对纵肋与桥面板的焊接细节均作了相应规定。以Eurocode3为例，其规定除人行道部分纵肋与桥面板可采用图4a所示的角焊缝连接外，车行道处均需采用熔透的坡口角焊缝，具体构造要求如图4b所示。这些规定有效降低了此处疲劳裂纹的发生概率，但是在此处仍然不断发现起源于焊缝根部，沿着板厚方向扩展的疲劳裂纹。日本的S.Inpkuchi和S.Kainuma认为，这类裂纹不容易被肉眼发现，但对交通安全有极大威胁。目前对这类裂纹的研究还不全面，因此，他提出一个新型疲劳试验系统，专门针对根部裂纹开展静载试验和疲劳试验，并且对出现根部裂纹的桥梁进行了现场测试。3.2纵肋与横隔板弧形开口处的连接相关研究表明[6-8]，当采用闭口截面纵肋时，纵肋与横肋交叉部位应力传递复杂，如果构造设计不当，极易引发多种疲劳裂纹。为了防止此处疲劳裂纹的产生，各国规范均做出明确规定：除特殊情况外，横肋与纵肋连接时宜采用纵肋贯通横肋的方式；横肋腹板在纵肋与面板焊缝处不开设过焊孔，横肋腹板与面板及纵肋的角焊缝应连续施焊。这些规定有效避免了因横肋开设过焊孔、纵肋被横肋打断而产生的疲劳裂纹，但是横肋弧形缺口处的疲劳裂纹仍时有发生，如图5所示。图5横肋开口与纵肋连接处疲劳裂纹Eurocode3指出，此处产生疲劳裂纹主要是由于正交异性桥面板在轮载作用下，一方面纵肋产生变形和下挠，既在纵肋和横梁腹板的连接角焊缝处产生应力，又在横梁腹板处产生弯曲应力；另一方面横梁腹板可能在弧形开口边缘和纵肋变形处产生应力集中。基于以上认识，中国铁道科学研究院（以下简称“铁科院”）张玉玲课题组提出U肋与横隔板尺寸的合理匹配、恰当的弧形切口尺寸、良好的切口几何形状和表面状态是保证此处疲劳性能的关键要素。紧接着该课题组的陶晓燕基于有限元模型分析，对该构造进行了相关优化，得出该构造的合理形式，并建立了肋厚与横隔板弧形缺口尺寸之间的关系。意大利的DonatoAbruzzese和AntonioGrimaldi研究表明，弧形缺口形状对开口边缘的应力分布产生重大影响，但是对横隔板、面板和纵肋的竖直和纵向位移影响较小。比利时的CorneelDelesie和PhilippeVanBogaert提出一种用于计算横隔板开口连接处应力的分析方法，为设计提供了重要参考依据。2008年Jun-HyeokChol和DohwanKim评估了纵肋与横梁接头处的应力特征和疲劳裂纹行为，分析了采用止裂孔修复裂纹的效果。并对纵肋和横梁接头处进行足尺试验，通过静力和疲劳试验观察该处的疲劳强度和裂纹的扩展。最后将测得的应力分布与有限元结果进行对比分析。试验结果表明，疲劳裂纹起源于纵肋与横梁连接接头的焊趾处和纵肋与面板连接处，并且建议采用止裂孔的方法阻止接头处的疲劳裂纹扩展。为避免该处疲劳裂纹的萌生，各国在试