轮载作用下正交异性钢桥面板构造细节受力特征及机理研究

祝志文，李健朋，汤 琴

(1.汕头大学土木与环境工程系，广东，汕头 515063；2.湖南大学土木工程学院，湖南，长沙 410082)

正交异性钢桥面板(OSD)由面板、纵肋和横隔板通过焊接形成，目前在国内外桥梁工程中得到了极为广泛的应用[1-3]。由于该结构焊缝数量多、构造和受力复杂，在随机集中轮载特别是超载车的反复作用下，可能出现构造细节的疲劳裂纹的萌生和扩展[4-5]。特别是早期建设的OSD桥梁，因基于强度设计，面板、纵肋和横隔板均设计较薄，更易出现早期疲劳病害[6-7]。这些疲劳开裂的主要构造细节，包括纵肋-面板(RD)、纵肋-横隔板(RF)、弧形切口(Cutout)和纵肋对接焊等[8-9]。经多年研究和工程应用，在OSD设计和制造上提出了一些新的细节设计和制造工艺，如增大面板厚度、纵肋对接采用高强螺栓、改进的弧形切口形状[10]、钢-UHPC组合结构桥面[11]、降低构造细节的焊接残余应力[12]、纵肋-面板双侧焊[13]等，使得OSD构造细节的疲劳性能有较大的改善。但钢箱梁桥OSD疲劳开裂时有报道，并导致铺装层破坏，严重影响了桥梁的通行舒适性和结构耐久性[14]。

模型试验和有限元分析表明，OSD结构的应力局部效应显著[3]，但至今为止，应力局部效应只有定性而无定量的研究结果。另外，模型试验和有限元分析能一定程度获得OSD构造细节的荷载应力行为，但这两种方法均只能建立一定数量纵肋和横隔板的模型，无法反映钢桥面的真实边界条件和OSD在货车通行下的整体和局部应力行为；实际轮载应力大小和分布，以及铺装层的动态模量难以准确模拟[15]，现场控制加载试验能真实反映OSD结构、构造细节及边界条件[16]，完全获知并准确定位轮载，是研究OSD疲劳敏感构造细节应力行为和机理的最有效方法[17]。

本文通过某大跨度OSD桥梁上横桥向3个典型工况的货车加载试验，获得了轮载横桥向不同位置OSD多个构造细节的应力响应，定量研究了OSD构造细节的应力局部效应特征。同时通过有限元分析，进一步明确了各构造细节的受力特征与受力机理，为正交异性钢桥面板桥梁的合理结构设计和简化有限元疲劳分析模型提供参考。

1 桥梁概况与试验布置

某主跨820m 的大跨度双塔混合梁斜拉桥，其主桥北边跨采用混凝土主梁，中跨和南边跨采用钢主梁。中跨主梁标准节段为PK 断面钢箱梁，横断面如图1(a)所示。主梁含风嘴全宽38.5m，桥面设计双向3×3.75m 行车道和3.75m 右路肩，中间带宽度2.5m，桥面宽度为33.5m，钢箱梁中心线处内轮廓高3.8 m。桥梁设计车速为100 km/h，设计荷载为公路-I级。桥面采用OSD，上铺70 mm环氧沥青混凝土。OSD采用桥梁用结构钢Q345qD，弹性模量为2.1×1011Pa。

图1 钢箱梁和OSD 布置 /mm Fig.1 Layout of steel box girder and OSD

典型节段钢箱梁OSD如图1(b)所示，其中面板厚16mm、纵肋厚8mm。箱内、外横隔板均采用实腹式，其腹板由上连接板和下横隔板组成，其中上连接板厚20mm，下横隔板在斜拉索锚箱处厚16mm，非锚箱处厚12 mm，横隔板间距3m；纵肋和面板焊缝为全熔透双侧焊。

