所属栏目：交通运输论文范文发布时间：2026-02-03浏览量:513
随着我国交通基础设施的快速发展，桥梁作为关键枢纽，其全寿命周期内的服役性能对经济社会高质量发展具有重大影响。对于特大跨桥梁而言，疲劳振动导致的局部损伤问题日益突出。本研究以润扬大桥为原型，围绕在役特大跨桥梁正交异性钢桥面板的疲劳破坏机理和性能演化过程，建立多尺度模型，并进行了原尺寸疲劳振动试验研究。结果揭示了不同轮载工况下正交异性钢桥面板疲劳破坏均发生于U肋外侧的焊脚部位。根据试验破坏模式和疲劳寿命曲线，最不利工况为U肋焊缝上方，该因素对疲劳寿命影响超过30%。本研究结果将对特大跨桥梁的正交异性钢桥面板疲劳设计和评估提供科学依据，支撑了数字孪生模型和疲劳数据库的建立。
关键词
特大跨桥梁;正交异性钢桥面板;高周疲劳试验;最不利工况;服役寿命分析
论文《特大跨桥梁正交异性钢桥面板疲劳性能研究》发表在《河北工业大学学报》，版权归《河北工业大学学报》所有。本文来自网络平台，仅供参考。
0 引言
随着我国现代交通的快速发展，桥梁作为重要的基础设施枢纽，承担着日益重要的运载功能。尤其是在车辆、列车运营引起的疲劳循环荷载作用下，疲劳导致在役桥梁发生性能突变甚至倒塌，造成严重的经济损失和人员伤亡[1]。在桥梁体系中，正交异性钢桥面板(orthotropic steel deck, OSD)是特大跨桥梁中最容易产生疲劳的部位之一[2]。对于特大跨桥梁而言，其自振频率随跨径增大而显著降低，同时车载疲劳频次和幅值随跨径增大而增加，二者已成为影响其全寿命周期安全性的关键因素[3]。尤其在国家“双碳”目标背景下，延长桥梁寿命对国家交通强国建设和资源环境可持续发展具有重大意义。
正交异性钢桥面板是一种由顶板、纵向加劲肋(U肋或梯形肋)和横向支撑构件(横隔板或横梁)组成的复杂构件。其受力特点是顶板与纵向加劲肋形成正交各向异性，因其高承载力、施工便捷性和经济性，逐渐成为大跨度悬索桥和斜拉桥的首选桥面结构形式[4-5]。港珠澳大桥、南沙大桥，以及日本的明石海峡大桥等标志性工程均采用了这样的桥面[6-8]。据不完全统计，全球超过60%的大跨度桥梁采用了正交异性钢桥面板，全球范围内约40%的正交异性钢桥面板在服役15~20年后出现不同程度的疲劳裂纹[9-10]，严重威胁桥梁的安全性和耐久性。
有关正交异性钢桥面板疲劳损伤的研究始于20世纪中叶，早期研究主要集中在桥梁的钢材性能、焊接质量和结构设计等方面[11-14]。近年来，国内外学者围绕钢桥面板疲劳机理和优化设计开展了大量研究。例如：欧洲通过LIFE+项目提出了基于断裂力学的疲劳寿命评估方法[15];日本在明石海峡大桥维护中采用了高频振动监测技术[16-17];中国学者结合数字图像相关和有限元分析，揭示了焊接残余应力对疲劳性能的影响[18-25]。正交异性钢桥面板的疲劳问题受复杂结构形式、动态荷载作用及制造工艺缺陷等因素影响，具体原因包括：1)循环荷载作用下的应力集中效应，正交异性钢桥面板的关键部位(如顶板与U肋焊缝、横隔板开口周边、U肋对接焊缝等)在车辆轮载循环作用下承受高周次交变应力。由于几何不连续(如焊缝、开口、弧形过渡区)，局部应力集中系数显著增大，远高于理论设计值。例如，顶板与U肋双面角焊缝的焊趾位置因几何突变，成为疲劳裂纹萌生部位[26]。2)焊接缺陷与残余应力导致局部强度降低[27-28]。焊接高温引起的残余拉应力(可达材料屈服强度50%~80%)，显著加速疲劳损伤速率。残余应力分布不均也会导致裂纹扩展路径偏离预期。3)环境与材料性能退化，腐蚀环境与疲劳损伤存在耦合效应[29-31]。钢材表面锈蚀会降低截面有效面积并形成微观缺口，导致应力集中系数升高。低温环境下材料韧性下降，裂纹扩展速率加快，进一步削弱结构的抗疲劳性能。根据国外某高速公路中的闭口正交异性钢桥面板的疲劳损伤情况进行统计分析，断裂模式呈现出多样性和不确定性[32]。
