公铁同层大挑臂钢箱梁正交异性桥面板疲劳特性研究

洪 彧，刘 雨，陈良军，杨仕力，蒲黔辉

(1.西南交通大学土木工程学院,成都 610031; 2.成都大学建筑与土木工程学院,成都 610106)

引言

正交异性钢桥面板(Orthotropic Steel Bridge Deck,OSD)因其轻质高强、适用性广、施工周期短等优点,广泛应用于大跨度公路或铁路桥梁中[1-4]。随着交通运输需求的迅速增长及桥梁建设实力的大幅提升,国内外桥梁不断向着大型化、轻型化方向发展,挑臂钢箱梁斜拉桥便是其中典型代表,如乌苏大桥[5]、港珠澳青州航道桥[6]和崇启大桥[7]等。

近年来,桥梁工程师也提出将公路和铁路同层设置的创新构思,既能满足日益增长的交通量,也能节约桥位资源及建设成本,如临港长江大桥(在建,主跨522 m,闭口钢箱梁宽63.9 m)、金海大桥(在建,主跨340 m,挑臂钢箱梁宽49.6 m)、富翅门公铁两用大桥(在建,主跨338 m,挑臂钢箱梁宽56.5 m)等。与闭口钢箱梁相比,挑臂钢箱梁重量更小,经济性更好,施工更便捷。鉴于此类桥梁常采用OSD结构,因此其疲劳问题仍旧突出,而“大挑臂”构造是否会对OSD的疲劳特性产生影响值得深入探究。

针对大跨度公路、铁路非挑臂钢箱梁OSD疲劳特性,学者们已做了大量研究工作,Fisher和Yuceogle[1]曾对142座钢桥的疲劳裂纹进行调查,发现由于设计构造不合理引起的开裂占45.7%,制造过程中缺陷引起的开裂占49.7%。Yamada等[8]研究发现冲压闭合裂纹的处理方式可以提高公路OSD的疲劳寿命。张清华、崔闯等[9-10]通过足尺模型试验对港珠澳大桥钢箱梁OSD的疲劳特性进行研究,提出了较为准确模拟疲劳裂纹扩展的方法。Cheng等[11]研究了南京大胜关长江大桥纵向T肋、U肋与顶板连接焊缝的疲劳性能,发现了裂纹贯穿板厚之前的疲劳寿命占裂纹扩展寿命的绝大部分。中南大学、西南交通大学、中铁大桥局等[12-14]高校和企业也系统研究了高速铁路钢箱梁OSD的疲劳性能,明确了桥面板厚度、U肋厚度、横隔板切口形状等不同参数对桥面板受力特性的影响,并给出了这些参数的建议取值范围。轮载对钢箱梁OSD疲劳细节应力分布影响方面,国内外也进行了大量试验与研究,结果表明,对于普通闭口钢箱梁OSD,顶板-U肋相关细节的轮载范围横向约3个U肋,纵向约2道横隔板之间;横隔板-U肋相关细节的轮载影响范围横向约2个U肋,纵向约3道横隔板之间。因此,考虑轮迹横向分布的影响计算等效应力幅时,可忽略多车效应[15-17]。

目前针对OSD结构疲劳性能的研究覆盖疲劳细节、开裂机理、寿命评估等诸多方面,但研究对象均是非挑臂钢箱梁OSD。此外,研究表明[18]:超宽闭口钢箱梁OSD疲劳性能沿横桥向差异较大,同类疲劳细节位于不同横向位置时应力状态差异明显。对于挑臂钢箱梁这类宽度大、横梁刚度小的新型正交异性结构,箱梁疲劳性能是否存在横桥向差异尚未可知,且受横隔板形式、悬挑长度等因素影响,轮载横向影响范围可能远不止紧邻的2个U肋。面对钢桥面板开裂痼疾,为进一步深化认识大挑臂钢箱梁OSD结构的疲劳问题,保证其疲劳寿命,并对今后同类型的桥梁设计提供技术参考,基于上述思路,依托重大工程项目金海大桥,研究了大挑臂结构对钢箱梁OSD横桥向疲劳特性的影响。

