2024年4月13日发(作者：卢嘉平)
目 录
第 4 章 虎门大桥正交异性钢桥面板疲劳问题研究 ................................................................................. 2
4.1 绪论 .......................................................................................................................................................... 2
4.1.1 正交异性钢桥面板的发展概况 ............................................................................................... 2
4.1.2 正交异性钢桥面板的疲劳细节 ............................................................................................... 9
4.2 虎门大桥疲劳裂纹现状及成因 ............................................................................................................ 18
4.2.1 虎门大桥疲劳裂纹现状 ......................................................................................................... 18
4.2.2 虎门大桥疲劳裂纹的成因分析 ............................................................................................. 22
4.3 正交异性钢桥面板局部应力分析 ........................................................................................................ 28
4.3.1 有限元分析模型 ..................................................................................................................... 28
4.3.2 单轮荷载作用下桥面板应力分布 ......................................................................................... 30
4.3.3 跨中加载时横隔板处应力分析 ............................................................................................. 33
4.3.4 轮压荷载接触面积的影响分析 ............................................................................................. 33
4.3.5 双轴作用下桥面板应力分布 ............................................................................................... 34
4.3.6 结论 ......................................................................................................................................... 35
4.4 正交异性钢桥面疲劳裂纹加固方法研究 ............................................................................................ 36
4.4.1 桥面疲劳裂缝的位置和形式 ................................................................................................. 36
4.4.2桥面疲劳裂纹加固的方法 ...................................................................................................... 37
4.4.3实际加固案例 .......................................................................................................................... 39
4.4.4结论 .......................................................................................................................................... 43
4.5 正交异性钢桥面板构造细节疲劳强度的研究 .................................................................................... 44
4.5.1 概述 ......................................................................................................................................... 44
4.5.2 焊接连接的疲劳评估 ............................................................................................................. 45
5.5.3 欧洲规范3有关疲劳强度规定 ............................................................................................. 47
4.5.4 肋板与桥面板的焊接连接的疲劳试验研究 ......................................................................... 52
4.5.5 肋板与桥面板的焊接连接的试验数据统计分析 ................................................................. 61
4.5.6 结论 ......................................................................................................................................... 65
4.6 小结 ........................................................................................................................................................ 65
参考文献 ....................................................................................................................................................... 66
第 4 章 虎门大桥正交异性钢桥面板疲劳问题研究
4.1 绪论
4.1.1 正交异性钢桥面板的发展概况
由于二战以后，德国钢材短缺，为节省材料，德国工程师建桥时采用了正交异性
钢桥面板。早在1934年，Leonhardt教授就对此类桥面板进行了试验，并开发了相关
的计算分析方法。正交异性钢桥面板采用钢板下设纵横肋，上设铺装层作为桥面，纵
肋有开口和闭口两种形式，如图4.1-1所示。正交异性钢桥面板在现代钢桥中被广泛
应用。
图4.1-1 正交异性钢桥面板示意
1) 正交异性钢桥面板的优点：
正交异性钢桥面板具有：(1) 自重轻，（2）可作为主梁的一部分参与共同受力；
(3) 极限承载力大；（3）适用范围广等优点。在西德当时的桥梁设计中，桥梁设计荷
载采用DIN1072中的60级活载，采用混凝土桥面，桥面自重伟0.5t/m
2
，采用正交异
性钢桥面，桥面自重0.125t/m
2
，因此可以明显地减轻自重，增大跨度。
2) 正交异性钢桥面板的种类和布置形式
在图4.1-1所示的钢桥面板在盖板下沿桥轴方向和垂直方向有加劲肋加劲，沿桥
轴线的加劲肋叫纵肋，垂直桥轴线方向的加劲肋叫横肋或横梁。
钢桥面板的纵肋，有抗扭惯性矩较小的开口截面肋和抗扭刚度较大的闭口截面
肋，见图4.1-2。开口纵肋常见的有平钢板、球头钢板、L型肋、倒T型肋；闭口肋常
个人简历
见的有槽形肋、U形肋、V形肋和Y形肋。
图4.1-2 正交异性钢桥面板纵肋的种类
闭口截面肋和盖板焊接，因为仅有外侧有角焊缝，所以焊接工作量和焊接变形比
开口截面肋小。由于闭口肋的截面抗扭刚度大，与开口纵肋相比，就可以把横肋的间
距做的大些，但是闭口肋在加工制做和受力性能要比开口肋要复杂的多。不同纵肋的
形状对应横肋的间距如表4.1-1
表4.1-1 开口肋及闭口肋的适用跨度
经对相同跨径条件下的纵肋经计算表明，倒梯形纵肋受力及经济性能最为优越。
其细部构造如图4.1-3a示。图4.1-3b为美国new San Francisco Bay bridge 钢梁及自锚
式悬索桥加劲梁的V形加劲肋，常用U形加劲肋的基本参数见表4.1-2。
a
c
A
280mm c=a b=a-2h/4.5 t=6~10mm r>5t a Y a X t 1 t t h 4.5 1 r b e r b A大样 h （a）U肋的一般构造 （b）V肋的构造 图4.1-3 纵肋的详细截面 表4.1-2 常用U形加劲肋参数 肋 a×h×t 320×240×6 320×260×6 324.1×242×8 324.1×262×8 356×297×9 尺寸 (mm) a 320 320 324.1 324.1 356 b 213.3 204.4 216.5 207.7 152 h 260 260 242 262 297 t 6 6 8 8 9 r 40 40 40 40 38 e 88.6 99.1 89.9 100.3 面积 mm 2 4026 4219 5390 5647 质量 kg/m 31.6 33.1 42.3 44.3 惯性矩 Ix (cm 4 ) 2460 3011 3315 4055 大跨度斜拉桥、悬索桥加劲梁的桥面板强度并不控制设计，其刚度则往往成为制 约板厚的主要因素。顶板的板厚一般采用12mm~20mm，其纵向加劲肋普遍采用闭口 U形加劲肋。 表4.1-3 世界主要大跨度桥梁加劲梁及桥面板加劲肋参数 序号 桥名 国家 建成 年代 主跨 加劲梁参数 桥面板 厚(m) 12 14 12 11.4 12 12 12 12 12 14 14 12 12 14~22 16 10~22 加劲肋参数 纵肋(mm) 纵肋间距横隔板间距 (mm) 608 610 618 610 620 600 600 620 605 600 600 620 600 600 620 600 (mm) 4.525 4.48 4.475 4.575 4.0 3.0 4.0 4.0 3.75 3.6 3.22 2.54 3.2 4 3.93 (m) 高(m) 宽(m) 4.5 3.0 3.0 3.0 3.05 3.05 2.2 3.5 3.0 3.0 3.0 3.62 2.7 3.0 22 33.8 28.0 33.0 28.1 28.1 23.7 37.4 38.7 20.6 36.9 36.4 30.6 a×t×h V U V255*6*318 U229*6.4*305 U260*8*320 U250*6*300 U300*6*300 U260*6*320 U220*6*300 U280*6*300 U280*6*300 U260*8*320 U280*6*300 U300*8*300 U356*9*297 U320*8*240 1 2 3 4 5 7 Humber 桥 Bosporus I 桥 Bosporus II 桥 Severn 桥 虎门大桥 Little Belt 桥 英国 土耳其 英国 中国 丹麦 丹麦 日本 日本 中国 中国 中国 中国 中国 美国 日本 法国 1981 1410 1966 1997 1090 988 888 600 土耳其 1973 1074 3.05 22.85 8 Great Belt East桥 9 10 11 12 13 14 15 16 大岛桥 明石海峡大桥 西堠门大桥 润扬长江大桥 西陵桥 江阴桥 苏通桥 金门大桥 1998 1624 560 1998 1991 在建 1650 2005 1490 1996 900 1998 1385 2008 1088 1937 1280 1999 1995 890 856 17 Tatara(多多罗) 18 Normandie 21.20 12~14 U300*7(8)*250 3）正交异性钢桥面板基本构造 一般正交异性钢桥面板，均采用密布的纵肋和分布较疏的横肋来加劲桥面钢板， 所以在组合后的桥面板在两个垂直的方向刚度不同，弹性性能也不相同，把这个特性 看成各向异性(anisotropy)之后，欧美各国便把这种钢桥面板起名为正交异性板 个人简历 (orthogonal- anisotropic plate，简写成orthotropic plate)。 