试验断面位于大桥主跨跨中偏北第2个横隔板，横桥向位于西侧半幅(南向车道)，横桥向从西往东对纵肋编号，并用R11代表11号纵肋，其他类推。试验采用温度自补偿应变片，其基底尺寸为7.1mm×4.1mm，敏感栅尺寸为3.2 mm×2.54mm，当温度变化时，产生的附加应变为零或相互抵消，工作温度最高达80℃。应变片布置在紧靠车道设计轮迹线下方的R11～R13两侧的构造细节，如图2所示。参考名义应力法，全部应变片布设在垂直于构造细节焊趾或平行于自由边6mm 位置处[18-19]，其中RD构造细节测点位于两横隔板的跨中位置。图3(a)是RD构造细节应变片的粘贴位置示意图；图3(b)和图3(c)分别是布置在实桥RD、RF焊缝和Cutout 构造细节上的应变片。经测量合格的应变片接入DH3820动态应变采集系统，试验当日多云转晴，最高温度33℃，最低21℃。

图2 各构造细节应变片布置Fig.2 Strain gauge arrangement at details

图3 应变片安装位置和实景Fig.3 Strain gauges location and installation on real bridge

2 加载车与试验工况

加载车为东风153型三轴货车，中-前和中-后轴距分别为3.8m 和1.4m，左、右轮中心距2m，中后轴轮胎触地面积为0.2m(顺桥向)×0.5m(横桥向)。该加载车的轴重和轮重信息如表1所示，其前轴最轻，约为中后轴重量的60%。试验加载时轮载中心的定位，横桥向通过确定同一侧左、右两个轮的内侧间隙的中点，纵桥向通过车轴中心竖直向下确定。

表1 货车重量信息Table1 Truck weight information

加载工况包括LC1、LC2和LC3，均为货车桥面缓慢移动，速度约为2 km/h。每个工况加载车后轴左轮横桥向中心位置如图2所示，其中LC1为跨肋式加载，即轮载中心位于R12东侧RD细节；LC2为正肋式加载，即轮载中心位于R12中心线上；LC3为肋间式加载，即轮载中心位于R12和R13之间的横隔板牙齿中线。

因车辆在行驶过程中极易发生偏移，且相邻两个工况加载中心间距为15 cm，稍大的偏移量就会对试验结果有很大影响。为尽可能减少货车在行驶时发生横向偏移，保证轮载施加在指定的横桥向和纵桥向位置，将加载车后轴左轮中心根据图2布置在横隔板上方桥面位置(图4)，车辆和全部车轮平行桥梁轴线方向。然后，试验货车熄火，并依次将应变采集系统平衡和清零，车辆再次点火，采集系统开始采样，货车启动并前进，通过纵肋跨中并继续向前移动，一直到离开试验位置足够远后测试系统停止采样，采样频率为10 Hz。

图4 LC2工况轮载定位Fig.4 Wheel loading position in LC2

3 试验结果与分析

因货车中后轮触地宽度为500mm，考虑到70 mm 环氧沥青混凝土铺装和45°荷载扩散角，轮载在钢面板上横桥向的宽度将达640 mm，也即略大于600 mm 的纵肋中心距。

3.1 工况LC1

图5是卡车后轮从横隔板正上方出发，缓慢通过纵肋跨中并继续向前移动，一直到卡车离开试验位置足够远后，采集系统记录的RD构造细节上应变片的应力时程，本文称之为应变计读数时程。从图5(a)可见，当时间t＞12 s 后，12个应变片的读数均已平稳，表明测试位置应变片数据已不受卡车继续移动的加载影响，即试验位置已完全卸载。根据中轴和后轴间距1.4m，以及应变片1-7测量的两个压应力峰值时间差，计算得到的卡车速度是1.9 km/h，因此卡车移动速度非常慢。