1 工程背景

金海大桥为世界首座公铁同层多塔斜拉桥,也是目前世界上最宽公铁两用斜拉桥,主桥跨径为(58.5+116+3×340+116+58.5) m,立面如图1所示。桥塔两侧各设13对斜拉索,按双索面扇形布置,桥面纵向索距12 m。斜拉索采用PES7-211～PES7-421型Ⅱ级松弛平行钢丝拉索,配套使用冷铸镦头锚,在塔柱内张拉。主桥的结构体系为刚构+连续梁,即两中塔采用塔梁墩固结,两边塔采用塔梁固结、塔墩分离,梁底设纵向间距为10.4 m的双排支座。

图1 金海大桥立面(单位:m)

该桥采用挑臂钢箱梁结构,标准段宽49.6 m(16.0 m公路+3.0 m分隔带+11.6 m铁路+3.0 m分隔带+16.0 m公路),高4.96 m。中间铁路为复线,两侧钢挑臂承受双向6车道的公路荷载,主梁横断面及车道布置如图2所示。悬挑部分横向长16 m,斜撑跨度10 m,其中横梁纵向间隔3 m,大挑臂间隔6 m。外挑范围共布置4个车道(图2),分别为车道1、2、3及应急车道。桥面采用U形加劲肋结合的正交异性板结构,铺装层厚度为15 cm,包括10 cm钢筋混凝土层及5 cm沥青混凝土层。主梁由内到外U肋编号为1～25肋,顶板厚16 mm,中纵梁厚24 mm,有斜撑处横隔板在车道1、2范围内厚20 mm、车道3范围内厚32 mm、车道4范围内厚16 mm,无斜撑处横隔板厚16 mm,U肋厚8 mm。

图2 主梁横断面(单位:cm)

与常规OSD桥梁相比,该超宽大挑臂钢箱梁OSD有如下特点:①空间结构更加复杂,焊接构造细节繁多;②悬挑长度大,横梁刚度更小,在疲劳荷载作用下横梁整体变形明显;③公铁同层布置,桥面同时承受汽车与列车荷载,荷载情况更加复杂;④大挑臂钢箱梁OSD空腹式横隔结构在既有工程案例和设计规范中鲜有涉及,其受力状况与传统箱形结构大不相同。

2 有限元模型

采用ANSYS软件建立节段模型,纵向长36 m(含13道横隔板),考虑到结构的对称性,横向仅取半幅进行建模,宽24.8 m。钢板采用4节点壳单元SHELL181进行模拟,为精确捕捉疲劳响应,在所关注构造细节采用2 mm等距网格,其余地方采用粗略网格。钢箱梁均采用Q345qD材料,弹性模量为206 GPa,剪切模量为81 GPa。为尽可能模拟实际受力,边界条件如下[18]:①横向对称截面采用对称约束,即约束X向平动自由度和绕Y、Z轴的转动自由度;②两端边界,约束顶底板与U肋Z向平动自由度和绕X、Y轴的转动自由度,约束钢箱腹板Y向平动自由度;③钢锚箱处约束锚垫板的3个平动自由度。主梁节段模型及网格划分如图3所示。

图3 主梁节段模型及网格划分

因考察大挑臂结构对钢箱梁沿横桥向疲劳特性的影响,则重点关注挑臂区,并以公路荷载作为疲劳荷载计算结构受力特性。据JTGD64—2015《公路钢结构桥梁设计规范》[19]第5.5.7条可知,正交异性钢桥面板各疲劳细节对车载不敏感,而仅对轮载敏感,故采用疲劳荷载计算模型Ⅲ标准车的4个车轮荷载(120 kN×4)进行加载。考虑桥面铺装层对荷载分散作用,假设荷载在铺装层内按45°扩散[20],则桥面顶板承受轮载面积为0.5 m×0.9 m。利用ANSYS有限元软件进行纵横向移动车轮荷载步的计算,取横桥向距截面中心线10.05～21.30 m范围(公路荷载作用区域)、纵桥向6.70 m范围进行计算,包括2个横隔板H1(挑臂处)及1个H2横隔板(非挑臂处)。考虑计算效率,横向考虑车轮荷载分别沿3个车道中心线进行加载,纵向以间隔100 mm进行移动,因此每个车道纵向有90个荷载步,轮载移动加载方式如图4所示。

图4 轮载移动加载方式

参考现有OSD研究结果中关注的典型疲劳细节,对大挑臂钢箱梁OSD设置6类应力考查点,如图5所示。原桥OSD箱梁包含2种横隔板,分别为挑臂横隔板H1及非挑臂横隔板H2,疲劳细节采取如下编号规则,字母D、R分别代表顶板(Deck)、纵肋(Rib),H1、H2分别代表两类横隔板,采用数字代表疲劳细节。如DR-1表示顶板-U肋细节1,RH1-4表示U肋-横隔板H1细节4。