然而，OSD疲劳损伤研究领域仍存在以下瓶颈：传统基于规范的设计在疲劳动载的随机性、构造/细节类型、疲劳等级不确定性等方面考虑不足;焊接质量、环境腐蚀、荷载谱特性等多因素的交互影响，现有模型难以量化其耦合效应;对全寿命周期的疲劳退化规律及疲劳寿命缺乏系统性分析。因此，本研究以润扬大桥作为示范工程案例，通过1:1原型正交异性钢桥面板疲劳试验再现其破坏模式，预测并验证其疲劳寿命，结果将对我国在役特大跨桥梁的正交异性钢桥面板的疲劳诊断和加固提供可靠的科研依据。
1 在役正交异性桥面板多尺度建模与分析
1.1 原型结构
本研究以润扬大桥斜拉桥为原型结构。润扬大桥正交异性桥面板病害较为突出的是北汊桥。这是一座双塔三跨连续钢箱梁斜拉桥，全长756.8 m，采用对称布置的跨径组合，中部最大跨径为406 m，两侧边跨跨径均为175.4 m，双向六车道的高速公路，桥塔为空间索面花瓶型混凝土索塔，主梁为全焊扁平流线型封闭钢箱梁，其主体结构及临时匹配件均采用Q345D钢。拉索采用高强度平行钢绞线斜拉索，锚固于钢箱梁腹板侧的斜拉索锚箱上。桥梁整体布置及钢箱梁标准横断面如图1和图2所示。
图1 润扬斜拉桥立面图 Fig.1 Elevation view of Runyang cable-stayed bridge
(注：跨径组合为175.4 m + 406 m + 175.4 m)
图2 润扬斜拉桥钢箱梁标准横断面 Fig.2 Standard cross section details for Runyang bridge deck
(注：总宽37.4 m，顶板宽3 m)
1.2 多尺度有限元建模与应力分析
1.2.1 整桥宏观模型
本节详细介绍在10 m级宏观尺度下建立润扬斜拉桥整体有限元模型的过程，模型包括桥塔、过渡墩、斜拉索、钢桥面板、横隔板，其中：主塔及过渡墩采用Beam单元模拟其空间受力特性，正交异性桥面系(含钢桥面板与横隔板)采用Shell单元进行精细化建模以表征板壳结构的弯曲效应，斜拉索则选用Truss单元模拟其仅承受轴向力的力学特性。通过建立塔底固结边界条件及斜拉索端部铰接约束，精确还原真实的传力路径。各构件的材料参数严格依据设计文件及相关规范进行赋值，在保证计算精度的前提下，对几何构型及截面参数进行了合理的简化处理。通过保留主要受力特征、简化次要构造细节的建模策略，在确保模型整体力学响应真实可靠的基础上，建立了既能反映结构实际受力特性又具有较高计算效率的简化有限元模型。根据桥梁原型参数建立桥塔、过渡墩、主梁、斜拉索预应力部件模型，组合成润扬斜拉桥整体有限元模型，如图3所示。模型总计6032个单元，其中Beam单元342个，Truss单元104个，Shell单元5586个。对整桥结构有限元模型进行静力分析，以得到桥梁在结构恒载作用下的应力分布，判断桥梁最不利部位，静载包括结构自重和桥梁两端压重。
图3 润扬斜拉桥整体有限元模型 Fig.3 Finite element model of Runyang cable-stayed bridge
以跨中点作为坐标原点，主梁顶板顺桥向应力分布图和挠度分布图如图4a)和图4b)所示。由图4可以看出，应力分布和挠度分布都是关于坐标原点的对称曲线，应力最大峰值和挠度最大峰值均位于跨中梁段，在桥塔和过渡墩处呈现小幅度峰值。由于横隔板的影响，应力分布呈细小的波浪线状。在斜拉索预应力和桥梁恒载作用下，中跨有向上的初始挠度，这有利于桥梁在服役过程中承受车辆等竖向活载。
