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正交各向异性钢桥面板的应力集中
（Stress concentration in steel bridge orthotropic decks）
文献出处：Journal of Constructional Steel Research 61 (2005) 1172–1184
作者：Michegrave;le S. Pfeila,lowast; , Ronaldo C. Battistaa,/Aluiacute;sio J.R. Mergulhatilde;ob
摘要：
正交各向异性钢桥面的结构行为特征是各构件(桥面板、肋和地梁)之间的复杂相互作用，以及结构、路面和车辆轮胎之间的相互作用。桥面构件在典型焊接节点处产生的侧向弯曲应力集中，使桥面构件极易产生交通疲劳裂纹。本文通过对具有梯形闭肋的正交各向异性甲板的数值模拟，采用有限元法和车轮载荷作用下结构的弹性分析，解决了上述问题。利用甲板模型的实验室试验结果对数值模型进行了校正。所获得的数值结果有助于更好地理解细长正交各向异性甲板的复杂结构行为，并着重于甲板肋板焊接连接处的应力分布和应力集中。通过参数分析，确定可能的和合理的几何参数组合，使应力峰值值最低，从而获得最佳的集中焊接接头后续疲劳性能。因此，就疲劳寿命而言，整体输出可以被设计成安全合理的。
关键词:桥梁;正交的甲板;应力集中;疲劳;梯形的肋骨;数值模拟;参数化分析
图1所示。(a)正交各向异性甲板的桥梁钢箱梁;(b)细长梯形肋和甲板板的细部;(c)甲板纵断面，横向焊接接头和拼接
2.导言
由于其纵向刚度和自重低，正交各向异性钢桥面已被用于大跨度钢桥的设计和现有桥梁的桥面更换。在箱梁桥中，正交各向异性桥面是主梁的上翼缘，也是承载交通荷载的桥面。图1所示为典型的箱梁桥正交各向异性桥面，考虑到其结构效率，通常选择具有封闭梯形肋的箱梁桥，其跨径可达5.0 m。肋骨是通过并焊接到楼板上的连续元件。 楼板腹板的切割可以是紧密配合型（完全焊接细节)，也可以包括在肋底部法兰下的楼板腹板上的空隙(部分焊接细节)，通常有一个拉长的椭圆形孔(）。 图1 1
正交的甲板可以很容易交通诱导裂纹,根据相对细长的组件和采用焊接接头的几何细节。在技术文献[1-4]h a ve中报道的许多相关工作指出了在世界许多地方桥梁结构中常用的细长正交各向异性钢桥面焊接程序的几个方面。图2给出了在这些结构中观察到的一些裂缝示例:(a)在Seven桥和Rio-Niteroi桥中观察到的甲板一类腹板之间的半分传统圆角焊接连接的裂缝。5-7]。(b)里奥-尼泰罗伊大桥(Rio-Niteroi bridge)底部法兰和腹板的圆角现场焊接拼接板热点处的裂缝(图2(b))[5-7]。(c)肋与楼板梁连接处的裂缝，肋腹板处的裂缝多为局部焊接细部[3,4]。(d)肋与楼板连接处的裂缝，类似于Rio-Niteroi桥中出现的那种裂缝，即梯形拼接板焊接到楼板腹板、相邻肋腹板和甲板顶板上(图2(d))。
图2所示。在细长正交各向异性甲板上观察到的裂缝。
正交各向异性钢桥面的结构行为特征是其各部件(桥面板、肋和地板梁)之间的复杂相互作用，以及结构、路面和车辆轮胎之间的相互作用。其中一些问题已经通过对具有梯形闭肋的正交各向异性钢甲板的数值模拟，通过有限元方法和对车辆车轮重载下结构的弹性分析得到了解决[5-8]。在这篇论文中，重点是横向弯曲行为和一个焊接细节，这是关键的疲劳裂纹:甲板板和肋腹板之间的连接(图2(a))。局部焊透角焊缝的应力集中受肋腹板局部变形和平面外弯曲的影响较大。用实验结果对应力分析中的数值模型进行了标定。这些结果是通过在COPPE的结构和材料实验室[9]测试的Rio-Niteroi桥实际桥面的原型比例模型(即1:1几何比例系数的模型)上的测量得到的。
研究工作的主要目的是确定观察到的裂纹的主要原因，并开发新的解决方案来加强疲劳裂纹细长钢桥面[7]。采用参数分析的方法，确定了与低应力峰值有关的几何比例，从而提高了焊接接头的疲劳寿命。所获得的数值结果有助于更好地理解细长正交各向异性钢桥面的复杂结构行为，特别是在应力分布和集中焊接连接处的集中方面。因此，就疲劳寿命而言，整体输出可以被设计成安全合理的。
3.数值模拟
图3所示。细长正交各向异性甲板的有限元模型。