图5 工况LC1之RD 构造细节应变计应力读数时程Fig.5 Strain gauge stressat RD detail in LC1

因后轮定位后对试验位置有加载，但采集系统归零，此时应变片读数为0；当货车离开试验位置足够远后，试验位置完全卸载，但应变片读数不为0。因此货车对试验位置的加载，以及对应的应力时程，应该是应变片读数时程，减去完全卸载后的应变片读数，即图6所示的实际轮载作用下RD构造细节的应力时程。因篇幅限制，后续应变片读数时程将不再给出，而直接给出轮载作用下的应力时程。

图6 工况LC1之RD构造细节应力时程Fig.6 Stressat RD detail in LC1

从图6可见，随着轮载靠近RD构造细节，应力响应逐渐增大，轮载中心正下方面板侧应变片1-7应力响应最大，其峰值拉应力6.8MPa，峰值压应力44.8MPa；其次是毗邻轮载中心的应变片1-5和1-9。因拉应力是OSD的整体效应产生，压应力是轮载的局部效应产生，因此轮载局部效应显著大于整体效应。另外，应力响应大的应变片，中后轴依次经过RD构造细节分别产生1个清晰的应力峰，即加载次数等于轴数。需要指出，距离轮载中心较远的应变片1-1和1-3应力响应较小，应力幅分别仅为1.7MPa 和3.4MPa；比较轮载宽度和纵肋中心距，可知R12和R13有轮载的直接作用，而应变片1-1和1-3所在纵肋R11已无轮载直接作用，且二者到轮载中心的距离大于1倍纵肋中心距。在纵肋侧，应变片1-10应力响应最大，应力幅达35.6MPa；1-6次之，达21.6MPa；1-2应力最小，也因其到轮载中心距离大于0.6m，所属纵肋R11已无轮载直接作用。

图7是该工况RF焊缝和Cutout 的4个构造细节的应力时程。可见除RF焊缝底部围焊(记作RF-W)受拉外，RF焊缝纵肋侧(记作RF-R)、RF焊缝横隔板侧(记作RF-F)和Cutout 构造细节均受压；其中Cutout 应力幅最大，达42.4MPa；其次RF-W 达29.4 MPa。另外，从应变片位置来看，R12上细节的应力响应最大，因其分布的轮载宽度大，故有最多的轮载直接作用；R13上细节应力响应次之，因其分布的轮载宽度小，仅有部分轮载直接作用；相反，R11上细节应力最小，因其距轮载中心较远，没有轮载的直接作用。

图7 工况LC1之RF焊缝和Cutout 的4个构造细节应力时程Fig.7 Stressof four detailsat RFweld and Cutout in LC1

3.2 工况LC2

图8是LC2工况RD轮载应力时程。面板侧和纵肋侧紧靠轮载中心的4个应变片上产生了较大的应力响应，应变片1-7应力幅最大，为29.8 MPa，1-3、1-5和1-9次之，分别为16.9MPa、19.4MPa和26.4MPa；而大于1倍纵肋中心距的应变片1-1和1-11应力幅小于3MPa；因OSD面板是支承在纵肋腹板上的连续梁，R11和R12之间的面板，以及R12和R13之间的面板，均有部分轮载直接作用，因此应变片1-5和1-9应力较大。在纵肋侧，应变片1-8应力幅最大，达29.7 MPa，1-10次之，应力幅达24.3 MPa；因应变片1-2和1-12到轮载中心距大于1倍纵肋间距，应力幅均较小。

图8 工况LC2之RD构造细节应力时程Fig.8 Stressat RD detail in LC2

图9是LC2工况RF焊缝和Cutout4个构造细节的应力时程。与LC1类似，除RF-W 受拉外，其与3个构造细节均受压；Cutout 应力幅最大，达40.8MPa；其次RF-W 达27.5MPa。显然，在紧靠轮载中心东、西两侧的构造细节应力幅较大，因此时R12直接承受了轮载的最大加载；而东、西两侧的R11和R12，因无轮载的直接作用，应力幅明显较小。

图9 工况LC2之RF焊缝和Cutout 共4个构造细节应力时程Fig.9 Stressof four detailsat RFweld and Cutout in LC2