图4 主梁顺桥向应力和挠度分布。a)主梁顺桥向应力分布;b)主梁顺桥向挠度分布 Fig.4 Longitudinal stress and deflection distributions of main bridge girder. a) Stress distribution along longitudinal direction; b) deflection distribution along longtitudinal direction
1.2.2 主梁节段介观模型
根据桥梁整体模型最大应力部位，取主梁跨中长的节段作为研究对象，建立10⁻¹ m级介观尺度的跨中梁段细观有限元模型，包含顶板、底板、横隔板、U型肋的箱型梁段，分析车辆轮载作用在桥梁横向不同位置处时，对正交异性钢桥面板的疲劳破坏位置、疲劳寿命、疲劳裂纹扩展速度的影响，确定正交异性钢桥面板关键部位试验的边界支点。
梁段位于桥梁中跨中部2根斜拉索之间，包含4块横隔板，其中：中间2块相距3.5 m的横隔板(编号HGB-1)厚度为10 mm;端部2块横隔板(编号HGB-2)厚度为12 mm;HGB-1与相邻的HGB-2间的距离为3.75 m，跨中梁段介观模型如图5a)所示。在本节模型中的构件同样采用壳单元模拟，对U肋进行合理简化，顶板U肋设计构造和尺寸及其简化示意图如图5b)所示。将轮载作用在主梁横截面上3个典型位置处视为3种工况，分别为：1)U肋正上方，定义为工况U-1，如图5c);2)U肋与顶板焊缝上方，定义为工况U-2，如图5d);3)2个U肋之间，定义为工况U-3，如图5e)。
图5 跨中梁段介观模型及加载工况。a) 跨中梁段介观模型;b)顶板构造简化;c) 加载工况U-1;d) 加载工况U-2;e) 加载工况U-3 Fig.5 Meso-scale modeling at mid-span and loading cases. a) Mesoscopic model of mid-span beam segment; b) simplified roof structure c) loading condition U-1; d) loading condition U-2; e) loading condition U-3
桥面系构件采用疲劳荷载计算模型Ⅲ单车模型，取单车模型轮压面积(300 mm×200 mm)的一半作为疲劳试验加载面积。3种工况下，横向最大正应力的位置均为顶板-U肋焊缝处。以加载面横向中性轴为路径，加载面中心点为坐标原点，绘制各个工况下的顶板应力分布曲线(图6)，该曲线上应力为0的坐标点位置，考虑作为疲劳试验的支座点。
工况U-1(图6a))下，在距离加载中心约0.65 m处，顶板应力第一次为0，然后在距离加载中心0.95 m及以外区域，顶板应力都等于或接近0;工况U-2(图6b))下，原点处正应力值最大，右侧距原点0.3 m处次之，表明当单个轮载作用在U肋焊缝正上方时，该焊缝最危险，而在横坐标为-1.1 m和0.8 m处，顶板应力为0;工况U-3(图6c))下，距离加载区域最近的2个U肋应力最大，距离加载中心0.65 m和1.25 m处，顶板应力为0。
图6 各工况顶板局部应力分布曲线。a) 工况U-1;b) 工况U-2;c) 工况U-3 Fig.6 Local stress distributions at top-slab subjected to various loading protocols. a) Condition U-1; b) condition U-2; c) condition U-3
1.2.3 正交异性桥面板局部细观模型
结合主梁跨中模型分析结果，取正交异性桥面板的顶板肋局部构件，在10⁻³ m级微观尺度上建立局部关键部位的精细化模型：1)3U肋模型，包括顶板和3个U形加劲肋;2)3U肋-横隔板模型，在3U肋模型的基础上增加一道横隔板、两端短板、底板，单元类型采用实体单元。局部有限元模型如图7所示。