用钢板作桥面板，其厚度和纵肋的间距、加载条件、容许局部挠度等因素有关， 一般不小于10mm，美国AASHTO LFRD（2004）第9.8.3.7条对正交异性钢桥面板的 规定：桥面板的最小厚度不应小于14mm，或肋腹板间距最大值的4％。桥面板上用 50mm以上的沥青铺装、或薄层环氧树脂铺装，或乳胶和橡胶混合铺装等加以防护。 纵肋常采用开口肋和闭口截面构件，如图4.1-2所示。在任何情况下，用它加劲 12mm以上的盖板时纵肋的间距均在300mm左右。桥面板的最小厚度和纵肋间距的 大小取决于纵肋承受的弯矩大小和铺装层的种类等因素。所谓12mm最小厚度和 300mm的纵肋间距是指车道部分和一般的沥青铺装层而言，但是这一尺寸的桥面板在 重型车辆的作用下，易出现疲劳问题。 普通开口肋的尺寸约为10×200mm～25×300mm，这时横肋的间距是1.2~2.5m。 闭口肋的肋壁一般取6mm以上，横肋的间距为2.0~4.0m。在横肋纵设置切口，使纵 肋贯通，见图4.1-4。 A 肋与横梁焊接 B 椭圆形切孔 C 圆形切孔(Haibach cope hole) 图4.1-4 纵肋与横梁间的连接形式 4) 正交异性钢桥面板的力学性能 普通钢桥面板的桥梁，钢桥面板除了有桥面板和桥面系作用之外，还作为主梁的 一部分发挥作用。特别是桥面钢板，既形成纵肋、横肋的翼缘部分，同时又作为主梁 的上翼缘部分共同受力，所以其力学性能十分复杂。在桥梁设计时，一般按三个基本 结构体系对钢桥面板加以研究： 第一体系：将正交异性钢桥面板，主要是盖板和纵肋，看成是桥梁主梁的一个组 成部分，参与桥梁整体受力。 第二体系：是指纵肋、横肋和盖板组成的结构系，盖板被看成纵肋、横肋上翼缘 的一部分。 第三体系：把设置在肋上的盖板看成各项同性的连续板，这个板直接支撑作用于 肋间的车轮荷载，同时把车轮荷载传递到肋上。 在荷载作用下，钢桥面板任何一点的内力可由上述三个基本结构系的内力适当叠 加而近似求出。在第一体系中的正交异性桥面板，因和主梁腹板为刚性连接，能抵抗 水平剪切，所以桥面板成为主梁的一部分而共同受力。这种情况下，钢桥面板的有效 宽度一般与主梁跨度、支撑条件及荷载图示有关，而与板厚无关。均匀布载时的有效 宽度约为主梁跨度的1/3，不论连续梁的跨中或简支梁的支点，有效宽度取值大致相 同。当把有效宽度内的板看作主梁截面中的一部分时，钢桥面板的内力计算即与一般 桥梁的内力计算相同，可以利用影响线求出。因此第一体系中要解决的仅仅是钢桥面 板有效宽度如何确定的问题。 假如撤除钢桥面板和主梁间的水平剪切的连接，就得到了第二体系。这时钢桥面 板只是支撑于主梁上的桥面系结构，它不承受由于主梁作用引起的纵向力，只有桥面 板以上的外力才对它发生影响。 以文献2的计算结果为例，说明正交异性钢桥面板在第一，第二第三体系中的受 力情况。青岛海湾大桥红岛航道桥是正交异性钢桥面板斜拉桥，4跨连续半漂浮体系 独塔双索面竖琴体系，斜拉桥全长360m，桥跨布置为60m+120m+120m+60m。主梁 高3.3m，宽18.5m，采用流线型扁平闭口钢箱梁，箱梁全宽20m，桥面板厚16mm， 铺装层60mm，顶板U肋间距600mm，高280mm，板厚8mm，横隔板厚10mm，间 距3.6m。钢箱梁的标准断面如图4.1-5。 第一体系受力，建立全桥杆系结构模型，计算荷载考虑结构自重，桥面铺装和车 辆荷载，通过空间杆系有限元模型，可以计算出主梁各截面内力。考虑中间截面的剪 力滞系数 1.12 后，中间截面桥面板压应力最大值为66.4MPa。 个人简历 第二基本结构体系(桥面体系)，由纵肋、横肋和桥面板组成的结构。将整个桥面 体系视为弹性体支撑在主梁上,承受桥面车轮荷载,其边界条件为纵梁和横梁。选择箱 梁的最不利节段来计算其内力。钢箱梁采用全梁段板壳单元进行模拟,且在箱梁节段两 端设置横桥向与竖桥向约束。计算荷载包括箱梁自重、桥面铺装和车道荷载,不考虑斜 拉桥整体受力中主梁的轴力、剪力和弯矩的影响。 图4.1-5 青岛海湾大桥红岛航道桥 钢箱梁断面 （单位mm） 图4.1-6 第二体系桥面板正应力 （单位MPa） 从图4.1-6可以看出，第二基本结构体系在荷载作用下，顶板的正应力在中间截 面普遍较大,最大为20MPa，为拉应力；横隔板对顶板正应力的纵向分布影响不明显； 在横隔板与纵隔板或腹板的相交处顶板正应力会增大。且从图4.1-6 中还可以看出， 正应力在横向的分布不均匀也比较明显,在任意一截面处，腹板处及纵隔板处顶板的正 应力比远离腹板和纵隔板的顶板上的正应力要大。 作为第三基本结构体系的桥面顶板被视为弹性体支撑在纵肋和横隔板上的各向 同性连续板,直接承受车轮局部荷载。计算模型纵向取两横隔板之间为2.6m，横桥向 取3个纵向加劲肋，宽度为1.8m。顶板支撑在纵向加劲肋上,纵向加劲肋在其两端简 支。计算荷载有恒载和活载，恒载包括箱梁自重和桥面铺装，活载为车辆荷载。根据 模型尺寸,横桥向能布置一列车轮,纵桥向也仅能布置一列车轮，以0.6m×0.2m 的车轮 作用面积用面力施加于桥面板上。车辆荷载分两种工况：一种是对称作用于纵向加劲 肋上，另一种是作用于两个加劲肋之间。 (a) 车轮横向布置在中间加劲肋上的正应力 (b) 车轮横向布置在两加劲肋之间的正应力 图4.1-7 第三基本体系顶板的正应力 单位:MPa 第三基本体系车轮作用在附近顶板上的正应力如图4.1-7所示。从图4.1-7可以看 出，车轮荷载在顶板上横向布置对顶板纵桥向应力的最大值影响较小。当对称布置时， 最大压应力值为30.5MPa；当布置在两加劲肋之间时，最大压应力值为30.1MPa。 第一、二、三基本体系应力叠加，对3 个体系的结果进行叠加时，一定要考虑叠 加的适用范围。一般而言,在应力不超过材料的屈服极限时叠加可以进行，因而结构在 线弹性范围内，采用3个基本结构体系分析正交异性板时，可采用叠加法。根据以上 原理，将第二、第三体系求出的正应力与第一基本体系的正应力值相叠加，叠加后中 间截面顶板正应力横桥向分布情况如图4.1-8所示。 个人简历 图4.1-8 叠加后顶板正应力沿横桥向的分布 单位:MPa 3个基本受力体系中，第一基本体系主要解决的问题是正交异性板的有效分布宽 度问题，即剪力滞问题,求解出剪力滞系数后，即可按照一般梁桥的内力计算方法对桥 面板的内力进行计算；对于第二基本体系，当荷载相当于设计荷载的情况下，弯曲对 应力的影响可忽略不计，根据一次理论按纯弯构件处理；对于第三基本结构体系，顶 板直接承受轮重，当轮重增大时，弯曲应力进入薄膜应力状态，顶板的承载能力比按 一次弯曲理论求出的计算值大，因此钢桥面板的计算中第三体系应力也可以不计入。 应力叠加法是计算钢桥面板的一种近似的计算方法，将各个体系计算得出的应力叠加 后结果一般偏于保守。 4.1.2 正交异性钢桥面板的疲劳细节 a－沥青层； b－钢桥面板； c－纵肋； d－横梁； e－主梁； f－横向加劲肋 图4.1-9 正交异性钢桥面板的结构 常见的正交异性钢桥面板的基本结构见图4.1-9，此类钢桥面板桥梁在全世界范围 广泛修建，过去的几十年中，随交通流量和车辆轴重的增加，已在桥面板的不同连接 部位发现了疲劳裂纹。虽然正交异性钢桥面板的加工方式和构造不同，会形成不同形 式的疲劳细节，但是归纳起来，主要有以下几种疲劳细节裂缝： (1) 纵肋与桥面板焊接连接 (2) 纵肋拼接连接 (3) 纵肋与横隔板连接 (4) 纵肋与横隔板和桥面板的连接 (5) 横梁或纵梁腹板与桥面板的连接 (6) 桥面板的对接连接 以上几种疲劳细节中，1、4、5、6均可能使桥面板开裂，从而使桥面沥青铺装层龟裂， 危及行车安全；2、3疲劳细节会使纵肋和横隔板开裂，降低桥面板刚度。下面对以上 几种疲劳细节的裂缝成因进行简要的介绍。 1) 肋与桥面板间纵向焊缝的疲劳裂缝 桥面板 肋与桥面板纵向焊缝的 疲劳裂缝 横梁 桥面板 横梁 肋腹板 图4.1-10 肋与桥面板纵向焊接裂缝 图4.1-10显示肋与桥面间纵向焊缝的疲劳裂缝。裂缝的起源在纵向焊缝的焊根， 裂源点可能在纵向焊缝的任意点，在纵肋与横梁的交点除外。在裂缝经过初始阶段后， 裂缝沿焊缝的纵向和横向扩展，如果裂缝穿过U肋腹板，不会造成桥面板整体性和安 全性构成威胁，因为桥面荷载会因桥面刚度变化而产生荷载重分配。如果裂缝扩展不 是沿肋的腹板方向，而是击穿桥面板，会使桥面板因裂缝而产生不平顺，危及行车安 个人简历 全。 裂缝产生的机理：槽形肋的腹板（web of the trough）支撑着桥面板，桥面板实际 上就是一个多支撑的梁，一般支撑间距300mm，在局部车轮作用下引起车轮位置肋间 桥面板变形，临近桥面板反方向变形，这些变形使得U肋的腹板发生弯曲。 由于纵肋截面的刚度有限，因此纵肋是弹性支撑而不是刚性支撑桥面板，支撑的 弹簧刚度取决于横梁的间距，这一弹性特性导致轮载下桥面产生较大的变形，腹板的 弯曲使得桥面与纵肋间的焊缝产生应力，这一应力是桥面板产生裂纹的根源。 焊缝的裂纹除了受铺装层的影响外，最主要的因素受桥面与纵肋间焊缝形式的影 响，裂缝的起源在纵肋腹板内侧与桥面板间的间隙（Kolstein，1996），另外全熔透焊 缝要比单面角焊缝的疲劳性能要好。 2) 纵肋拼接接点的疲劳裂缝 图4.1-11为纵肋拼接接点的疲劳裂缝，这类裂缝通常发生在桥面下纵肋的的横向 拼接焊缝中，或衬垫的焊缝位置。裂缝一般起源于焊根，不会对桥面板的安全构成直 接威胁，这类裂缝在正交异性钢桥面板中比较常见，多为焊接质量不好引起的。 衬垫 裂缝肋壁 裂缝 图4.1-11 纵肋的对接焊接裂缝 裂缝产生的机理：此类裂缝产生的原因主要是车轮荷载下，拼接处焊缝由于纵肋 的弯曲产生较大的应力，加衬垫焊接时，不完全焊透易引起裂缝初始缺陷，使得焊缝 处应力集中程度严重，裂源便产生在这些应力集中的地方。裂缝增长的速度主要依赖 于纵肋对接焊缝的质量。 图4.1-12为纵肋拼接连接的可见裂缝，在裂缝的初始阶段，肉眼是很难看见的， 图中白线标示的一面为重车道车轮荷载正下方。 图4.1-12 纵肋的拼接连接的可见裂缝 3) 肋与横梁连接处的疲劳裂缝 肋与横梁连接处有几种不同的连接形式，早期纵肋不通过横梁，或连续通过横梁， 二者均为与横梁连接一起，横梁没有切孔（cut-off），这是疲劳裂缝发生在U肋拐角 处的焊接连接处，如图4.1-13（a）。目前常用的连接形式为纵肋连续通过横梁，在横 梁上开通过孔(cope holes)，减少应力集中，但是疲劳裂缝多出现在横梁切孔的边缘， 和纵肋与横梁焊接连接处，如图4.1-13(b)。 （a）U肋连续通过横梁并与横梁全焊 （b）U肋连续通过横梁，横梁上有切孔 图4.1-13 纵肋与横梁连接疲劳裂缝 裂缝产生的机理：在早期带有闭合加劲肋设计的桥面板中，肋与横梁是采用角焊 缝对接焊接，裂缝常常出现在焊缝处，后来研究表明，角焊缝的疲劳强度低，在车轮 个人简历 荷载作用下，易发生疲劳裂缝。为增加连接的疲劳强度，采用了全熔透焊缝，但是由 于横梁的刚度较大，纵肋弯曲时焊缝易成为疲劳裂缝的裂源。 后来为了提高连接的强度，采用纵肋连续通过横梁的焊接连接方式，在横梁上开 与纵肋密贴的切孔，采用围焊的形式。虽然这种连接形式的抗弯疲劳强度有所提高， 但是在实际工程中不常用，因为要求纵肋的外形和横梁开口的加工精度较高。特别应 该注意的是加劲肋的扭转效应，刚性较大的横梁可以引起较大应力集中。试验测试表 明，V形肋U肋更适合这种连接方式。 从左向右依次为：密贴型，椭圆切孔，圆形切孔（Haibach 切孔 1983） 图4.1-14 纵肋通过横梁的三种连接方式 更为合适的解决方式，在横梁上纵肋正下方开切孔（cope hole），切孔的形状一 般为椭圆的或梯形的，见图4.1-14，1983年Haibach和Plasil的对切孔的研究结果表 明，U肋下方采用大直径，和U肋连接处采用两个小直径圆的切孔形状是合理的。 4) 纵肋与桥面板和横梁交叉连接处的疲劳裂缝 当纵肋连续的通过横梁时，纵肋腹板、横梁腹板和桥面板相交处的连接是难点， 在纵肋的内部桥面板是没有支撑的，在车轮荷载作用下，连接节点处沿桥横向会产生 较大的应力集中，这一典型节点的疲劳特性以前没有引起重视。