图3所示为三面板跨跨地横梁的正交各向异性钢桥面的基本有限元模型，该模型用于重型车辆荷载作用下的结构分析。为Rio-Niteroi桥面的细长延伸，尺寸如下(图1):h = 250 mm, tp= 10 mm, tr= 8 mm, tf= 10 mm, l = 327 mm, h = 1 m a nd l = 5 m。选取了4个节点壳单元，分别考虑了膜单元和板单元的弯曲特性。在施加车轮载荷压力和观察应力的位置，对数值模型作了进一步的修正。车轮负载压力考虑了两种情况:软接触和硬接触，后者模拟轮胎的气刚度[5-7]。所有分析均采用SAP2000程序[10]进行。然后从参数研究中得到精确的数值结果，用于更好地了解钢桥面在交通荷载作用下的行为和敏感性。
4.全尺度模型试验
为了更好地理解当地的横向弯曲应力在肋骨甲板板连接的行为并测试解决方案,进行了一个实验程序，在意个良好的原尺度仪器上进行一个广泛的应变测量（即：里约，尼特罗伊大桥1:1几何模型）。平面尺寸为10米宽10米长的模型表示一个箱梁腹板与相邻悬臂梁之间的桥面部分(见图1(a))，楼板之间有两个跨。该模型是由一个自平衡系统加载的，在该系统中，一辆位于模型顶部的双轴卡车被液压执行机构拉下。4 (a)。通过实车荷载作用，在试验中较好地体现了薄壁钢结构、路面和充气轮胎之间的相互作用。
图4所示。(a)测试装置的横截面，显示荷载w a s a p p l i e d t o the结构模型;(b)在实验室测试期间测量的车轮轮胎接触面积。
前桥和后桥的最大载荷分别为100kn和150kn。测量了轮胎在模型表面的接触面积，以增加载重。与卡车恒载相关的初始区域和附加150kn轴载的最终区域如图4(b)所示。轮胎接触区域下的仪器由几个应变计(见图5(b))、微加速度计和位移传感器组成。在这些测试中使用了大约70个传感器;大多数是应变计。
图5所示。(a)正交各向异性甲板在车轮荷载作用下的局部横向变形;(b)在实验室测试的原型比例模型上的横向弯矩分布和规距位置的详细资料;(c)肋腹板内力的详细情况。
5.横向弯曲行为
气动轮胎、柔性沥青路面和薄壁钢结构之间相互作用产生的横向弯曲应力对轮胎相对于肋腹板的接触面积的横向位置非常敏感。横向弯曲应力也取决于轮胎的半径、硬度和气压，当然，还取决于轮轴载荷的变化。在图5(a)中可以清楚地观察到车轮接触压力对桥面横向变形形状的局部影响，图5(a)显示了卡车后桥位于地梁之间跨中时的数值模型得到的变形形状。这种效应在图6中也可以看到，图6显示了在实际桥梁正交各向异性桥面[7]上进行的实验测量所得到的典型横向弯曲应力响应。该应力历史对应于应变计测量的应变变化，应变计位于靠近甲板连接处(类似于图5(b)中的T18和T22)。这些应变测量是在一辆控制速度(60公里/小时)和重量(190千牛顿)的三轮轴卡车通过过程中进行的。值得注意的是封闭后轮轴的车轮对应力的急剧影响，这可能会引起大的应力变化周期。由于沥青路面的良好条件，这种应力历史表现为准静态的，动态效应可以忽略不计。然而，这些应力对路面的粗糙度、磨损、缺陷和整体几何不规则性也最敏感，这会导致接触面积和施加压力的动态变化，并导致动态加载的放大，从而导致局部应力。
图6所示。典型的横向应力响应在肋骨腹板接近甲板连接，在中跨度的甲板面板，由于三轴卡车通过控制速度(60公里/小时)。
表1中给出的轮胎横向弯曲应力数值计算结果与引用的Rio-Niteroi大桥桥面全尺寸模型试验数据进行了比较。图5(b)所示为应变计位置和轮载位置，以及用数值模型得到的甲板和肋腹板的弯矩图示意图。在实验测量中，对已经提到的一些横向应力非常敏感的因素进行了合理的控制;特别是与轮胎在甲板上接触面积的大小和位置以及轮胎在甲板表面的接触硬度有关的。从表1中可以看出，理论和实验结果之间有很好的相关性。从表1中还可以看出，与传统的软接触仿真相比，硬接触仿真具有更好的相关性。扩大有效接触面积以考虑压力通过沥青路面厚度的影响是一种常用的方法，但不一定正确。更重要的是轮胎与成品甲板表面接触的硬度的影响。
表2中给出的应力值说明了横向弯曲应力对轮胎接触面积变化的敏感性。对数值模型施加相同载荷，得到两个不同接触区域的应力值(见图4(b)):初始区域(20times;20 cm2)和最终区域(20times;33 cm2)。
图7所示。应变测量产生的应力(应变测量位置见图5)