图7 顶板局部细观模型。a) 3U 肋模型;b) 3U 肋-横隔板模型 Fig.7 Mini-scale model of local top-slab. a) 3U-rib model; b) 3U-rib-transverse partition model
对图7a)的3U肋模型施加1 kN静载，对图7b)的3U肋-横隔板模型施加10 kN静载，得到各个工况下3U肋模型顶板底面横向中线应力曲线(图8)和横隔板模型的应力分布云图(图9)。由图8可以看出，对于3U肋模型，3种工况下的应力最大点均在中间U肋的焊缝处，且U肋外侧的顶板焊脚处应力大于U肋内侧顶板焊脚处。对比3种工况的应力最大值，工况U-2的应力值最大，U-3次之，U-1最小。由图9可以看出，对于3U肋-横隔板模型，3种工况下，应力最大区域均为最右侧U肋下横隔板开孔处，这也是横隔板上常出现疲劳裂纹的位置。
图8 3U 肋模型顶板底面横向中线应力曲线。a) 工况U-1;b) 工况U-2;c) 工况U-3 Fig. 8 The transverse centerline stress curve of the top plate bottom surface of the 3U rib model. a) Condition U-1; b) condition U-2; c) condition U-3
图9 3U 肋-横隔板模型应力云图(单位：MPa)。a) 工况U-1;b) 工况U-2;c) 工况U-3 Fig.9 Main stress mapping of top slab with 3U-rib and stiffener (Unit: MPa). a) Condition U-1; b) condition U-2; c) condition U-3
2 正交异性桥面板高周疲劳试验及破坏机理
2.1 加载制度和加载方式
对3个3U肋无横隔板试件进行高周疲劳试验，研究轮载作用在顶板横向3个不同的典型位置处时，U肋和顶板焊缝的疲劳性能。试件详细尺寸(单位：mm)和加载工况如图10所示，其宽度均为300 mm。
图10 试件尺寸和加载工况示意图。a) 试件详细尺寸;b) 工况U-1;c) 工况U-2 ;d) 工况U-3 Fig.10 Sample size and loading condition diagram. a) Detailed dimensions of the specimen; b) condition U-1; c) condition U-2; d) condition U-3
试验使用10 t MTS液压伺服疲劳试验机进行疲劳加载，采取位移控制的加载制度。在对试件施加疲劳荷载前，先进行逐级静力加载，作动器位移以3 mm为一级逐级施加压力，记录每级位移下各个测点的应变数值计算热点应力，根据应力值，将位移幅值确定为3~33 mm。确定位移幅值后进行疲劳动力加载，加载频率为2 Hz，每2万次循环进行一次静力加载，记录测点应变数据。在试件跨中U肋正下方安装位移计，记录跨中位移变化。当顶板沿厚度开裂至80%左右时视为试件破坏。测点布置如图11所示，首先选择3条焊缝作为测量对象，分别编号H1、H2、H3，每条焊缝选择中点和1/4点作为测点，每个测点垂直于焊缝紧密粘贴3个应变片，使用线性外推公式(1)计算测点的热点应变，进而计算热点应力。
[
varepsilon_{hs}=1.67 varepsilon_{0.4t}-0.67 varepsilon_{1.0t} quad(1)
]
式中：(varepsilon_{hs})为热点处应变值;t为测量钢板厚度;(varepsilon_{0.4t})为距离热点0.4t处测点应变值;(varepsilon_{1.0t})为距离热点1.0t处测点应变值。