荷兰在维修Caland 桥 时进行了足尺寸疲劳测试，试验的结果表明，桥面板在横梁和纵肋交点处的应力 yII 比 横梁间跨中的应力 yI 要大两倍多。见图4.1-15。 a-试验加载 b-测试应力比较 图4.1-15 桥面板顶部的应力测试 为防止纵肋内的桥面板发生变形，在焊接前，将一块板放在U肋内，目前国内外 的一些桥梁中采用了这一施工方式，称为“K板”。采用这一板的主要目的是防止此 处的桥面板由于弯曲开裂。 图4.1-16 U肋内的衬板 世界各地均发现了此类连接处的桥面裂缝，图4.1-17为荷兰的Van Brienenoord 桥桥面裂缝示意和实际裂缝照片。裂缝起源于该连接处焊缝焊根，裂缝击穿桥面板沿 纵肋方向扩展，因为裂缝起源于U肋内部，桥面板下方，常规的肉眼检查中是不能检 查到的。产生裂纹后，会使肋上的桥面板挠度增大，必需及时在桥面开V型坡口后进 行对接焊修补。 个人简历 图4.1-17 实际桥面板裂缝（照片为荷兰的Van Brienenoord 桥） 5) 横梁或纵梁腹板与桥面板连接疲劳裂缝 除了纵肋与桥面板连接外，桥面板还有其他两种连接形式，一种是桥面板和横梁 的焊接连接，一个是桥面板和纵梁的焊接连接，见图4.1-18。横梁一般与桥面板采用 双面角焊缝相连，纵梁与桥面板连接多见于箱梁结构中，一般也采用双面角焊缝与桥 面板相连，几何形式上与横梁连接相似，但是在车轮荷载下的应力影响线有很大差别。 图4.1-18 横梁或纵梁腹板与桥面板连接 横梁和桥面板连接处的应力：1990年Cuninghame对横梁和桥面板连接进行了劲 力试验，得出了连接附近桥面板和横梁腹板的应力影响线，见图4.1-19。 图4.1-19 横梁与桥面板连接点的应力影响线 在车轮荷载通过连接部位时，横联上焊趾承受单个交替的应力循环，桥面板承受 压应力循环，当车轮直接作用在横梁上方时，桥面板应力减小。在钢箱梁中，纵梁的 连接形式和横梁与桥面板连接相同，但是受力特点却不相同，影响线见图4.1-20。 图4.1-20 纵梁腹板与桥面板连接点的应力影响线 个人简历 两种连接形式有两点主要的差别， 纵梁腹板与桥面板连接中，桥面板的应力循环不控制，因此桥面板的焊趾应 力没有横梁焊趾严重。 腹板中的应力是完全拉应力或压应力（取决于车轮荷载作用的位置），而不是 横梁中交替的应力，当考虑残余应力时，情况和横梁的应力基本一致了。 6) 桥面板的对接连接 桥面板一般在工厂预制好，到现场采用自动焊对接焊接。有时采用永久的衬垫， 拼接有时是双向的，纵向和横向。 桥面板的拼接连接直接承受局部车轮荷载的作用，有较高的应力，因此必须有良 好的疲劳强度。因此，现场一般采用全熔透对接焊接。各国规范均就对接焊接的疲劳 强度进行了分级，分为对称节点和不对称节点。 4. 2 虎门大桥疲劳裂纹现状及成因 虎门大桥工程于1997年五月建成通车。虎门大桥的建成通车，跨海连接了虎门、 番禺两地，使东莞成为沟通穗、港以及珠江两岸和深圳、珠海两个特区的交通枢纽。 11年来虎门大桥承受了繁重的交通压力，为广东省经济发展作出突出贡献。 虎门大桥工程由跨越珠江口水面的虎门大桥及其东、西两岸引道和配套工程组 成。全线设6个车道。路线全长15.762km，包括各类桥梁20座(含互通式立交2处)， 总长9.92km，占全线总长的63％。虎门大桥跨径888m的单跨双铰钢箱加劲梁悬索桥， 全宽32m。主缆直径68.7cm，由110束127丝Φ5mm镀锌高强钢丝组成。垂跨比1:10.5， 两主缆中心间距33m。吊索间距12m，吊点用4根Φ52mm金属芯钢丝绳。加劲梁采 用扁平闭口流线型钢箱梁。东塔采用钻孔灌注桩基础，西塔采用分离式扩大基础，塔 柱采用钢筋混凝土多层门型框架。东西两岸均采用重力式锚碇。 图4.2-1 虎门桥总体布置 根据《虎门大桥悬索桥2007年箱体详细检测报告》，共发现多处纵桥向U肋与 顶板间纵向焊缝处严重开裂。此外，还发现在U肋与横隔板板间竖向焊缝有裂纹，横 隔板出现横向或横斜向裂纹以及U肋横向开裂等现象。经分析认为，造成桥面板开裂 等病害的原因可能是途径虎门桥的车辆存在较为严重超载现象，在超重车过大的轴压 长期往复作用下，桥面板局部应力过大发生破坏。 4.2.1 虎门大桥疲劳裂纹现状 虎门大桥钢箱梁在多年超载重车作用下桥面板出现纵向裂缝，检测过程如下： 1）2003年在对大桥铺装整体大修时发现顶板出现2条纵向裂缝。 2）2007年8 月 7日在维修K10+406重车道处顺桥向开裂，裂缝长61cm，桥面 行车道板裂通，裂缝透水渗入箱内。8月15日前后在修复桥面铺装中又发现另2处开 个人简历 裂。9月 3日交通部公路工程检测中心对钢箱梁内完成箱内详细检查工作，发现除桥 面板开裂外，另有横隔板开裂，焊缝开裂多处。 3）2007年9月下旬开始的虎门大桥下游约三千平方桥面铺装维修工作中又陆续 发现27条桥面板纵向裂缝。 4）2008年3月虎门大桥下游最外侧重车道铺装整体打开，发现肉眼可见裂缝78 条。中国船级社采用超声波衍射技术检测两条裂缝出现主要位置共发现潜在裂缝约 160条。 图4.2-2 2008年3月去除下游铺装后进行检测的场景 图4.2-3 船级社采用超声波衍射进行潜在裂缝的检测 经过检测，发现桥面板纵向裂缝主要出现在如下位置： 1）裂缝在横桥向位置主要在车轮所在位置附近。 2）裂缝集中出现在U肋与顶板相接处，如图4.2-3所示。 3）裂缝在顺桥向位置主要在横隔板上方顶板或者嵌补段上方，如图4.2-5所示。 图4.2-4 裂缝在横桥向位置 图4.2-5 裂缝分布平面图 桥面板的纵向裂缝主要特征： 1) 桥面板全部裂缝都为纵向裂缝，且出现位置有较强的规律性。 2) 经超声波检测发现：裂缝发端于U肋与顶板的焊缝焊根处，裂缝从焊根处斜 向上开裂直至裂穿顶面（如图4.2-6）。在检测时发现相当数量未裂穿顶面的潜 在裂缝，经过一段时间的运营相信这些潜在裂缝会最终裂穿顶面形成贯穿缝。 3) 如果未及时进行修补，裂缝会不断扩展，出现较明显的错台（如图4.2-7）或 者末端分叉；同一条焊缝位置的多条裂缝趋向连通（如图4.2-8）；该处桥面铺 装更易破坏，桥面积水多数情况下通过裂缝透入U肋（如图4.2-9），少数情 况下透入箱内（如图4.2-10），造成钢材锈蚀。 个人简历 图4.2-6 裂缝示意图 图4.2-7 裂缝扩展并出现明显错台 图4.2-8 桥面板两条纵向裂缝扩展趋向贯通 图4.2-9 裂缝进水造成U肋内部严重锈蚀 图4.2-10 裂缝进水造成箱内污染 其它相关裂缝主要特征：1) U肋下缘与横隔板间弧形孔开裂。2) U肋嵌补段仰焊 焊缝出现裂缝。 裂缝 图4.2-11 U肋下缘与横隔板间弧形孔开裂 图4.2-12 嵌补段裂缝 根据检测，虎门大桥正交异性钢桥面板经过十年的运营，几种关键细节的疲劳疲 劳裂纹均出现过，其疲劳裂纹的成因是综合的多方面的原因形成的，下面进行分析。 4.2.2 虎门大桥疲劳裂纹的成因分析 1) 虎门大桥过往车辆超载情况较为严重 在超载车调查统计中将车型分成10种，将轴型分成5种，如下两表所示： 表4.2-1 车辆类型及限载表 轴载代码 12 13 122 113 1222 123 126 133 1322 136 车型示意图 表4.2-2 轴载类型及限重表 轴载类型 单轴每侧单轮胎 单轴每侧双轮胎 双联轴每侧单轮胎 双联轴每侧双轮胎 图例 限重值（t） 6 10 10 18 规范值（t） 7 13 28 6 55 5 50 4 40 轴数 2 车辆限载(t) 20 3 30 个人简历 三联轴每侧双轮胎 22 根据在虎门收费站利用便携式称重仪测得数据，具体数据如下所示。 27% 31% 14% 28% 未超重 超载率30％～50％ 超载率小于30％ 超载率大于50％ 图4.2-13 虎门大桥超载情况统计 针对虎门大桥主桥钢箱梁桥面板出现的问题，经过研究认为是在超重车过大的轴 压长期往复作用下造成钢箱梁桥面板出现裂缝。总结调查结果如下： 表4.2-3 轴重超载情况统计表 车轴名称 单轴单胎 单轴双胎 两联轴 三联轴 规定值(t) 6 10 18 22 测定最大值(t) 24.11 52.01 71.45 108.45 单轴重(t) 24.11 52.01 35.73 36.15 计算值(t) 13 13 13 13 荷载倍数 1.855 4.000 2.748 2.781 在对桥面板进行受力分析时发现在每轴车胎作用下桥面钢板局部会出现较大的 应力，这种局部应力主要集中在不大的区域以内（大约在车胎压重范围3倍左右的区 域内）。因此即便是两联轴或者三联轴情况下，每轴下车胎压重造成的局部应力区域 较小、车胎压重造成的应力分布情况相对独立，即对于其他轴和同轴异侧车胎下的应 力分布影响很小。因此影响桥面板应力分布的主要因素是车辆的单轴荷载大小，在上 表中可知，如果单轴荷载采用规范的13t作为分析基准荷载，而实测的最大单轴重52t 已经为基准荷载的4倍之多 2) 薄弱部位分析 1） 横桥向绝大多数裂缝都出现在U肋与顶板相接处。 ➢ 计算也表明该处在轮载作用下也出现最大的应力值；焊接产生的残余应力使得 该处受力情况更加恶劣；高应力幅是该处出现裂缝的前提。 ➢ 该处是焊接的高温热影响区域，材质在焊接施工中被劣化，力学性能指标相对 于其它区域有所降低；焊缝可能存在着缺陷和微裂纹，造成焊缝附近较容易出 现疲劳现象。 ➢ 超声波检测结果也显示在焊根处首先产生疲劳裂纹并逐步向面板顶部方向扩 展最终裂透钢箱梁顶板，并沿着焊缝向纵向发展。 ➢ 检测结果表示绝大多数裂缝横桥向都出现在U肋与顶板相接处。 2） 纵桥向多数裂缝出现在横隔板和嵌补段上方。 ➢ 为了避免出现英国塞文桥出现的U肋与横隔板之间的裂缝，虎门桥采用全桥贯 通的U肋设计，这种设计方法目前仍被广泛采用。这种设计必然要使得U肋在 横隔板上贯穿，从而弱化横隔板的整体性。而虎门桥在U肋里未设置封头板， 横隔板自身又采用拼接方式。因此顶板在横隔板处出现横向约束的不连续，在 U肋间顶板受到横隔板的强约束，而在U肋内部顶板没有受到约束。车轮荷载 作用在这部分桥面板时，会在U肋间和U肋内部产生较大的竖向变形差，从而 产生较大的弯矩和剪力，因此横隔板处的U肋与顶板相接处是桥面板受力方面 的薄弱部位。 ➢ 横隔板处出现多个焊缝：横隔板与U肋腹板的竖向焊缝、U肋与顶板之间的纵向焊缝、 横隔板与顶板之间的横向焊缝。三个方向的焊缝汇于一处（横向焊缝通过过焊孔与） 3) 原有设计的局限性和缺失 ➢ 横隔板间距4m较大。在虎门大桥之后设计的悬索桥如江阴大桥横隔板间距为 3.2m，海沧桥为3.0m，润扬桥为3.2m，阳逻桥为3.2m，都与虎门大桥相比有 明显减小。 ➢ 桥面板厚度12mm偏小。阳逻桥为14mm，黄浦桥为16mm，但是江阴大桥和海沧 桥还都是12mm。 ➢ U肋开口偏大324mm，U肋高度偏小260mm。江阴大桥和海沧桥都是开口300m 高280m。 个人简历 图4.2-14 拼接式的横隔板 ➢ 横隔板采用拼接式，这样会造成受力偏心，且在承受面外往复弯矩时整体性不 好；U肋下圆弧形过焊孔性状不好容易造成该处出现疲劳裂缝。 4) 钢箱梁焊接施工存在的问题。 ➢ 焊缝咬边较明显，外观成型不好。 ➢ 焊缝打磨不够，未形成船形，易出现应力集中。 图4.2-15 焊缝咬边较为明显 图4.2-16 焊缝打磨不够未成船形 5) 焊缝处应力集中的影响 不完全焊透的角焊缝处存在较大的应力集中，易形成疲劳裂缝，如图4.2-17。对 于肋与隔板、肋与桥面板焊接连接应属于横向对接K型焊缝连接，如图4.2-18所示。 当采用不完全熔透焊时，或实际是贴角焊缝时，其疲劳裂纹的根源在焊根，焊根处将 引起复杂的应力集中，使得裂缝常由焊根向桥面扩展，如图4.2-19。根据国外对此部 位的焊接疲劳试验可知，此处的疲劳强度较低，建议采用80MPa（J. Janss 1980） 图4.2-17 角焊缝焊趾处应力集中和疲劳裂缝图 图4.2-18 K型焊缝示意 图4.2-19 肋与隔板和桥面板连接处局部应力和裂缝面 6) 焊接残余应力的影响 由于焊接时在焊接中心产生局部高达1600℃以上的高温，从而在焊件内部产生较 高的温度应力，焊接温度应力较高时会使钢材屈服而发生塑性变形，钢材冷却后将有 残存于焊件内部的应力，称为焊接残余应力，相应的变形成为焊接残余变形。焊接残 余应力是形成各种焊接裂纹的因素之一，焊接残余应力主要分为纵向焊接残余应力和 横向焊接残余应力，如图4.2-20。 （a） 桥面板焊接和裂缝位置示意 个人简历 （b）残余应力分布 图4.2-20 桥面板和U肋焊接处温度场和纵横向残余应力分布图 纵向焊接残余应力：U肋焊接时，焊缝沿纵向（焊缝长度方向）收缩时，将产生 纵向焊接残余应力，焊缝及附近区域内为拉应力，其数值最大时会接近钢材的屈服强 度。 横向焊接残余应力，垂直于焊缝长度方向的焊接残余应力是由焊缝及附近区域， 在焊接时横向塑性变形荷冷却时横向收缩所引起的，横向焊接残余应力的分布比较复 杂，图2.35给出的是从一端向另一段连续焊接的时候横向应力分布，当焊接施工顺序 改变时（如：采用从中间向两边焊接），此分布会发生相应的变化。桥面板和U肋一 般采用部分熔透焊缝连接，如果焊接时不进行特殊处理，桥面板和U肋连接的焊缝无 论在纵桥向和横桥向都存在较大的残余应力。 