3.3 工况LC3

图10是LC3工况RD的应力时程。面板侧应变片1-7、1-9和1-11均有清晰的轮载应力峰，其中1-9的响应最大，其应力幅达38MPa；而距离轮载中心大于1倍纵肋中心距的应变片1-1和1-3，应力响应也明显偏小。在纵肋侧，应变片1-8上产生了最大的峰值压应力，应力幅达33.2 MPa；1-2和1-4因距离轮载中心距大于1倍纵肋中心距，其应力响应也很小。

图10 工况LC3之RD构造细节应力时程Fig.10 Stressof RD detail in LC3

图11是LC3工况RF焊缝和Cutout 4个构造细节的应力时程。可见，除RF-W 受拉外，其他3个构造细节均受压；Cutout 应力幅最大，达41.1 MPa；其次RF-W 达26.7MPa。同样，在轮载直接作用的纵肋和横隔板构造细节，如R12与R13上和二者之间横隔板，应力幅较大；否则应力幅明显减小，如R11上和R11与R12间构造细节。

图11 工况LC3之RF焊缝和Cutout共4个构造细节应力时程Fig.11 Stressof four detailsat RF weld and Cutout in LC3

如定义LC1工况轮载中心处为0的位置，轮载中心距向东(E)为正、向西为负(W)，图12(a)给出了三个工况下RD构造细节面板侧(RD-D)和纵肋侧(RD-R)不同位置的应力幅，可见面板侧和纵肋侧的最大应力幅分别为51.6 MPa 和33.1MPa，均为轮载横桥向跨肋式加载(LC1)。另外，轮载中心正下方的RD细节，应力幅最大；随着细节远离轮载中心，应力幅减小，当RD细节距离轮载中心大于0.6m，也即大于1倍纵肋中心距，无论纵肋侧还是面板侧，应力幅均小于10MPa，显著小于这类细节的最大应力幅。另外，图12(b)给出了R12东侧RF焊缝和Cutout4个构造细节的应力幅，可见Cutout 构造细节有最大应力幅，RFW 构造细节次之，且显著大于RF其他两个构造细节。但因Cutout 细节的疲劳等级高(A 等级，常幅疲劳极限165MPa[20])，RF焊缝三个细节的疲劳等级低(C 等级，常幅疲劳极限69MPa[20])，因此RF-W 细节可能是RF焊缝和Cutout4个细节中的疲劳最不利细节，是控制RF焊缝疲劳开裂问题的关键点。另外，与RD细节类似，LC1工况，也即跨肋式加载，同样是RF焊缝和Cutout 构造细节最不利的轮载工况。

图12 三个工况构造细节应力幅随轮载中心距的变化Fig.12 Variation of stress range at details versus its distance towheel center under three loading cases

纵肋中心距为600mm，但轮载在桥面板上横桥向分布宽度为640mm，因此轮载中心的单侧分布宽度为320mm，均大于纵肋上口宽和相邻纵肋腹板间距300 mm。对于RF焊缝和Cutout 的4个细节，在LC1和LC3 工况，R12、R13直接承受部分轮载，但R11上无轮载直接作用，因此R12和R13相关4个构造细节应力较大而R11上细节应力较小。在LC2工况，R12直接承受轮载而R11和R13没有，因此R12相关4个构造细节应力显著大于R11和R13。因此，当所在纵肋上有轮载直接作用时，纵肋上相关4个细节应力响应较大，否则应力响应较小。因单侧轮载分布宽度小于1倍纵肋中心距，也可以认为，轮载最多只会对其下方两个纵肋上的4个构造细节产生显著的加载效应。