图11 试件测点布置。a) 焊缝编号;b) 测点和应变片编号 Fig.11 Arrangement of strain gauges. a) Weld seam number; b) number of measuring points and strain gauges
2.2 试验结果
2.2.1 高周疲劳寿命
在3~33 mm的作动器位移下，每种工况的荷载幅值、应力幅值和疲劳寿命如表1所示。由表可以看出，3种工况下的应力下限相差不大，荷载和应力上限差距较大，其中U-2最大，U-3次之，U-1最小，相应的U-1试件疲劳寿命最大。
表1 各工况疲劳试验结果 Tab.1 Fatigue test results under various cases
| 试件编号 | 荷载幅值 /kN | 应力幅值 /MPa | 疲劳寿命 |
| U-1 | 1.15~11.29 | 22~229 | 271000 |
| U-2 | 1.14~12.10 | 21~234 | 202000 |
| U-3 | 1.21~15.53 | 19~258 | 173000 |
各个工况下的荷载上限和应力上限随疲劳寿命的变化曲线如图12所示。可以看出，每条曲线的前2万次循环都有较大程度的下降，因为整个加载装置在疲劳振动荷载的作用下产生震动，相较于初始状态，加载装置状态发生了变化，在2万次循环后，试件出现损伤前，荷载和应力值处于稳定状态。
图12 荷载和应力上限随疲劳寿命变化图。a) 荷载上限变化趋势;b) 应力上限变化趋势 Fig.12 Diagram of load and stress upper limit change with fatigue life. a) Trend of load upper limit variation; b) trend of stress upper limit variation
2.2.2 疲劳裂纹扩展过程
对试验过程中裂纹扩展程度进行标记，各个工况下的最终断裂破坏如图13所示。U-1的裂纹萌生点在焊缝的M点附近，沿着焊趾向顶板两端边缘扩展，直到一端扩展到边缘后，再沿顶板厚度向顶板顶面扩展;U-2的裂纹萌生点在焊缝的S₂点附近处，向两端扩展，且均扩展到了顶板边缘处;U-3的裂纹萌生点也位于焊缝的S₂点附近处，然后快速扩展至M点、S₁点，到达一端的边缘。
图13 各个工况焊缝处疲劳裂纹图。a) 工况U-1;b) 工况U-2;c) 工况U-3 Fig.13 Fatigue crack measurement at welds under various loading conditions. a) Condition U-1; b) condition U-2; c) condition U-3
当试件出现肉眼可见的宏观裂纹后，测量了每次观察裂纹时的裂纹长度，分析疲劳裂纹沿顶板宽度扩展的长度随循环次数的变化，如图14所示。由图可见，U-1的最终裂纹长度小于30 mm，说明仅一端延伸到了顶板边缘，且到达边缘后，裂纹长度变化减缓，且扩展至试件破坏时;U-2的裂纹延伸了整个顶板的宽度，且两端几乎同时到达边缘，然后裂纹沿板厚快速加深;U-3疲劳裂纹也仅一端到达边缘，与U-1不同的是，裂纹延伸至边缘后，裂纹长度不再变化。这是由于其裂纹扩展至顶板边缘时，U-3的裂纹长度比U-1要长，另一端距离板端较近，应力强度因子较小。
图14 疲劳裂纹长度随疲劳寿命变化图 Fig.14 Fatigue crack length versus fatigue life
3 最不利工况分析结果
3.1 各工况构件高周疲劳全寿命分析