U肋与桥面板的不完全熔透的焊接连接，其横向残余应力对应桥面板中横桥向的 应力，根据图4.2-20可知在很大的区域内为拉应力。同时，U肋与隔板焊接连接的纵 向残余应力也对应桥面板中横桥向的应力，根据图4.2-20可知在焊缝附近为拉应力。 两种应力叠加，使得U肋与隔板和桥面板连接处存在较大的残余应力。另外，U肋与 隔板和桥面板连接处还存在应力集中，使得此处成为疲劳最敏感部位，疲劳强度较低， 容易发生疲劳破坏。 虎门大桥桥面板中的实际残余应力状态和施工工序和焊接工艺密切相关。目前， 残余应力的精确计算比较困难。实际的残余应力可以通过试验的方法进行测定。 4. 3 正交异性钢桥面板局部应力分析 正交异性钢桥面板在现代钢桥中被广泛才用，我国大跨度桥梁如虎门大桥、江阴 长江大桥、南京长江二桥、润扬长江大桥、苏通长江大桥、杭州湾大桥等均采用正交 异性钢桥面板。然而在车辆局部荷载作用下，正交异性钢桥面板受力复杂，各焊接细 节易出现疲劳问题，并且随着交通流量的增加，特别是重型车辆和超重车辆的增加， 正交异性钢桥面板的疲劳损伤问题更加突出。正交异性钢桥面板在车轮局部荷载下， 桥面板局部横向弯曲，使得在焊接连接处产生较高的应力集中，很多研究者都对此进 行了研究，但是没有明确应力集中的程度。 本文以我国虎门大桥悬索桥为原型，采用空间有限元模型，研究在当前设计规范 规定的车辆荷载作用下，桥面板的应力分布情况。该桥桥面板厚12mm，下设槽形闭 口肋，肋高262mm，肋上口宽316mm，肋下部宽201mm，肋间距304mm，横隔板间 距4m。 文中采用板壳有限元模拟正交异性钢桥面板，分析重车后轴在横桥向和纵桥向不 同位置时桥面板的应力集中情况，可以为精确的评价桥面板焊接细节的疲劳性能做准 备。 70 mm 的沥青混凝土铺装层 （a）虎门大桥 图4.3-1加劲梁及正交异性桥面板构造(单位：mm) 4.3.1 有限元分析模型 个人简历 选用大型有限元ANSYS建模，分析中采用板壳单元SHELL63模拟正交异性钢 桥面板各部分，SHELL63单元有4个节点，每个节点有6个自由度，既能体现桥面 板的弯曲应力特性，又能体现结构的薄膜应力，符合钢桥面板的应力特征和几何特性。 由于我国公路桥梁设计规范中，没有专门的疲劳设计荷载，在本文有限元计算中， 车轮局部荷载暂按照《公路桥梁设计通用规范》(JTG60-2004)的强度设计荷载进行分 析，如图4.3-2所示。 3t12t12t14t14t 3 0.3 1 1.4 12.8 71.4 0 . 2 0 . 5 31.4 12.8 71.4 1 . 8 图4.3-2 公路车辆标准荷载（单位：m） 计算中将标准车辆的后轴直接加在桥面板上，中、后轮与桥面板的接触面积为200 ×600mm，经桥面70mm铺装层扩散后的接触面积为340×740mm。本文分析中未计 车辆作用时的冲击系数。 在进行有限元分析时，分别建立了整体和局部有限元模型，如图4.3-3所示。经 计算可以发现在车轮作用下桥面钢板局部会出现较大的应力，且这种局部应力主要集 中在较小的区域以内（约在2～3个U肋的范围内），各处轮压造成的应力分布情况 相对独立，应力分布影响范围很小。 图4.3-3 整体箱梁和局部桥面有限元模型 局部桥面板模型为5U肋5跨（含6个横隔板）。模型长20米，宽3.1米。横隔 板底部施加固端约束。采用图2所示的车辆荷载的后轮单独作用，荷载作用在U肋上 部，并分别作用在跨中和横隔板处，轮压作用面积为740×340 mm2作为代表性工况 进行比较，见表4.3-1。可见整体箱梁模型和局部桥面模型所得的应力相差很小，因此 分析单轮荷载作用桥面板时，采用局部桥面板的有限元进行计算，既可以节约计算资 源也可获得足够的精度。 表4.3-1 跨中加载桥面上表面应力（MPa） 应力 跨中处 x z M 横隔板处 x z M 整体 51.1 0.7 51.4 -5.9 8.4 12.6 局部 50.4 0.4 50.6 -4.6 9.8 12.8 注： x -横桥向应力； z -纵桥向应力； M -von Mises应力 4.3.2 单轮荷载作用下桥面板应力分布 个人简历 图4.3-4 纵桥向和横桥向加载工况（单位：mm） 为了全面考察桥面板在车辆荷载作用下的应力状态，对多种荷载工况进行了分 析。纵桥向：轮荷载作用在跨中和横隔板；横桥向：分为骑在U肋上，在U肋上和 在U肋间三种工况（图4.3-4）。下面按不同的工况分析桥面板的应力集中情况，考 虑桥面板扩散作用，车轮荷载按70kN考虑，轮压作用面积为740×340 m㎡。 横桥向按骑U肋、U肋上和U肋间三种工况进行分析，分别给出桥面板上下表 面的应力集中情况。由于横桥向应力是桥面板疲劳开裂的主要因素，所以主要分析桥 面板横桥向应力。纵桥向考虑荷载位于横隔板上方时见图4.3-5；荷载位于U肋跨中 上方时见图4.3-6。(top－桥面板上表面；bot－桥面板下表面；正为拉，负为压)。 (a) 骑U肋加载(Riding-rib wall loading) b）U上肋加载(Over-rib loading) (c) U肋间加载(In-between-ribs loading) 图4.3-5 横隔板处加载 桥面板的横向应力分布 (a) 骑U肋加载(Riding-rib wall loading) （b）U上肋加载(Over-rib loading) (c) U肋间加载(In-between-ribs loading) 图4.3-6 跨中加载 跨中桥面板的横向应力分布 根据图4.3-5和图4.3-6桥面板的应力分布状况可知： 1）单轮加载时，轮压的影响范围较小。轮压在车轮作用范围内，横向应力显著大于 其它地方。横隔板处加载，影响范围为2个U肋；跨中加载影响范围3个U肋。 个人简历 2）U肋与桥面板连接处应力集中现象严重，在轮压作用范围内的U肋与桥面板连接 处的应力变化非常陡峭，表明U肋与桥面板连接处存在应力集中现象。 3）在轮压荷载作用范围内的U肋与桥面板连接处桥面板底部受压顶部受拉，而在肋 间的桥面板底部受拉顶部受压。 4）骑U肋为最不利工况，U肋与桥面板连接处最大压应力分别为55MPa和63MPa。 虽然为压应力，但是此处不仅有初始缺陷，而且有焊接残余应力，易于产生裂缝。 4.3.3 跨中加载时横隔板处应力分析 如图4.3-7给出了在跨中加载时在横隔板上方产生纵桥向和横桥向应力的分布情 况。可以看出：跨中U肋上加载时，在横隔板处的产生一定程度（最大约10MPa） 的横桥向应力和纵桥向应力。在轮压荷载范围内U肋与桥面板连接处的横向和纵向应 力显著大于其它位置，且桥面板下表面产生的横向应力大于上表面，而纵向应力则小 于上表面。 (a) 纵向应力分布 (b) 横向应力分布 图4.3-7 跨中加载 横隔板处桥面板的应力分布 4.3.4 轮压荷载接触面积的影响分析 当桥面出现裂缝时，桥面铺装层也会出现龟裂，导致铺装层的应力扩散效果减小 甚至消失，使钢桥面板直接承受车辆荷载作用。为了考察轮压接触面积对桥面板应力 的影响，接触面积分别按740×340mm 2 和600×200mm 2 两种情况，以最不利工况骑U 肋为例，分析在横隔板加载和跨中加时桥面板下表面的横向应力，见图4.3-8。 (a) 横隔板加载(Action of diaphragm) (b) U肋跨中加载(Action of rib midspan) 图4.3-8 轮压接触面积的影响 通过比较桥面板的横向应力分布可知： 1）轮压接触面积减小，桥面板局部应力幅值会增大，跨中加载时增大近50MPa。 2）轮压接触面积减小，使得肋与桥面板连接处的应力集中现象更为严重。 4.3.5 双轴作用下桥面板应力分布 55吨重车共包括5个轴，后面两个轴间距仅1.4m，约为2个U肋的间距，可能 同时对桥面产生影响。以下以骑U肋加载工况为例，考察双轴作用下桥面板横向应力 在U肋与桥面板连接位置沿纵桥向的分布（下表面）。加载工况为：隔板对称加载、 一轮隔板加载、跨中对称加载三种，如图4.3-9所示。 1.4m 隔板对称布载 一轮在隔板上 跨中对称布载 4m4m 4m 图4.3-9 三种双轴加载工况示意 个人简历 (a) 双轴和单轴加载比较) (b) 双轴加载比较 图4.3-10 双轴加载桥面板横向应力分布 双轴加载时肋与桥面板连接处的横向应力分布见图4.3-10，通过比较可知： 1) 一个轮轴恰好作用在横隔板上时，桥面板受力最为不利，其横向应力最大。 2）横向应力较大的地方也出现在加载位置附近，其它地方的横向应力较小。 3）双轴作用下桥面板的横向应力要大于单轴作用产生的横向应力。 4.3.6 结论 以虎门大桥为研究对象，建立了正交异性钢桥面板的三维板壳有限元模型，分析 了车轮局部荷载下桥面板的应力集中现象，通过分析可知： 1）局部轮压荷载影响范围较小，横桥向根据不同的加载位置，影响范围2～3个U 肋范围；纵桥向仅在轮压部位产生较大的应力集中。 2) 横桥向加载时，骑U肋加载为最不利工况，骑U肋加载在桥面板和U肋焊接处 产生的横桥向应力最大。 3) 车轮局部荷载作用下，在桥面板和U肋焊接处附近的应力变化显著，表明U肋 与桥面板连接处存在的应力集中效应。 4) 随着铺装层破坏，车轮受压面积的减小，在同样大小的荷载作用下桥面板局部 应力幅值增大。 5) 双轴作用下桥面板的横向应力要大于单轴作用产生的横向应力。双轴中一轮恰 好位于横隔板上方时，此处肋与桥面连接产生的横向应力最大。 通过对车轮局部荷载作用下正交异性钢桥面板的应力分析，为进一步分析其疲劳 开裂问题打下基础。 4. 4 正交异性钢桥面疲劳裂纹加固方法研究 正交异性钢桥面板目前被广泛用于大跨度钢桥中，但是随着交通流量增大和车辆 轴重增加，全世界范围内都出现正交异性钢桥面板疲劳开裂问题。最早出现疲劳裂纹 的是英国的Seven桥 [1] ，1966年建成通车，1971年和1977年就发现了疲劳裂缝。在 日本、美国、法国、荷兰、巴西等世界各国都发现了钢桥疲劳开裂问题。 我国自上世纪90年代以来，大跨度及超大跨度钢桥广泛修建，如苏通长江大桥 (1088m)、南京长江三桥(648m)、舟山西堠门大桥(1650m)，润扬长江大桥(1490)、江 阴长江大桥(1385m)、虎门大桥(888m)等均采用正交异性钢桥面板。在铁路钢桥建设 中，也逐渐采用正交异性钢桥面板系，如京沪高速铁路天兴洲大桥，大胜关长江大桥 等。在这些桥梁建设之前，就列专项课题对正交异性桥面板进行疲劳试验研究，如苏 通长江大桥就专门对正交异性钢桥面板关键构造细节进行了疲劳试验，得出在现有工 艺条件下构造细节的疲劳强度。但是随着交通量增大和轴重增大，我国钢桥正交异性 桥面板的疲劳问题也会日益突出。 4.4.1 桥面疲劳裂缝的位置和形式 正交异性钢桥面板出现疲劳裂纹的机理比较复杂，但普遍认为有以下几个方面原 因形成的：1）交通流量逐年增大，重载车辆所占比重较大并且超载严重；2）在车轮 的反复作用，各种焊接细节的应力影响线短，一辆车经过时可能形成多次应力循环； 3）桥面板构造中应力分布复杂，各焊接细节的应力集中比较严重，远远超过了其应 有的疲劳强度。 根据大量的疲劳开裂实例和细节疲劳试验可知，正交异性钢桥面板疲劳裂缝主要 出现在重载车道附近，主要有两类焊接细节的疲劳裂纹：1）纵肋与桥面板的焊接连 接；2）横梁（横隔板）与桥面的焊接连接处。 图4.4-1 肋与桥面板连接处的疲劳裂缝 个人简历 图4.4-1显示了桥面与纵肋焊缝连接的可能裂缝形式。桥面疲劳裂缝可以发生在 焊缝趾部，如裂缝1和裂缝3分别击穿桥面板和肋壁；也可发生在焊缝根部，如裂缝 2和裂缝4分别击穿桥面板和焊缝。影响开裂面位置是加载的位置，焊缝的质量和有 效厚度t等因素。裂缝4可以采用加大焊缝厚度来避免。桥面裂纹可引起桥面铺装层 开裂失效，使桥面板直接承受车轮的冲击，增大桥面板的弯曲应力，加剧裂缝的扩展。 4.4.2桥面疲劳裂纹加固的方法 1) 疲劳裂纹加固的技术要求 由于每座桥梁的重要性不同，出现疲劳裂纹时的使用年限不同，对修复后的预期 使用寿命要求不同，因此修复的原则和方法也有差异。一般来说，总选择最为经济和 有效的加固方法。加固主要是从桥面板的使用寿命、安全性耐久性、受力性能、所需 时间、交通组织和加固维修费用等方面综合考虑。因此维修加固要求如下：（1）总体 要求：既有桥面尽可能不被破坏，加固方案要满足现有规范；（2）寿命延长和耐久性 要求：要求尽可能增加桥面板的刚度，降低关键焊接细节的应力幅；（3）受力性能要 求：维修引起的额外附加重量要尽可能小，使加固后桥梁各部分受力满足既有规范的 要求；（4）安全性要求：桥面抗滑性要满足要求，桥面尽可能平直；（5）可行性和交 通分流要求：加固所需的时间尽可能短，减少道路封闭的时间。 2) 局部桥面疲劳裂纹维修加固 对于已经击穿桥面板的疲劳裂纹，可以用简单的方法进行维修，提高连接部位的 强度。如果桥面裂缝单一，不长不宽、没有不平整的边缘，可以采用下列方式进行维 修：(1) 除去裂缝上方的铺装层；(2)确定裂缝长度，将裂缝加工成船型；(3)用全熔透 对接焊重新焊接，打磨焊缝使之与两侧齐平；(4) 重新检测并恢复桥面铺装。如图4-2 所示。这种修复裂缝的方法，并没有减少该处连接所受的弯曲应力，但是将产生裂纹 的初始缺陷消除了。 