4 细节轮载应力机理分析

RD构造细节的应力来自于横桥向的第一和第二体系[3]。第一体系是面板作为纵肋腹板弹性支承的连续梁，承受集中轮载的作用，反映的是面板局部变形和轮载局部效应，如图13(a)所示。因RD构造细节靠近纵肋腹板，位于连续梁体系的负弯矩区，因此轮载作用下RD构造细节面板侧下表面始终处于压应力状态。第二体系由横桥向的纵肋和面板组成并支承在纵向主梁上，轮载作用下该结构产生整体的下挠变形，因而产生横桥向的弯曲应力，如图13(b)所示。当构造细节离纵向主梁较远时，面板侧下表面将产生拉应力。

图13 轮载作用下OSD第一和第二体系Fig.13 The first and second system of OSD under wheel loads

因实桥试验测点有限，且结构变形不易观察，有限元模型计算可获得试验中未能测量构造细节的受力状态，同时提取的结构变形图与应力云图有助于分析各构造细节的受力特征与机理，所以采用有限元软件Ansys建立了正交异性桥面板模型。模型全部采用Solid45单元，横桥向取5个纵肋，纵桥向取5个横隔板长度。弹性模量为2.1×1011Pa，泊松比为0.3，仅对焊缝几何尺寸进行模拟，并未模拟焊接残余应力。模型全部采用结构化网格，为保证计算精度同时减轻求解工作量，仅在应力梯度较大区域使用密网格，并逐渐变化到尺寸较大的网格。在RD、RF焊缝和Cutout 构造细节处网格尺寸为3 mm，模型单元总数约2.94×106，有限元模型及构造细节处网格如图14所示。模型约束了纵肋、面板纵桥向两端节点全部自由度，横隔板两侧、底部节点全部自由度以及面板横桥向两端节点的竖向自由度。该边界条件是对实桥上正交异性钢桥面板边界的近似处理，因所研究的构造细节距离边界较远，根据圣维南原理，上述边界条件的设置对所关心的构造细节的应力和变形影响应将非常小。

图14 有限元模型和网格划分Fig.14 Finite element model and grid arrangement

由现场试验发现，各构造细节的应力影响线较短，纵桥向为相邻横隔板间距(3 m)，横桥向为两个纵肋中心距(1.2m)。试验货车前轴与中轴间距为3.8 m，左右轮距为2 m，因此可忽略前轴及左右轮载的应力叠加效应，有限元荷载选取货车中轴与后轴的左侧轮载进行加载。加载工况与实测一致，分别为跨肋式、正肋式、肋间式加载。

根据实桥试验可知，跨肋式加载为各构造细节最不利加载工况，因版面有限，图15仅给出了LC1工况轮载中心纵桥向移动时的RD、RF和Cutout 典型构造细节的应力响应曲线。与实桥试验结果对比发现，轮载中心下方测点应力响应较大，当测点距离轮载中心大于1倍纵肋中心距时，各测点应力响应均显著减小。从最大应力幅方面看，RD-D构造细节最大应力幅为测点1-7，值为54.6MPa，接近于实测的51.6MPa；RD-R 构造细节最大应力幅为测点1-10，值为36.7 MPa，接近于实测的35.6 MPa；RF-R 构造细节最大应力幅为测点2-5，值为15MPa，略大于实测的11.6 MPa；Cutout 构造细节最大应力幅为测点1-10，值为44.1MPa，实测为42.4MPa。从受力特征方面看，RD构造细节在中轴及后轴作用下在轮载中心下方测点产生2个明显的应力峰，RF和Cutout 构造细节却只有1个明显的应力峰，这也与实测结果高度吻合。因此可认为有限元计算结果可靠。