根据上述实验结果，本研究提出了特大跨桥梁正交异性桥面板关键部位高周疲劳的全寿命分析方法。如图15所示，对于结构预损伤阶段Ⅰ，裂纹起源点位于桥面板与纵肋焊缝四分点(S₁)与板边缘之间(距离板边缘50 mm)，原因是：该位置在极限应力区的边缘，具有接近峰值的集中应力;与板边缘越近，开裂点受到四周约束作用越小;裂纹从该点萌生后，以很慢速度突破周围材料开裂能量极限，直至裂纹一端抵达板边缘;对于裂纹深度方向，同样以缓慢速度发展，直至裂纹尖端抵达板边缘临界处。这一阶段从结构层次上刚度完好，稳定位移加载循环荷载上限值几乎没有变化。
图15 试件全寿命分析结果 Fig.15 Life cycle analysis results of specimens
高周疲劳继续演化至结构损伤阶段Ⅱ，裂纹尖端以远高于阶段Ⅰ的稳定速度扩展至板边;这一过程导致裂纹深度方向扩展速度明显提升，结构层次方面其整体刚度下降，表现为稳定位移加载循环下荷载上限逐渐降低。裂纹的另一端也以稳定速度扩展，但低于近边缘端扩展速度。最后结构进入高周疲劳失稳阶段Ⅲ，裂纹尖端扩展速度逐渐增大直至失稳。
3.2 最不利工况分析结果
根据表1所得试验结果，不同工况构件在相同位移幅值下的高周疲劳寿命结果不同，对于中心U肋正上方桥面板加载构件U-1，应力幅上限为229 MPa，疲劳寿命也最大，这是由于对称轮压加载方式使得两侧焊缝同等受力，避免了应力集中于一侧，从而延缓了裂纹的产生;而从图16看出，U肋焊缝上方桥面板加载构件U-2在荷载幅上限与U-1相差不到1 kN的情况下，高周疲劳寿命下降了26.8%，原因是此类工况直接加载于桥面板底焊缝处，引起较为严重的焊缝处应力集中。
根据热点应力法，结合此类构件有限元分析数据库，本研究建立了3种工况下特大跨桥梁正交异性桥面板关键部位高周疲劳S(Δσ)-N曲线，如图16所示，图中Δσ为疲劳应力幅值，N为疲劳寿命，彩色直线代表有限元扩展数据，蓝色圆点为U-1和U-3构件，而黑色圆点表示U肋焊缝上方桥面板加载构件U-2，其疲劳性能明显低于另外两者。综上可知，工况U-2即轮载作用在U肋焊缝上方时，桥面板加载为最不利工况。
图16 不同工况加载下高周疲劳S-N 曲线 Fig.16 High-cycle fatigue S-N curve under different loading conditions
4 结论
本文研究了疲劳荷载作用下在役特大跨桥梁正交异性钢桥面板的破坏机理和疲劳寿命演化过程。通过多尺度有限元模型分析和原尺寸疲劳振动试验，分析了典型正交异性桥面板服役期受力性能、疲劳开裂过程、破坏模式及疲劳寿命。对比了不同荷载工况对疲劳性能的影响。结论如下：
1)U肋焊缝正上方的疲劳荷载位置(工况U-2)为最不利工况，其疲劳寿命下降26.8%，U-3工况(U肋内正中间荷载位置)内部产生的应力幅值较U-1工况增加12.7%，但疲劳寿命下降36.4%。表明疲劳设计和评估中应考虑荷载作用点的影响。
2)疲劳荷载作用点在U肋正上方时，裂纹萌生位于焊趾正中间，向顶板两端边缘对称扩展，疲劳破坏过程呈现延性特征较明显。相比而言作用点位于U肋焊缝正上方和U肋之间，非对称现象明显，导致裂纹扩展速率加快。最终破坏模式和开裂程度相似，均为U肋焊缝断裂。
3)根据热点应力法，结合有限元分析数据库，得到了3种工况下特大跨桥梁正交异性桥面板关键部位高周疲劳S(Δσ)-N曲线，肋焊缝上方桥面板加载构件疲劳性能明显低于另外两者，为最不利工况。
未来研究将进一步围绕在役特大跨桥梁疲劳问题，分析横隔板对疲劳性能和断裂模式的影响，提出考虑荷载不利位置的疲劳寿命计算公式，建立正交异性钢桥面板的数字孪生模型和疲劳数据库。
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