图4.4-2 桥面疲劳裂纹的简易加固方法 3) 桥面疲劳裂纹加固的方法 对于桥面发生较多的疲劳裂纹，对每条裂缝都进行上述方法进行修补，修补工作 量大，而且对桥面的受力性能没有得到根本的改善，没有降低使用状态下桥面焊接细 节的应力幅。如何进行大面积加固，人们进行了很多方法进行尝试。根据总的加固原 则，加固方案主要从几种关键的技术条件进行考虑：（1）旧桥面是否更替，传统的正 交异性钢桥面板上铺50mm厚的粘性沥青层；（2）既有裂缝是否进行修补，裂缝修补 后再进行加固，会使桥面板的寿命增大；（3）材料选择，一般为混凝土、钢材、压型 铝板，纤维混凝土塑料等；（4）结构形式：板式、压型板材、浇注层、夹层板(Sandwich Plate System )等；（5）连接方式：粘结连接和螺栓连接。（5）受力方式：无相互作用、 部分相互作用和完全相互作用。 目前应用较多的为高性能混凝土重做铺装层法[8]，在荷兰、巴西、日本已经有成 功的应用。预制夹层板法目前在德国也正在进行试验研究，他是采用两层钢板中间加 一层橡胶的做法，见图4.4-3。 图 4.4-3 夹层板系统(SPS)，1-钢板，2-橡胶层 下面介绍几种可行的维修方法。图4.4-4为6种加固方法，表4.4-1和表4.4-2分 别对这六种加固方法进行技术指标和优劣比较。 个人简历 图4.4-4 正交异性钢桥面板疲劳裂纹加固方法 表4.4-1 正交异性钢桥面板加固方法比较 技术参数 加固方式 (a) 高性能混凝土 (b) 压型铝板加固 (c) 压型钢板加固 (d) 二层钢板加固 (e) 预制夹层板加固 (f) 肋内填充混凝土 除去 除去 除去 除去 除去 不除去 不修补 不修补 不修补 不修补 不修补 不修补 混凝土 铝板 钢板 钢板 预制板 混凝土 旧桥面 既有裂缝 材料 结构形 式 浇注层 板式 板式 板式 板式 浇注 连接方式 粘结 粘结/螺栓 粘结/螺栓 粘结 粘结 粘结 受力方式 完全组合 部分组合 部分组合 完全组合 完全组合 部分组合 备注 SPS 在重车道下 表4.4-2 正交异性钢桥面板加固方法优缺点比较 加固方式 (a) 高性能混凝土组合桥面 优点 对桥面不平顺不敏感；显著增加桥 面刚度；较为理想的加固方法。 缺点 混凝土易开裂； (b) 压型铝板加固 (c) 压型钢板加固 (d) 二层钢板加固 (e) 预制夹层板加固 (f) 肋内填充混凝土 铝和钢的温度膨胀系数不同；二者的电腐蚀性不 可用于局部加固，重车道的横梁处； 同；钢梁防腐问题；粘结层的寿命有限并且缺少 减少桥面板的应力； 经验。 可用于局部加固，重车道的横梁处；连接缺少经验；粘结层是不连续的；桥面不平顺 减少桥面板的应力； 误差影响大。 桥面附加高度小；桥面不平影响小； 缺少粘结经验，粘结层寿命有限。 预制板的疲劳和耐久性要求高；缺少粘结经验； 夹层板可以预制； 预制板不一定适合桥面不平顺； 在桥面下进行加固；减少交通分流； 肋间桥面没有加固；很难保证桥面和混凝土密贴； 4.4.3实际加固案例 1) 英国Severn桥加固 1966年通车的英国Severn桥渡，包括中跨988m的Severn悬索桥，中跨234.7m 的Wye斜拉桥，和跨度61.7~64.0m的连续梁，其中钢梁全部采用正交异性钢桥面板 的单室单箱截面梁。 在肋与桥面连接处原采用角焊缝，焊脚长度6mm，通车11年后发现此处有裂纹。 按原构件制成疲劳试件，试验结果表明其抗力为F级（BS5400规范）。若将现有角焊 缝铣去，在纵肋壁开坡口，用多趟仰焊，让角焊缝焊脚达9mm，有效厚度（喉深）达 7.5mm，则所得构造的疲劳抗力能越过D级，可满足要求。 按上述方法进行加固时采用了专门的设备，如图4.4-5所示。在箱梁内底板上架 设门架，其立柱的长度可用汽缸调节，在门架上设置轨道，轨道上安装载有机具的跑 车，让机具通过可调节的球面支撑抵紧桥面板和纵肋，而铣削深度都是以相对桥面板 和纵肋来决定。这套设备在实验室和实桥中反复调试并修改后，用于Severn桥渡的加 固中。其铣削的速度是20mm/min，对每一长为4.57m的纵肋，需要40个工时。 图4.4-5 英国Severn桥桥面与肋的板焊缝加固 2) 日本Maihama桥加固 日本首都高速公路上的Maihama桥，为正交异性桥面板钢箱梁，于1978年通车 运营，日交通量为80000辆，大型卡车占15％，目前在重车道发现很多桥面疲劳裂缝。 在进行桥面加固之前，选取了三种加固方法进行足尺寸试件，在实际车辆作用下 试验。（1）直接粘12mm厚的第二层钢板（方法d），主要用于开裂区的临时修补；（2） 上铺钢纤维混凝土，直接形成组合桥面系统（方法a），该法能明显降低桥面板应力， 2004年用于加固Yokohama海湾大桥；（3）U肋内填充轻质混凝土（方法f），这种方 法的加固效果仅体现在U肋内填充混凝土的区域，其它部分的应力反而增加。 疲劳试验时，专门加工了串连式两橡胶轮小车，车轮间距为1.4m，前后往复移动 3m，每对轮的竖向力为69kN，相当于后轮为350kN级卡车。在原始桥面进行疲劳试 验，试验车往复循环 1.4510 次，即桥面经过 5.810 循环后，桥面出现疲劳裂纹。 66 个人简历 6 0.510 经过超声波检测，在次就出现了初始裂纹，裂纹逐渐扩展最后击穿桥面。当 桥面裂纹长130mm时，根部裂纹长度530mm。试验表明，裂纹在击穿桥面板之前， 要经过很长时间的扩展，但是击穿桥面板后，沿桥纵向扩展很快。但是桥面加上钢纤 维混凝土铺装后，肋与桥面板焊缝附近的应力降低明显，U肋外侧从136MPa降到 11MPa，U肋内侧从50MPa降到10MPa，在桥面经过 4.410 次循环后仍没有出现疲 劳裂纹。 3) 荷兰正交异性钢桥面板加固 荷兰最早进行试验研究是针对1990通车的Van Brienenoord开启桥，桥面仅有 5mm的环氧沥青层，1997年发现桥面裂纹，裂纹主要集中在重车道，横梁、U肋与 桥面的相交处。为此，1998年荷兰交通部开展了“钢桥面板疲劳问题研究”，对荷兰 80多座固定和移动钢桥桥面的疲劳机理进行分析，研究了实际有效的加固方案。在比 较加固方案试验中，对加固方案(a)、(d)、(f)进行了比较，结果发现，以轻质高性能混 凝土桥面，可以显著的降低桥面板的应力，桥面应力可从124MPa降到28MPa。根据 试验对两车道的Caland 桥进行了加固，根据寿命估算，加固后桥梁寿命会增加40年。 Caland桥加固的基本过程如下：除去5cm的旧沥青层，表面进行喷砂处理，对重 车道肋与桥面板的焊缝进行检查（超声波检测），如需要修补，可采用埋弧焊进行修 补，再进行喷砂处理。在其上铺设2mm厚的环氧粘结层，并喷洒3~6mm的铝土颗粒， 使混凝土和钢材之间能更好的粘结。在粘结层上铺设50×100mm的直径8mm的钢筋 网，浇注总厚度为50mm的高性能钢纤维混凝土（纤维含量为70kg/m3），最小厚度 不小于10mm。 6 (a)荷兰的Caland桥 (b) Caland桥桥面加固施工 (c) 混凝土桥面铺装分层示意 图4.4-6 荷兰Caland桥正交异性钢桥面板加固 为了使混凝土层与环氧铝土层更好的粘结，重要的方法是要有足够的压实能量， 试验表明60Hz的振动压实机即可满足要求，要求通车前混凝土层的抗压强度达到 50MPa，并且注意养护，使表面平整但是抗滑度要达到要求。 4) 巴西Rio-Niteroi 桥加固 该桥为矩形钢箱梁，正交异性钢桥面板(图4.4-7)，双向4车道，于1974年通车， 在通车后的15年中，交通量增加了8.7%，比设计估计量增大了1.5%，并且仅几年重 型卡车明显增多。随着桥面疲劳裂纹的增多，2001下半年至2002年初对桥面板进行 加固，采用带有剪力钉混凝土组合桥面的方法，加固采用分车道加固，不中断交通的 情况下进行的。加固后进行的实测表明效果良好。 图4.4-7 巴西Rio-Niteroi 桥正交异性钢桥面板 5) 丹麦的Farø桥 丹麦的Farø桥修建于1980～1985年，在Farø岛两侧的桥梁，主要为跨度80m 的钢箱梁桥，箱梁采用梯形断面，双向4车道，桥面宽19.6m，梁高3.5m(图4.4-8)。 从1990～2004年，日交通量从12000辆增加到19000辆，并且重车的增加量很大， 因此桥面发生裂纹，因此对疲劳裂纹的加固方式进出了研究，拟采用粘结的方式用混 凝土铺装代替原桥面。原设计桥面重1.21kN/㎡,加固后桥面重1.76kN/㎡，增加0.55kN/ ㎡，相应于Farø桥恒载8.6kN/㎡增加约6.5％。 图4.4-8 丹麦Farø桥正交异性钢桥面板及加固方案 个人简历 6) 日本阪神高速公路桥梁 日本阪神高速公路，90％的路段采用高架桥，其中有1347跨为正交异性钢桥面， 2007年3月的检查中发现142跨中有疲劳裂纹，主要原因为交通量增加和超载引起的。 其中的Shinhamadera桥为尼尔森-洛泽(Nielsen-losle)体系的提篮拱桥，跨度254m，双 向4车道。1993年开通，2005年日交通量为75000量，重型车辆占20％。桥面钢板 厚12mm，肋厚6mm，近期检查中发现桥面在横梁与桥面、肋与桥面连接处有疲劳裂 纹，桥面板下面的裂纹长度要大于桥面板上面的裂纹长度。 对该桥加固时采用粘贴钢板和裂缝端部钻孔的方法。在裂纹处的上下表面都增加 钢板，拼接钢板采用和桥面板相同材质、相同厚度的钢板，连接方式采用螺栓连接。 拼接板纵向长度为防止应力集中，要全部覆盖负弯矩区（横梁处裂纹）。为避免桥面 板厚度突变，桥面拼接板要比桥面下拼接板长240mm。拼接板的宽度要大于两个后轮 轮胎的宽度。通过对加固前后肋与桥面板连接处应力测试，加固前后各测72小时， 采用雨流计数法计算最大应力幅，在横梁附近最大应力幅由100MPa降低到40MPa， 跨中附近200MPa降低到136MPa，说明加固比较有效。 (a) 加固后桥面板表面 (b) 加固后U肋外侧 图4.4-9 日本Shinhamadera桥正交异性钢桥面板加固 4.4.4结论 正交异性钢桥面板的疲劳问题是困扰全世界的难题，对出现疲劳裂纹的正交异性 钢桥面板如何进行修补和加固更为困难，世界各国都在进行积极的探索。本文对正交 异性刚桥面板的疲劳裂纹的可行性方法进行了总结，比较了各种加固方法的优劣，并 介绍了几个典型加固工程。通过以上研究可知： 可采用专门的设备，在箱内对焊缝进行修补，提高焊缝的疲劳强度，如Severn桥。 疲劳裂纹紧急修补可以采用铣去裂缝，采用自动埋弧焊的方式进行修补。 对裂纹的局部修补，可采用二次粘贴钢板的方法。 高性能混凝土铺装层法可以大幅度降低桥面板应力，但是缺点是混凝土易裂，增加了既有桥 面的重量。 4.5 正交异性钢桥面板构造细节疲劳强度的研究 4.5.1 概述 在过去，正交异性桥面板并没有纳入多数桥梁设计规范中，因为焊接连接的疲劳 分级和应力分析比较复杂，缺乏桥面焊接连接疲劳失效的经验，尽管修建了很多正交 异型钢梁桥，这使得在后期的维修和检测中花费昂贵。 1976年欧洲煤和钢铁执委会（ECSC）F4设立了“桥梁动力荷载”工作组，第一 个全面的目标是进行交通荷载对钢桥作用的简化分析，主要目的是抗疲劳设计；第二 个目标是进行正交异性钢桥面板的疲劳试验测试。很过国家都进行了同步研究。研究 前期的两个阶段是收集和详细制定公路、铁路交通荷载信息和他们在桥梁中产生的应 力，为疲劳设计做参考。最终的目标是建立适合正交异型钢桥面办焊接连接的疲劳分 级，提出更好的设计细节、给出设计规程。 当前欧洲规范3－钢结构设计－Part 1.9 fatigue(EN 1993-1-9,2005)，对正交异性钢 桥面板的详细的疲劳分级就是根据上述研究得到的。在进行结构维修时，我们需要知 道既有平均疲劳强度曲线，而不是设计时的疲劳强度曲线。 疲劳试验结果表明，槽形肋和桥面板连接细节由于连接缺陷而疲劳强度低，应当 避免二者间隙大于0.5mm，焊喉的厚度必须大于1.1倍的槽形肋壁厚，焊缝的熔透为 80％，最小为50%，尽可能自动焊，因为自动焊比手工焊疲劳强度高；槽形肋必需连 续通过开槽和横隔板。试验数据统计表明：桥面板的裂纹的疲劳级别为125，焊缝和 肋的裂纹的疲劳级别为120。槽形肋的拼接接头和肋与桥面板的焊缝应为现场手工仰 焊，槽形肋腹板的斜边bevel edges与桥面板的焊缝应该平滑过渡，作为关键的连接部 位，更应该定期检查。 槽形肋的拼接因为是在现场手工仰焊，焊接质量比加工厂差，推荐位置应在肋跨 的1/4处，此处的应力谱比跨中小，接头长度至少大于150mm，加劲肋和拼接板及衬 板的间隙小于1mm。临时点焊tack weld应该和对接焊接采用一样的质量，加劲肋和 拼接板splice plate的根部间隙至少6mm，连接板的梁端必须是倾斜的，并保证焊缝质 个人简历 量，推荐焊缝的突起值为焊缝宽度的10％，并向板表面平滑过度（smooth transition）， 焊缝应全部做无损检测NDT。此处的疲劳级别为100。 横梁的刚度和高度明显影响槽形肋连接处的应力，纵肋可以采用不连续通过横隔 板，两侧的对接误差不超过15％的隔板厚，疲劳级别为56；采用连续通过横梁，可 以采用带和不带肋下端的帽孔，帽孔适合与横隔梁有足够的高度，此处焊接连接的疲 劳级别应为124。裂缝起始帽孔自由边是疲劳级别为125或80，起源于帽孔焊趾时为 71，两种情况都依赖于裂缝的起源点。 为避免桥面板出现裂缝，桥面板的厚度与预计的重车数量有关，铺装层可以降低 桥面板应力，既有桥面板的应力测试对修正数值模型是很好的工具，可以很好估算铺 装层的组合作用，对疲劳裂缝的估算起到很重要的作用。 