图5 大挑臂箱梁的疲劳细节

3 荷载步应力特征分析结果

3.1 应力影响面分析

为探究轮载对大挑臂钢箱梁关键疲劳细节应力状态分布的影响,对箱梁进行单车道加载(图4),并绘制应力影响面,顶板、横隔板与U肋部分细节应力影响面如图6所示,图中横纵坐标分别表示荷载步和加劲肋编号。

图6 疲劳细节应力影响面

由图6可知,各焊接构造细节均表现出较明显的局部受力特性,但同类型疲劳细节位于不同横桥向位置时峰值应力差距较大,表明大挑臂OSD钢箱梁受力存在明显的横桥向差异性,主要是由于较宽的钢箱梁引起横隔板较大的挠度和剪切变形。这种差异也表现出复杂的应力分布,不利于疲劳性能。

有效应力影响面长度或宽度定义为大于峰值应力10%的应力分布范围,在此范围内载荷对细部疲劳应力有显著影响。单车道加载情况下顶板-U类细节(DR-1与DR-2)影响面有效影响范围横向约为2个加劲肋,纵向约为30个荷载步(2道横隔板间距)。这与普通闭口钢箱梁OSD中顶板-U肋细节应力纵横影响范围无太大差距[15]。挑臂处细节RH1-3与RH1-5应力有效影响范围横向约为5个加劲肋,而非挑臂处同类细节RH2-3与RH2-5应力有效影响范围横向可达7个加劲肋。导致无挑臂处横向影响范围更大的原因是该截面较挑臂截面刚度更低。因此,正交异性桥面板整体挠度更大,从而车轮负载被传递到更远的地方。无论有无挑臂,这几处细节纵向有效影响范围均约为60个荷载步(3道横隔板)。可见,这些横隔板-U肋细节影响面相对较大,远超普通闭口钢箱梁OSD同类细节影响范围的横向2个U肋与纵向2道横隔板[15]。

3.2 荷载步应力特征分析

为分析金海大桥钢箱梁在挑臂结构影响下的疲劳受力特性,对比各疲劳细节在不同车道作用下的应力分布情况,并确定最不利荷载位置与最不利细节。

3.2.1 挑臂最不利疲劳细节分析

由图2可知,车道1、2、3范围内U肋编号分别为3～8、9～14、15～20,3个车道单独加载时最不利应力幅及所处关键点位置如表1所示。

表1 每个车道单独加载时各类疲劳细节的最不利应力幅 MPa

由表1可知,纵向对比两类横隔板,细节3处,横隔板H1的Δσ均大于横隔板H2;细节4和5处,横隔板H1的Δσ均小于横隔板H2,表明挑臂引起的横向分力对细节4和细节5有利,对于细节3不利。尤其是细节5,横向分力影响十分明显,车道3单独加载时疲劳细节RH2-5比RH1-5高出85.4%。横向对比各车道处,无论有无挑臂,顶板细节1、2的最不利应力幅基本相同。不过车道1或3单独加载时,3#U肋处横隔板细节RH1-4的Δσ高出18#U肋处同类细节57%,表明大挑臂箱梁不同横向区域存在同类疲劳细节应力状态明显差异。车道1单独加载时,最不利应力幅均大于其他车道单独加载,表明车道1为横向最不利加载位置;且细节3～5最不利应力幅均发生在3#U肋,原因在于3#U肋位于车道1内侧车轮之下,且距离主梁中箱较近,桥面刚度变化明显,导致横隔板及U肋相对变形较大,横隔板变形如图7所示。其中,横隔板开孔侧边细节4较开孔底边细节5更为不利,且最不利应力幅远大于细节5,可见,3#U肋的细节4为全挑臂最不利疲劳细节。