从表2中可以看出，T20、T21和T22处的应力对接触面积的敏感性大于T18和T19处的应力。这个特性,除了轮胎的压力和硬度,很可能解释了应力测量非线性行为在位置T20, T21和T22卡车负载增加,完整的线路图7中所示,我n与准线性增长的压力点T18和T19(图中虚线。7)在相同的条件下。可以看到，高达10kn的载荷，每个车轮的应力变化是线性的。在轮载压力下，肋腹板承受轴向力和平面外弯矩Mras，如图5(c)所示。图8显示了这些内力的变化和合成压力sigma;rat肋骨的web甲板板连接(疲劳裂纹在哪里容易发生),横向轮载荷的位置。如图8(a)所示，当车轮在焊接连接线上直线运行时，单位长度轴力最大。对于这个负载位置,时刻低的压力。图8 (b)和(c)表明结果强调sigma;r由那一刻车轮的横向位置非常敏感负载。从图8(b)中可以看出，在车轮加载的接触区域位置上，横向位移小于肋间距，可以使弯矩从0提高到其最大绝对值。因此，在进行肋板与甲板板焊接连接的疲劳寿命计算时，应考虑车辆偏离车道中心的行驶。
图8所示。V .与车轮荷载横向位置相对应的面内力、面外横向弯矩及与甲板连接肋腹板处的合力变化(见图5(b))。(a)变化的轴向力Fr, (b) v r我先生的弯矩,(c) v r和sigma;r合成压力。
压力sigma;r,在节点的肋骨web和甲板板连接,参数研究的相关几何尺寸。肋腹板间距l恒定(l = 327 mm，见图1)时，肋与甲板板厚度、肋高h分别取不同的值，如表3所示。相关关键车轮荷载的横向位置(见图8 (c)),计算80 kN轴负载。总结数值结果的最大sigma;r参数分析,一个假设是一个团结的横向带宽度的钢甲板均布载荷下的行为,作为横向弯矩而言,就像一个平面框架(由梁由封闭的梯形细胞相互连接)在弹性地基上。在这种假设下，mrr的大小取决于肋骨的相对细长
在假定荷载作用下，甲板与肋腹板的连接力矩与肋腹板的高度成正比。ine q。h是斜肋网的宽度;l等于l1或l2(见图1(a))，其中最大。压力sigma;r可能作为比例因子G和写成
和忽视情商的肋刚度在分母上。(1)sigma;r被表示为
这是在AASHTO中发现的相同的表达式Eq(3) 更加适当Eq(2) 现在可以推测产生应力的最大值是如何随参数变化而变化的3 方程的参数S。 厚度t的各种值的() Pp 和t rr 肋骨高度h的三个不同值（见）。 每对值(t) 表113 Pp t rr )三个sigma;值 rr 对应于h的三个不同值，用(C)所示车轮载荷位置的结构的数值模型计算。 图13 图18 这三组sigma;的值 rr 然后用于跟踪t的各种组合所显示的曲线 图1 9 Pp 和t rr 。首先可以观察到在图9是增加sigma;r t s值的增加,我也可以观察到一个给定的应力水平sigma;r与所涉及的几何参数的实际组合不同。在这方面，可以认为，为了防止疲劳裂纹，需要低应力水平，只有在一定的几何参数的适当选择下才能达到这一条件。通过建立实用合理的板厚极限值(10mmle;tple;16mm;6 mmle;trle;12 mm)，对于肋高(250 mmle;hle;350 mm)，设计本文所集中的类型的细长轻量化钢甲板(i。e。，这一论点可进一步探讨，以得出以下意见:
图9所示。变化最大的合成应力sigma;rwith情商的无因次参数S。(3) f o r不同几何参数组合的tp, trand h。
sigma;r可能只能达到的最低价值,正如所料,为厚甲板板(tp = 16毫米)结合更薄腹板(tr = 8毫米)和最大的肋高度(h = 350毫米)。关于(a)，更薄的腹板(假定tr= 6mm)产生稍高的应力水平，可以通过比较(tp,tr) = (14,10 mm)、(14,8 mm)和(14,6 mm)对的结果推断出这一点。(c)由此可见，结合(a)和(b)的意见，对于选定的甲板板厚，可以使用较薄的腹板，因为增加tr所得不多。这使得结构更轻，安全余量大致相同。(d)sigma;r达到的最高价值,正如所料,薄的甲板板(tp = 10毫米)结合薄腹板(tr = 6毫米)和最小的肋高度(h = 250毫米)。(e)反过来，如果选择考虑的最大肋高度(h = 350毫米)，甲板和肋腹板可采用较薄的板;例如，组合(tp,tr,h) = (12,6,350 mm)，其结果是应力水平与更厚的组合(16,8,250 mm)的应力水平大致相同。需要注意的是，较浓的溶液
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