4.5.2 焊接连接的疲劳评估 1）焊接连接疲劳特点 疲劳－是由于永久结构承受往复变化的荷载（应力和应变），在某一点或某些点 发生裂纹，经过一定的循环次数完全断裂的积累过程。（ASTM，1985）。 疲劳的本质：在往复荷载fluctuating load作用下，疲劳发生在应力低于材料的屈 服点，和静力允许应力，循环次数达到几百万次，断裂时几乎没有变形。在一个厚板 上焊接一薄板的节点断裂时的端口形状如下图所示：以裂源点为中心，形成同心圆， 就像海滩标记，这些海滩标记随裂缝的扩展变得粗糙，在高倍电子显微镜下可以看到， 每一个应力循环就会引起一个波，最后剩余的断面由于脆性断裂而破坏。 疲劳评估过程：疲劳裂纹一般发生在应力变化的截面或者局部应力高度集中的凹 槽处。疲劳裂纹有两个阶段，一是裂纹出现期，二是裂纹扩展期，形成断裂面的波纹。 一般讲裂纹出现期长，裂纹扩展时间短。 在焊接连接中，通常在焊趾处小小的缺陷，或许仅有0.1mm，实际产生的应力就 非常大，第一次应力循环中裂纹就会扩展，因此在焊接连接中应保持焊接良好的成型 质量，避免形成天然的裂源。焊缝的安全寿命一般在2～10×10 6 。在实际的结构中， 一般采用Palmgren-Miner线形疲劳积累损伤准则(Palmgren-Miner linear cumulative damage rule)，(Miner,1945)。Miner准则是否能精确评估结构的疲劳寿命，是否安全目 前仍在讨论。 较早对焊接疲劳进行分级和给定疲劳设计准则的是英国规范（BS5400：part10， 1980），特别指明没有包含正交异性钢桥面板的疲劳。在近几年研究的基础上，欧洲 制定了新的疲劳设计规范（Eurocode 3： Part 1.9 ），增加了正交异性钢桥面板的疲劳 规定。 2）焊接连接的疲劳 实际结构没有承受绝对静荷载的，一般均为变化的荷载，均可以视为疲劳荷载。 如果在设计中没有被重视，那么在荷载作用几百万次后，将会发生疲劳事故。焊接连 接易引起截面应力变化，形成疲劳的根源，另外焊缝和母材之间的焊缝表面突变，也 会影响连接的疲劳性能。 另外焊缝的几何形状也会影响疲劳寿命，比如焊趾处微小的侵蚀缺陷，在未焊接 的构件中，大部分疲劳寿命在裂纹产生期，小部分在裂纹扩展期；在焊接构件中，大 部分疲劳寿命在裂纹扩展期。 (a) 应力集中对疲劳寿命的影响(Maddox,1991) (b) 钢材强度对疲劳寿命的影响(Gumey, 1979) 图4.5-1 应力集中和钢材强度对疲劳寿命的影响 Maddox（1991）表明，高强度材料可以增大疲劳寿命，但是如果有缺陷，强度对 疲劳寿命影响较小图4.5-1b。因为裂缝的扩展由杨氏模量决定，不是依赖于抗拉强度。 合金和热处理可以增大材料强度但不影响杨氏模量，因此不影响裂纹扩展率，因此焊 接疲劳寿命大部分在裂缝的扩展期，因此材料强度增大不会影响焊接连接的疲劳寿 命。 即使应力幅完全受压，没有出现波动的拉应力，也会产生疲劳裂纹，主要时焊接 残余应力使得结构发生疲劳失效。见图4.5-2，不管所受的应力如何，焊接连接的有效 应力幅达到了残余应力水平。因此降低焊接残余应力可以增大焊接连接的疲劳寿命。 个人简历 图4.5-2 三种应力循环示意 5.5.3 欧洲规范3有关疲劳强度规定 1) 疲劳曲线 名义应力的疲劳强度可以用一系列的S－N曲线表示，分别对应与不同的疲劳细 节，正应力 c 和剪应力 T c 在2×10 6 的循环下的疲劳强度参考值见图4.5-3、4.5-4， 斜率m分别是3和5。 图4.5-3 欧洲规范3(EN1993-1-9,2005) 正应力疲劳强度曲线 图4.5-4 欧洲规范3(EN1993-1-9,2005) 剪应力疲劳强度曲线 由图4.5-3常幅名义应力，疲劳强度可以得到下式： mm R N R R 210 6 ，当N≤5×106时，m=3，见图4.5-3。在循环次数为5×10 6 时的常幅疲劳极限应力幅 D D (2/5) 1/3 C 0.737 C C 为，－为循环次数为 2×10 6 时的常幅疲劳极限应力幅。相应的疲劳强度曲线为： mm R N R R 210 6 当N510 6 时，m＝3 mm R N R R 510 6 当510 6 N10 8 时，m＝5 某些细节的试验数据不一定恰好符合图4.5-3的疲劳曲线，为确保安全，这些细 节的疲劳类别应低于2×10 6 时的疲劳强度，根据Eurocode 3(EN 1993-1-9 2005)，可以 增大这类细节的疲劳分级，将常幅疲劳极限定义为m＝3、循环次数10×10 6 时的疲劳 强度，而不是5×10 6 次。Eurocode 3(EN 1993-1-9 2005)给出了正交异性钢桥面板的疲 劳分级，见下表。 个人简历 表4.5-1 正交异性钢桥面板的疲劳分级 (EN 1993-1-9 2005) 细节类 别 80 71 细节详图 说明 1）连续纵 肋，横梁带 附加通过 孔 2）连续纵 肋，横梁没 有附加通 过孔 3）横梁两 侧分离的 纵肋 4）肋的接 头，带有钢 衬板的全 熔透对接 焊缝 5）肋中全 熔透对接 焊缝，从两 侧没有衬 板焊 6）由于通 过孔在横 梁腹板的 关键截面 71 7）面板和 U肋的焊 接 部分熔透 焊，a≥t 8）角焊缝 或部分熔 透焊缝，在 细节7之 外 7）评估板中 的弯曲应力 幅 6）评估关键 截面应力幅 ，考虑 空腹效应 要求 1）评估纵肋 沿纵向应力 幅 2）评估纵肋 中纵向应力 幅 3）评估纵肋 中纵向应力 幅 4）评估纵肋 中纵向应力 幅 t12mm t12mm 80 71 t12mm t12mm 36 71 112 90 80 71 如表8.3中的细节 1、2、4 如表8.3中的细节 5、7 如表8.3中的细节 9、11 5）评估纵肋 中纵向应力 幅 ，对 接焊缝内采 用临时点焊 50 8）评估板中 的弯曲应力 幅 在没有焊接的细节或者可能不会发生疲劳的焊接细节，影响疲劳强度的应力可以 考虑减小，在部分或全部受压时，减小后的有效应力幅为拉应力和60％的拉应力之和。 节点设计直接影响到结构设计寿命，是在役性能的基础，其焊接质量是关键因素－任 何疲劳分析的假定都是良好的质量和符合检测标准。然而实际中，不可能出现完美的 焊缝，总有裂缝、未熔合、夹杂及其它缺陷可能出现，减小结构的疲劳寿命，或许会 引起灾难性后果。 2）提高疲劳寿命的方法 在实际设计中，焊接节点或许没有足够的疲劳寿命，需要采取一些措施提高疲劳 寿命。有很多可行的方法，第一种方法是将焊缝移出高应力区，第二是增大连接不稳 板件的厚度和焊缝的尺寸，但高强度钢材不会提高疲劳寿命。 局部加热引起焊趾处产生压应力是有益的，但这需要精确的控制加热区域和加热 温度，因此局部加热法提高疲劳强度的已经被废止。 锤击法－用带有尖头的锤击打焊缝会取得良好的结果，虽然噪音很大。主要原理 是锤击会在焊趾处产生压应力。 压应力也可以由过载引起的朔性变形取得，压力容器的压力测试便是很好的例 子，压力增大时产生的局部塑性变形在卸荷载后产生压应力。这项技术也应该小心， 它会引起永久变形或者失稳失效。 当然还有其他的措施：焊趾打磨grinding、惰性气体再熔焊趾等，这些措施没有 包含在Eurocode3中，但规范允许加工中采用这些措施。 疲劳评估过程 疲劳评估宜采用损伤误差法和安全寿命法（the damage tolerant method or the safe life method） 3）桥梁疲劳设计 设计规范：1980年以前，桥梁主要按静力法进行设计，1980年以后主导的规范 就是英国标准疲劳规范（BS5400: Part 10, 1980），规范中主要定义了三项：（1）疲劳 设计荷载；（2）使用寿命120年的容许应力幅；（3）疲劳评估过程。但是规范中认为 正交异性钢桥面板受力复杂，缺乏试验数据而没有进行疲劳规定。 最新出版的欧洲3钢结构设计规范包含了钢桥疲劳设计标准。 在Eurocode 1(EN 1991-2,2003)第二部分，提供了供钢桥疲劳设计的不同的疲劳荷 载模型，定义了5种竖向力的疲劳荷载模型，疲劳荷载1、2、3用于确定这些模型在 桥梁上可能的布置产生最大最小应力幅；疲劳荷载4、5用于确定桥上卡车模型产生 个人简历 的应力谱。 疲劳荷载1是主要荷载系统，用于确定极限状态和特殊实用性验证的公路荷 载效应，包含双轴集中荷载，和均布荷载，在疲劳验证时减小了集中力和均 布荷载值，用荷载在桥上的可能的分布确定最大最小应力。 疲劳荷载2由一组理想化的卡车组成，称为频遇荷载，被定义未一组带间距 的荷载轴，每轴荷载都有接触面积和轮间横向间距。根据不同卡车的最不利 效应分别确定最大和最小应力，车辆沿单独的车道。 疲劳荷载3由4个轴组成，每轴有两个相同理想化的轮，根据荷载模型通过 桥梁计算最大最小应力和应力幅。 疲劳荷载4由一组标准卡车组成，共同产生的效应来等效欧洲道路的典型交 通。 疲劳荷载5直接由所记录的交通数据组成，满足特殊设计要求。 疲劳荷载1～4包含动力放大系数适应不同质量的路面。疲劳荷载1、2用于检验 疲劳寿命是否满足常幅疲劳极限。疲劳荷载3、4、5用于根据规范所定义的疲劳曲线 进行疲劳寿命评估。 4）钢桥面板的疲劳设计 表4.5-2 正交异性钢桥面板的疲劳分级 (prEN 1993-2 2005) 疲劳细节 桥面板横向焊缝的 纵向应力 肋与桥面板连接处 桥面板纵向应力 肋与横梁连接 肋的拼接连接 横梁切孔的边缘 部位 疲劳分类 1 2 3 4 5 71 100 1 80 2 80 1）连续纵向焊缝，2）横向对接焊缝 ） ） 疲劳关键细节（prEN 1993-2 2005） 在Eurocode 3(EN 1993-2,2005)第二部分提供了关于钢桥和组合桥设计的一般准 则，这些欧洲标准只关注了桥梁结构的抗力、适用性、和耐久性。没有关注其他方面。 在第9部分中包含了公路桥和铁路桥的疲劳评估，在附录C中包含了桥面板的疲劳细 节。 4.5.4 肋板与桥面板的焊接连接的疲劳试验研究 1) 连接构造 正交异性桥面板采用闭口肋所需的焊缝长度是采用开口肋的一半，然而采用闭口 肋在焊接中只能从肋的外侧焊接，在局部车轮荷载作用下肋与桥面板的焊缝承受着局 部横向弯矩，易于发生疲劳问题，因此各国规范对这一焊缝的设计和加工有详细的规 定，然而严格的规定增加了槽形肋的加工费用，降低了槽形肋的优点。 该节点的设计加工的技术要求很多，但是几何和焊缝外形对疲劳的影响却没有得 到重视。该节点的焊缝加工成型有不同的方法，在焊接前槽形肋腹板加工后的两种典 型的结构如下图4.5-5，腹板预加工成斜面和未加工两种形式。 (a) U肋预加工 (b) U肋未加工 图4.5-5 肋与桥面板连接的几何形状 (a)角焊缝 (b)部分熔透焊 (c) 全熔透焊 图4.5-6 肋与桥面板连接的裂缝形式 在英国的一些桥梁中，槽形肋的腹板经过加工，使得肋壁紧贴桥面板，采用焊高 6mm的贴角焊连接壁厚6.35mm的肋和11mm的桥面板，实际的焊高有4.5~5mm。 （Maddox 1974b） 在比利时，采用未加工的槽形肋时，但是他们必须密封，未熔透的最大值未2.5mm 对壁厚为6mm的肋Janss 1988，严格的规定增加了槽形肋的加工费用，降低了槽形肋 的优点。如今槽形肋和桥面板的焊缝都采用多头全自动焊接机进行焊接，这些焊接流 程要求熔透80～85%，最小的焊高为肋壁厚，但能满足这一规格的桥梁很少。 正交异性桥面板中肋与桥面板的焊缝在车轮局部荷载下，桥面板产生横向弯矩， 个人简历 使得在实际运营中该焊缝的焊根和焊趾承受反复的拉压作用，这就意味着可能从焊根 到焊喉、从焊趾到桥面板和肋腹板会产生疲劳裂缝。实际产生的裂缝主要依靠焊接残 余应力的分布、肋与桥面板在焊根处的间隙、桥面板和肋壁焊趾处的应力比。 桥面板和肋的连接节点潜在的裂缝为：（1）从焊根到焊喉；（2）从焊根到桥面板； （3）从焊趾到桥面板；（4）从焊趾到肋腹板； 裂缝一般在焊材中沿焊缝的方向和连接板扩展。在焊缝不连续处，裂缝可能沿肋 腹板和桥面板扩展。不同的加工条件和不同的焊接工艺下，焊缝的典型断裂面如图 4.5-6所示。 2) 既有的疲劳试验 早在上世纪70年代，很多研究者都认为需要得到焊接节点受弯的疲劳试验数据， 受轴向力的焊缝疲劳试验已经广泛进行了研究，其研究成果已经写进了规范中。比如 焊接工字型梁，由于在受弯时翼缘的中应力梯度很小，焊缝近似认为承受轴向力。但 是这种近似在正交异性桥面板的薄板中不再有效，必须研究在承受横向变化的弯曲应 力时，疲劳失效是发生在受压的板中还是发生在焊缝中。 从1974～2008年，槽形肋和桥面板的焊接连接，收集到国内外10个研究项目进 行了265个疲劳试验。 1). Maddox (1974a) 58 tests 英国 2). Maddox (1974b) 30 tests 英国 3). Vis (1976) 6 tests 荷兰 4). Johnston (1978) 22 tests 荷兰 5). Maddox (1979) 53 tests 英国 6). Thonnard/Janss (1985/1988) 36 tests 比利时 7). Bruls (1990a) 14 tests 比利时 8). Bigonnet (1990) 20 tests 比利时 9). Dijkstra/Kolstein (2000) 6 tests 荷兰 10). 