图7 车道1单独加载时横隔板变形示意

3.2.2 箱梁横桥向疲劳特性分析

为探究大挑臂箱梁横桥向疲劳特性差异原因及力学原理,以车道1、2、3同时加载为例,最不利疲劳细节RH-4与同类细节RH-7应力分布如图8所示。

图8 横隔板开孔细节考察点边缘切线方向应力σ1分布

由图8(a)、图8(b)可知,无论有无斜撑,沿U肋对称的两侧横隔板细节应力均处于相反的受压和受拉状态,这对疲劳很不利。车道1范围内横隔板细节的σ1绝对值远高于其他车道,且无论有无挑臂,σ1沿各车道间变化幅度均较大。可以看出,大挑臂箱梁正交异性桥面板各疲劳细节对轮载横向分布位置十分敏感。由图8(c)～图8(f)可知,横梁局部剪切变形不会引起σ1在各车道范围内的明显差异,仅使得σ1在轮载位置附近有一定波动。而横梁整体弯剪变形导致σ1剧烈波动,使得箱梁不同横向区域的同类疲劳细节应力差异明显。

其中,车道3范围内横隔板H2的σ1波动明显强于H1,这是因为H1处车道3位于挑臂和横梁连接处上方,且偏于主梁外侧(图2),则车道3加载时,仅在内侧横梁中产生横向轴力,引起的横隔板整体变形较小,而H2并无斜撑,车道3加载时,荷载产生的弯矩和剪力引起横梁整体变形较大。由此可见,大挑臂箱梁疲劳行为的横向差异主要由横梁整体弯剪变形引起。

3.2.3 邻车道疲劳荷载影响分析

单车道加载时已确定了各类疲劳细节最不利应力幅,且均出现在车道1范围内。为考察相邻车道影响,分别对车道2、3进行单独加载,探究其对车道1范围内相关细节的影响,加载方式与图4相同,结果如表2所示。

表2 邻车道加载效应及其占比

由表2可知,车道2加载对车道1范围内疲劳细节的影响(3.3%～38.4%)远大于车道3(1.1%～12.8%)。横向多车荷载对不同疲劳细节应力状态的影响程度不同,从而大挑臂钢箱梁OSD沿横桥向表现出不同的疲劳特性。对于车道1范围内相关细节而言,相邻车道加载对开孔侧边细节4及开孔底边细节5的影响尤为明显(均超过38%),对其他细节影响相对较小。现行规范JTGD64—2015《公路钢结构桥梁设计规范》[19]中多车道效应系数γ4计算公式如下

γ4=

(1)

式中k——慢车道与主车道数量和;

Nj——每年在j车道行驶的重车辆数;

ηj——对应于车道j中心线处,形成应力幅的内力影响线,取正值。

因此,本桥多车效应系数建议偏安全取值为1.05。

4 结论

通过数值模拟方式对国内首座公铁同层大挑臂钢箱梁斜拉桥正交异性桥面应力横向分布特征进行考察,主要得到以下结论。

(1)相较于普通闭口钢箱梁OSD各细节有效应力影响面的2个U肋和2道横隔板范围,大挑臂钢箱梁顶板—U肋细节影响范围与之差距不大;而挑臂处和非挑臂处横隔板—U肋细节有效应力影响面宽度分别约为5个和7个U肋,长度均约3道横隔板,其值远超普通闭口钢箱梁OSD同类细节。

(2)纵桥向对比,横隔板开孔底边细节5在两类横隔板处表现出不同受力状态,且RH2-5最不利应力幅比RH1-5高出85.4%。横桥向对比各细节,车道1均为最不利加载位置,顶板—U肋细部应力状态不存在横桥向跨区域差异性。但不论纵、横向,横隔板-U肋各细节应力状态均差异明显,同类细节最不利应力幅可高出其他车道57%。因此,大挑臂钢箱梁OSD横隔板—U肋相关细节值得重点关注。

(3)无论有无斜撑,U肋两侧横隔板细节均处于相反的受压和受拉状态,这对疲劳很不利。大挑臂箱梁正交异性桥面板各疲劳细节对轮载横向分布位置十分敏感,不同横向区域的同类疲劳细节应力差异明显。非挑臂处横隔板各细节疲劳应力幅较挑臂处波动更剧烈,无挑臂支撑时,荷载引起的横梁整体变形更大,这也是引起大挑臂箱梁疲劳行为横桥向差异的主要原因。

(4)对于车道1范围内疲劳细节,车道2加载的影响(3.3%～38.4%)远大于车道3(1.1%～12.8%)。其中,3#U肋的横隔板侧边开孔细节4为全挑臂最不利疲劳细节,且邻车道荷载对其应力幅影响尤为明显(超过38%)。因此,多车效应系数不宜按JTGD64—2015《公路钢结构桥梁设计规范》取值1.0,根据重车车流量统计及有限元法计算,本桥多车效应系数建议偏安全取值为1.05。