图15 LC1工况典型构造细节计算时程曲线Fig.15 Typical calculated stressat details in LC1

图16给出了横桥向不同位置轮载作用下RD构造细节处的M ises应力云图及变形图。可见轮载作用下RD细节的应力响应是第一体系和第二体系的应力叠加。

对于LC1工况，此时轮载一部分由下方的纵肋腹板以受压方式承担，因轮载关于纵肋腹板的非对称性，在纵肋腹板处存在偏心弯矩M1；同时轮载作用下面板受弯下挠，在面板两侧产生负弯矩M2和M3，并在RD面板侧下表面产生压应力N，如图16(a)所示。与LC1工况相似，在LC2和LC3工况中，纵肋腹板直接承受部分轮载的压力，同时轮载作用下面板下挠，纵肋腹板两侧面板产生不等的负弯矩，同时作为弹性支承的纵肋腹板也将产生反向弯矩去平衡面板弯矩。需要指出的是，由于轮载横向位置的不同，轮载在RD构造细节产生的偏心弯矩不同。如图16所示，在LC2和LC3工况中RD构造细节纵肋侧产生的偏心弯矩显著大于LC1工况。因此，对于RD构造细节纵肋侧的应力是由偏心弯矩在纵肋腹板外侧产生的拉力/压力与腹板直接承载轮载压力的应力叠加，纵肋侧受压或受拉主要依赖于轮载横向位置。

图16 RD构造细节轮载位置与局部受力Fig.16 Local response of RD detail versus location of wheel loads

从图16中还发现，纵肋腹板两侧的面板因需满足变形的连续性，轮载作用下纵肋腹板两侧的面板下表面总是受压，这与图6(a)、图8(a)和图10(a)中应力特征一致。因此第一体系在RD细节面板侧不会产生拉应力，而面板侧应力时程出现的拉应力，必将在第二体系中产生。

同时，从图6(a)、图8(a)和图10(a)面板侧的应力时程还发现，其轮载的局部效应显著大于整体效应。因此，增大面板的刚度，比如增大面板厚度或采用钢-UHPC，能有效地降低轮载局部效应在面板侧产生的应力。另外，OSD面板厚度往往明显大于纵肋，从RD焊缝弯矩平衡要求，以及弯矩根据刚度大小分配的原则，可知纵肋侧分配的弯矩将依赖于面板厚度和纵肋腹板厚度的相对变化，如纵肋厚度固定，则面板厚度减小纵肋上的应力将增大，反之将减少。因此，如增大面板厚度或采用钢-UHPC，也能降低RD细节纵肋侧应力。

因LC1工况，也即跨肋式加载是各构造细节最不利的加载工况，图17分别给出了LC1工况RD、RF和Cutout 构造细节在应力响应最大时的M ises应力云图。从图17(a)面板上、下表面的应力云图可见，轮载下方紧邻纵肋腹板两侧的面板区域均为压应力，但在相对远离纵肋腹板处则为拉应力，这也与第一体系中的连续梁理论相符。同时发现，面板上应力响应较大的位置横桥向主要集中于轮载直接作用的区域，约为1倍纵肋中心距；纵桥向面板侧略大于轮载加载区域，但纵肋侧因其主要为第二体系受力，所以应力响应较大区域略长于面板侧。从图17(b)和图17(c)中可见，对于RF焊缝处RF-W 构造细节有最大应力响应，且位于轮载中心正下方的位置应力最大，相邻两侧RF构造细节应力明显减小，在R11和R13左侧的位置基本无明显应力响应。因此，RF构造细节在轮载作用下应力响应显著的位置仅局限于轮载下方的构造细节。与RF构造细节相似，轮载正下方的Cutout 构造细节应力响应显著大于两侧及更远区域的构造细节。同时还发现，当中轴距离F3横隔板2.4 m 时，F3横隔板处Cutout 构造细节开始有应力响应；当后轴驶离F3横隔板并距离其2.4m 时，F3横隔板上应力响应消失，也及轮载作用下Cutout 构造细节在纵桥向的应力影响显著区域在其所在横隔板前后2.4m左右的区域。