陶晓燕，刘晓光（2007） 20 tests 中国 上述试验可以分为两类：小板试件受弯试验，足尺寸试件受实际荷载试验。 (1) 英国的Maddox试验 1974年，Maddox首先进行了小板件试件的疲劳试验，板厚11mm，加劲肋6.35mm， 宽300mm，加劲肋与板成60°角，采用单边焊，含焊缝的截面承受均匀弯矩，应力 比R＝-2。结果疲劳裂缝出现于焊根或焊脚，穿过桥面板，起源于焊根 和焊趾的裂缝 的疲劳寿命没有差别。 图4.5-7 试验试件1A及破坏形式(Maddox, 1974a) 图4.5-8 试件1A的试验结果(Maddox, 1974a) Maddox还分别对其它3组试件，分别采用对接焊缝和角焊缝连接，加劲肋垂直 焊接在桥面板上，让连接焊缝直接承受弯矩。应变计直接布置在加劲肋的焊趾处监测 应变。对2B组试件，焊趾的应力比R=0，希望裂缝起源于此处。除3组4C试件外， 3B和4C加载方式和2B一样，但焊趾处采用全压的应力循环R=-∞，那么焊根承受 全拉的应力，希望裂缝起源于此。试验还表明对接焊缝的疲劳强度高。 上述小尺寸试件没有考虑正交异性桥面板的实际应力，没有考虑肋的受弯，仅考 个人简历 虑了桥面板的受弯，这仅是最理想化的简化试件，后来的试验采用实际试件进行试验。 1974年，Maddox又进行了足尺寸试件的疲劳试验，板厚11mm，加劲肋6.35mm， 宽300mm，带有单个槽形肋的试件。采用三种加载方式：（1）荷载加在肋中线的桥面， 对称支撑；（2）同1，但荷载加在肋上；（3）试件采用非对称支撑，荷载非对称加载 桥面。 图4.5-9 0/ / 系列试件的加载情况 (Maddox, 1974b) 图4.5-10 A系列试件的加载情况 (Maddox, 1974b) 进行了2组试件（0/1/-和0/2/-）试验，在桥面板焊趾处的应力比R=1and 0，然而 所有的试件裂纹都是起源于焊根发展到焊喉，很明显这种疲劳的失效是肋腹板受到了 横向弯矩，所以尤其是应该注意肋壁的应力。考虑到肋的弯曲应力是重点，取实际的 桥面板受典型的轮载（20kN，Nunn，1974c）进行研究，绘制处桥面板和肋的弯曲应 力影响线，明显地看到肋的应力比桥面板高。 疲劳试验中荷载必需真实，Maddox试图再现桥面板最不利的应力分布。我们期 望肋板应力幅和桥面板的应力幅比值最小，两板中的应力比分别为肋中-1.42和桥面板 -8.75。在实际中，只能是前后车辆产生，而不是同一车辆的前后轮。模拟实际的加载 试件和加载图示见图4.5-10。 试验中移动支座的位置，使得肋与桥面板的应力幅最小，主要是探讨不同应力比 的影响，结果表面对疲劳性能影响的是应力幅而不是应力比。 (2) 1976年荷兰Delft大学Vis所做的足尺寸疲劳试验 试验中采用足尺寸试件，主要变化点在焊接前肋与桥面板的位置关系，有三种工 况：（1）槽形肋受压连到桥面板；（2）The trough not pressed to the deck plate. (3)槽形 肋与桥面板有2mm间隙。 图图4.5-11 试验试件和试验加载情况 (Vis, 1979) 加载位置的选择：通过移动加载点距隔板的位置，使得槽形肋腹板受力最大，最 后选择距隔板300mm。通过改变试件尺寸、和车轮接触面积，疲劳荷载范围为1×70kN 和2×40kN。每次循环次数为2×10 6 ，试验结果所有的试件都没有裂纹，他认为槽形 肋与桥面板的连接发生疲劳失效的可能性比较低。 (3) 1985年比利时Thonnard (or Janss) (a) 试验试件和加载情况 (b) 测点布置 图4.5-12 试验试件和测点布置 (Thonnard 1985) 比利时进行了槽形肋与桥面板焊接连接的疲劳试验。槽形肋没有经过加工，采用 个人简历 部分熔透焊，肋与桥面板最大间隙2.5mm如果肋壁厚6mm。主要研究该焊接连接的 不同加工条件对疲劳性能的影响，尤其是部分熔透和不熔透的焊接。 试件按下列方式加工：（1） 肋壁的端头未经任何加工，比如打磨和削切；（2） 手工焊接，熔透深度每个试件单独测量；（3）组焊前的临时点焊没有任何要求。 特殊的要求：槽形肋与桥面板之间的间隙为0、0.5、2mm，焊接的方式为平焊和 仰焊。加载和测点布置如图4.5-12，模拟实际车轮荷载位置，测试槽形肋腹板的横向 弯曲应力。 表4.5-3 试件特点(Thonnard 1985) 系列 TJ1 TJ2 TJ3 TJ4 TJ5 TJ6 TJ7 TJ8 焊接方式 手工平焊 手工平焊 手工平焊 手工平焊 手工平焊 手工仰焊 手工仰焊 自动焊 间隙 0 0 2 2 0.5 0 2 0.5 焊喉 mm 3.7 3.1 4.1 4.1 3.0 ？ ？ ？ 4.2 4.5 3.0 2.1 3.9 2.6 2.1 2.8 未熔透 应力比 肋腹板 桥面板 -1.53 -1.15 -1.53 -1.14 -1.55 -1.59 -1.63 -1.63 -1.65 -1.30 -1.57 -1.20 -1.62 -1.60 -1.64 -1.67 试件 数量 7 5 6 6 3 3 3 3 试验表明：水平焊接的试件裂缝多起源于焊根，导致焊缝和肋失效。仰焊的试件 使桥面板失效。自动焊比手工焊的疲劳强度大。 间隙e影响疲劳强度：在2×10 6 次循环时，当间隙e≤0.5mm时，槽形肋横向弯曲 的应力幅可为80MPa，保证率在90％。当间隙等于2mm时，2×10 6 次的参考应力幅 减小到57MPa。 Maddox（1974）年做过类似的试验，主要差别在于：槽形肋的腹板端部是否进行 了加工，为使槽形肋与桥面板接触良好，Maddox将槽形肋腹板做成和桥面板平行的 斜面，而Thonnard的试件没有经过加工，二者的试验结果见4.5-13，Thonnard的试 验取间隙e≤0.5mm的结果。 经过比较可知，二者没有大的差别，但加工的费用十分昂贵。Janss认为上述疲 劳应力幅80MPa（肋6mm，板12mm，间隙e≤0.5mm）是偏低的，如果焊接质量提高， 应力幅水平可以提高。 图4.5-13 试验试件和试验加载情况 (Thonnard 1985) (4)比利时的Bruls试验 （1990） 为研究自动焊对槽形肋与桥面板联接的疲劳强度影响，比利时的Bruls和 Bignonect进行了附加的疲劳试验，这些试验是欧洲并列研究项目的一部分（Bruls， 1995b）。试验和试件的几何尺寸如图4.5-14，焊接过程的特点：（1）槽形肋的边缘没 有经过加工；（2）槽形肋和桥面板的间隙e≤0.5mm；（3）采用自动埋弧焊，没有预热 和后加热处理；（4）沿水平位置焊接。这些焊缝未熔透(lack of pentration)部分1.5 to 2.5mm，焊缝尺寸(weld throat thickness) 4.7 ~ 6mm，进行了常幅疲劳测试和变幅疲劳 测试。 图4.5-14 肋与桥面板连接节点 (Bruls 1990) Bruls认为承受横向弯矩的肋板在2×10 6 疲劳循环时焊趾处的参考应力幅为 114MPa，而桥面板焊趾处的参考应力幅163MPa，可信度为97.5%。 1990年的Bignonnet处理了下面两个问题：（1）在焊接测试中主动焊过程的优化； （2）间隙对疲劳性能fatigue endurance的影响。试验中采用1点加载三点弯曲的方式， 个人简历 为得到连接处的应力分布，先进行了10kN静力加载，试验试件和静力实验结果如图 4.5-15，4.5-16。 图4.5-15 试验试件和测点布置 (Bignonnet 1991) 图4.5-16 10kN加载时各部位名义应力 (Bignonnet 1991) 试验结果： （1）如果缝的未熔透部分小于1mm，焊缝尺寸为6mm，应力比R=-1，裂缝多 起源于桥面板的焊趾处，间隙的大小对连接的疲劳强度没有明显的影响。 在200万次的循环次数，推荐疲劳参考应力幅为173MPa，相应S－N曲线 的m＝3。 （2）Bruls及Thonnard试验的表明：裂缝起源于焊根，疲劳失效发生在焊缝， 而Bignonnet的裂缝起源于焊趾。 （3）埋伏自动焊使得未熔透部分减小，焊缝尺寸增大。但是若间隙大于2mm， 焊缝起源于焊根，若间隙小于1mm，焊缝一般起源于焊趾，疲劳强度提高。 5）荷兰的Dijkstra, kolstein试验(2000) 从1999年考虑维修Moerdijk桥的槽形肋和桥面板的连接，就基于英国的Seven Crossing的维修过程，荷兰开始了维修项目的研究。为了检测采用自动仰焊时该连接 的疲劳性能，进行了几组试验，所有的试验都是在常幅荷载，桥面板的应力比R=-0.66 的工况下做的。试验的设施和测点布置如下： 图4.5-17 试件尺寸和加载方式 (Dijkstra，2000) 图4.5-18 应变计布置 (Dijkstra，2000) 个人简历 试验结果表明：采用自动仰焊，裂缝起源于桥面板的焊趾，在200万次的循环次 数参考应力幅172MPa，m=3，2倍方差，和1999年Bignonnet的试验结果是一致的。 6）中国陶晓燕、刘晓光的试验(2007) 2007年结合正在修建的昂船洲大桥，中国铁道科学研究院进行了肋与桥面板焊接 连接的足尺寸试件疲劳试验，试验试件和加载方式与1974年英国Maddox的试验类似， 如图4.5-19。共进行了20个试件的疲劳试验，试验结果表明，疲劳裂纹大部分出现在 桥面内侧的焊根和外侧的焊趾处，与实际桥梁的疲劳裂纹相同。试验的缺点没有进行 角焊缝的参数比较，即没有对焊脚尺寸、未熔焊深度、间隙大小、焊缝质量进行分析， 仅笼统给出了肋与桥面板连接处肋板的弯曲应力为名义应力，根据试验结果回归处疲 劳曲线，取97.7%的保证率，得到疲劳疲劳强度为95.6MPa。 lgN13.2482.5007lg , 0 95.6MPa(210 6 ) 图4.5-19 试验试件和加载布置 (陶晓燕，刘晓光，2007) 4.5.5 肋板与桥面板的焊接连接的试验数据统计分析 荷兰Delft大学的M. H. Kolstein对除中国以外的疲劳试验数据进行了分析统计分 析，最后总结出该连接的疲劳强度。 1) 疲劳试验数据的组织 槽形肋与桥面板的连接主要变量为:板厚、焊缝尺寸、焊缝熔透深度、肋的腹板与 桥面板的密合程度。多数桥面板厚12～15mm，肋6～8mm，讨论三种数据的焊缝： （1）手工角焊缝，（2）手工熔透焊,(3)自动埋弧熔透焊。 试验试件几何尺寸和荷载条件的微小差别对疲劳强度没有大的影响，所以仅考虑 4种变化：（1）肋腹板和桥面板间隙；（2）熔透焊和角焊缝；（3）手工焊和自动焊； （4）水平焊和仰焊。 通过对疲劳试验数据进出分析，可以按试验得到的S-N分以下三种： 1）．角焊缝连接（fillet welded joint）: 焊接前焊口形状经过精确的加工，肋与桥 面板密贴，没有间隙合熔透深度，这种细节在早期英国的Seven高架桥的桥 面中应用。 2）．手工熔透焊连接（manual welded penetration weld）: 肋板没有经过特殊加工， 采用手工仰焊，间隙0.5~2mm，熔透深度比角焊缝好，但只有肋板厚的50％， 焊缝尺寸比肋腹板小，这类细节在上世纪70年代在桥梁上广泛应用； 3）．自动熔透焊：（automatic welded penetration weld）: 肋板没有经过特殊加工， 平焊，间隙0~2mm，熔透深度比部分熔透焊缝好，焊缝尺寸与肋腹板厚度相 同，这类细节正广泛应用在现代钢桥的加工车间内。 共有三种潜在的疲劳失效模型：桥面板焊趾处；起源于焊根的焊缝处；槽形肋焊 趾处。 2) 定义疲劳应力 应力和循环次数为对数线性衰减关系，表达式为： log(N)=log(a)+mlog(S) S－应力幅，N－循环次数，a－截断数，m－衰减斜率。设计S—N曲线为试验得 到的平均S－N曲线减2倍的方差。 3) 手工焊接的角焊缝连接 1974年英国Maddox进行的试验为手工角焊缝，所有的疲劳失效为焊缝失效，试 验得到的肋板在焊趾处的在2×10 6 时的设计应力幅68MPa。1985年Thonnard的试验， 所有连接的失效都在焊缝，间隙e=0~0.5时可以被认为是Maddox中的贴角焊缝的试 件，分析中采用固定斜率m=3，肋板焊趾处的设计疲劳应力幅为73MPa。比Maddox 测试的结果大5MPa。如果将二者的实验数据放在一起进行分析，可以得到肋板在汉 根处的设计应力幅为70MPa。 个人简历 图4.5-20 带有0～0.5mm间隙的角焊缝疲劳曲线和疲劳强度 4) 手工焊接的部分熔透焊连接 图4.5-21 2mm间隙的部分熔透焊连接的疲劳曲线和疲劳强度 1985年Thonnard年进行的试验中，间隙为2mm的试件，未熔透部分很小，可以 视为部分熔透焊缝，疲劳失效为焊缝失效，试验得到的肋板在焊趾处2×10 6 时的设计 应力幅55MPa，比间隙小于5mm时的角焊缝疲劳设计应力幅68和73MPa要低。见 图5-21。 5) 自动焊接的部分熔透焊连接 1990年，Bruls进行的疲劳试验测试，根据试验数据分析得到在桥面板和肋板在 焊趾处设计应力幅均大于100MPa，而1990年Bignonnet的试验结果，桥面板失效， 其相应位置的设计应力也大于100MPa，但比Bruls的试验结果大。 