图17 LC1工况下各构造细节局部应力响应Fig.17 Local stress responseat details in LC1

对RF焊缝和Cutout 4个细节，从第二体系受力可知，作用在桥面上的轮载，因纵肋间距显著小于横隔板间距，面板相当于单向板受力，轮载将首先沿横桥向传递给纵肋。此时，纵肋可看成是弹性支承在横隔板上的连续梁，如图18所示。横隔板位于连续梁的负弯矩区，且RF-R 构造细节位于纵肋和横隔板交点的下方，因此RF-R 受压。随着轮载在纵桥向的移动，在横隔板处的负弯矩随之增减，所以应力时程曲线如图7(a)、图9(a)和图11(a)所示。

图18 轮载作用下RF-R 构造细节受力特征Fig.18 Stress property of RF-R detail under wheel loads

因纵肋腹板与竖平面的倾角为11.3°，因此RF-F细节应力方向与横隔板轴线的夹角很小，且因RF-F位于高度很大的实腹式横隔板紧靠上翼缘的腹板，竖向荷载作用下此处将受压，所以RF-F受压，应力时程曲线如图7(b)、图9(b)和图11(b)所示。

对桥面随机货车轮载，轮载对纵肋的偏心将导致纵肋受扭，即使在LC2工况，轮载对RF-W构造细节也为偏心荷载，这都将导致RF焊缝下方纵肋两侧腹板的不对称翘曲，如RF-W 构造细节纵肋腹板的外凸(图19所示)，形成高拉应力响应机制，应力曲线如图7(c)、图9(c)和图11(c)所示。

图19 轮载下方纵肋的翘曲Fig.19 Ribwarping under wheel loads

对于横隔板Cutout 细节，腹板切除了弧形切口的横隔板可看成是无斜杆的空腹桁架，弧形切口之间的横隔板腹板可处理成桁架竖杆，如图20所示。这样，在桥面集中轮载作用下，竖杆将受压和受剪，形成Cutout 细节面内高压应力的响应机制，应力时程曲线如图7(d)、图9(d)和图11(d)所示。

图20 带弧形切口的横隔板的空腹桁架模型Fig.20 Vierendeel trussmodel of floorbeam w ith cutout

5 结论

通过实桥货车加载试验和有限元模型，研究了正交异性钢桥面板结构纵肋-面板、纵肋-横隔板焊缝和弧形切口等5个细节在轮载作用下的受力特征及机理，得到下述结论：

(1)正交异性钢桥面板结构轮载局部应力效应显著，轮载对各细节的明显加载效应，横桥向仅局限在轮载中心两侧0.6m 的区域，即1倍纵肋中心距范围。纵桥向对于纵肋-面板细节，略大于轮载分布长度；对于纵肋-横隔板和弧形切口细节，在距离其所在横隔板的前后2.4m 区域。

(2)在局部应力显著区域内，货车每个车轴在纵肋-面板细节产生1个应力峰，一辆货车通行产生的疲劳加载次数等于货车车轴数；货车每个轴组在纵肋-横隔板焊缝和弧形切口细节产生1个应力峰，一辆货车通行产生的疲劳加载次数等于货车轴组数。

(3)跨肋式是纵肋-面板、纵肋-横隔板焊缝和弧形切口构造细节横桥向最不利加载工况，将同时在纵肋-面板、纵肋-横隔板焊缝底部围焊和弧形切口构造细节上产生最大应力幅。

(4)轮载作用下，纵肋-面板焊缝面板侧以面板受纵肋腹板支承的连续梁受力为机理，纵肋侧以纵肋-面板焊缝两侧面板和纵肋的弯矩平衡为机理；纵肋-横隔板焊缝纵肋侧细节以横隔板支承的连续梁支点负弯矩受力为特征；纵肋-横隔板焊缝横隔板细节以位于横隔板腹板上方受压为机理；弧形切口细节以空腹桁架竖杆受压为机理。

本文明确的正交异性钢桥面板结构轮载应力局部范围，表明正交异性钢桥面板疲劳研究不需要考虑货车左、右轮或相邻车道货车并行的叠加效应，能简化正交异性钢桥面板结构的疲劳分析有限元模型和加载。分析的构造细节应力机理，有助于正交异性钢桥面板结构抗疲劳设计。