2000年，Dijkstra进行的疲劳试验测试，桥面板失效，根据试验数据分析得到在 桥面板在焊趾处设计应力幅146MPa。将Dijkstra和Bignonnet的试验合并，共21个 试件，可以分析得到桥面板在焊趾处的应力幅为140MPa。 2007年中国的陶晓燕和刘晓光共进行了20个试件的疲劳试验，得到U肋腹板在 焊缝出的疲劳应力幅为96.5MPa。 图4.5-22 0～2mm间隙的自动焊连接的疲劳曲线和疲劳强度 个人简历 4.5.6 结论 根据试验试件的分类和疲劳试验结果可以对该类疲劳细节的疲劳强度归纳如下： 1）桥面板的裂缝：根据21个试件的试验结果，在2×10 6 次循环时设计应力幅为 140MPa，考虑这类焊缝的可再现性，推荐稍低分类级别125。 2）焊缝和槽形肋腹板的裂缝： （1）肋板加工后的贴角焊缝连接：所有30个试件都在焊缝失效，设计时考虑 槽形肋腹板焊趾处的应力，根据试验的结果为68MPa，推荐设计分类63。 （2）部分熔透焊接连接：焊缝尺寸都应大于肋板厚度，建议熔透量为肋板厚度 的80％，至少50％。手工焊：11个试件，间隙e大于0.5小于2mm，疲劳失效在焊 缝，验算肋板焊趾处的应力，试验为52MPa，推荐分类级别50；自动焊：14个试件， 间隙e小于0.5mm，疲劳失效在焊缝，验算肋板焊趾处的应力，试验为110MPa，推 荐分类级别100，若采用仰焊为90； 根据以上分析，规范Eurcode 3 part 1-9中细节的分类7、8可以修改如下： 表4.5-3 肋与桥面板连接细节疲劳强度(荷兰 M. H. Kolstein ) 细节 类别 细节特征 说明 要求 125 桥面板出现裂缝，焊缝和母 材要平滑过渡 取连接处桥面板的名义 应力幅，桥面裂缝 角焊缝，裂缝出现在焊缝或 肋的腹板 63 角焊缝，间隙<0.5mm; 焊喉>肋腹板厚度 50 部分熔透焊， 0.5mm<间隙<2mm 焊喉>肋腹板厚度 全熔透焊，间隙<0.5mm 部分熔透焊，间隙<0.5mm 取连接处肋腹板的名义 应力幅。 肋腹板进行加工平行于 桥面板 熔透80％，最小熔透50％ 仰焊， 熔透80％，最小熔透50％ 自动焊， 熔透80％，最小熔透50％ 90 100 4.6 小结 本章以虎门大桥为研究对象，对正交异性钢桥面板的基本构造，应力集中、疲劳 加固方案、疲劳细节分级和肋与桥面板连接的疲劳强度进行了研究和分析，结果如下： 的三维板壳有限元模型，分析了车轮局部荷载下桥面板的应力集中现象，通过分析可 知： 1）车轮局部荷载作用下，在桥面板和U肋焊接处附近的应力变化显著，表明U肋 与桥面板连接处存在的应力集中效应。 2）对正交异性刚桥面板的疲劳裂纹的可行性方法进行了总结，比较了各种加固方 法的优劣。加固可分临时修补和永久加固，高性能混凝土铺装层法可以大幅度 降低桥面板应力，但是缺点是混凝土易裂，增加了既有桥面的重量。 3）对肋与桥面板焊接连接的疲劳试验进行了分类介绍，根据试验试件的分类和疲 劳试验结果提出了该类疲劳细节的疲劳强度。 参考文献 1) 小西一郎，钢桥：第一分册[M]，北京：人民铁道出版，1980. 2) 孔祥福，周绪红，狄谨，程德林，吕耀秀，钢箱梁斜拉桥正交异性桥面板的受力性能[J]. 长 安大学学报（自然科学版），2007，27(3):52-56. 3) 李立峰，正交异性钢箱梁局部稳定分析理论及模型试验研究[D]，湖南大学，2005. 4) 郑凯峰，梁肇伟，唐继舜，中国大跨度悬索桥全焊钢箱梁的技术进展，钢结构，1998， 13(2):46~49. 5) M. S. G Cullimore, J.W. Smith, Local stresses in orthotropic steel bridge decks caused by wheel loads. 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2024年4月13日发(作者：卢嘉平)
目 录
第 4 章 虎门大桥正交异性钢桥面板疲劳问题研究 ................................................................................. 2
4.1 绪论 .......................................................................................................................................................... 2
4.1.1 正交异性钢桥面板的发展概况 ............................................................................................... 2
4.1.2 正交异性钢桥面板的疲劳细节 ............................................................................................... 9
4.2 虎门大桥疲劳裂纹现状及成因 ............................................................................................................ 18
4.2.1 虎门大桥疲劳裂纹现状 ......................................................................................................... 18
4.2.2 虎门大桥疲劳裂纹的成因分析 ............................................................................................. 22
4.3 正交异性钢桥面板局部应力分析 ........................................................................................................ 28
4.3.1 有限元分析模型 ..................................................................................................................... 28
4.3.2 单轮荷载作用下桥面板应力分布 ......................................................................................... 30
4.3.3 跨中加载时横隔板处应力分析 ............................................................................................. 33
4.3.4 轮压荷载接触面积的影响分析 ............................................................................................. 33
4.3.5 双轴作用下桥面板应力分布 ............................................................................................... 34
4.3.6 结论 ......................................................................................................................................... 35
4.4 正交异性钢桥面疲劳裂纹加固方法研究 ............................................................................................ 36
4.4.1 桥面疲劳裂缝的位置和形式 ................................................................................................. 36
4.4.2桥面疲劳裂纹加固的方法 ...................................................................................................... 37
4.4.3实际加固案例 .......................................................................................................................... 39
4.4.4结论 .......................................................................................................................................... 43
4.5 正交异性钢桥面板构造细节疲劳强度的研究 .................................................................................... 44
4.5.1 概述 ......................................................................................................................................... 44
4.5.2 焊接连接的疲劳评估 ............................................................................................................. 45
5.5.3 欧洲规范3有关疲劳强度规定 ............................................................................................. 47
4.5.4 肋板与桥面板的焊接连接的疲劳试验研究 ......................................................................... 52
4.5.5 肋板与桥面板的焊接连接的试验数据统计分析 ................................................................. 61
4.5.6 结论 ......................................................................................................................................... 65
4.6 小结 ........................................................................................................................................................ 65
参考文献 ....................................................................................................................................................... 66
第 4 章 虎门大桥正交异性钢桥面板疲劳问题研究
4.1 绪论
4.1.1 正交异性钢桥面板的发展概况
由于二战以后，德国钢材短缺，为节省材料，德国工程师建桥时采用了正交异性
钢桥面板。早在1934年，Leonhardt教授就对此类桥面板进行了试验，并开发了相关
的计算分析方法。正交异性钢桥面板采用钢板下设纵横肋，上设铺装层作为桥面，纵
肋有开口和闭口两种形式，如图4.1-1所示。正交异性钢桥面板在现代钢桥中被广泛
应用。
图4.1-1 正交异性钢桥面板示意
1) 正交异性钢桥面板的优点：
正交异性钢桥面板具有：(1) 自重轻，（2）可作为主梁的一部分参与共同受力；
(3) 极限承载力大；（3）适用范围广等优点。在西德当时的桥梁设计中，桥梁设计荷
载采用DIN1072中的60级活载，采用混凝土桥面，桥面自重伟0.5t/m
2
，采用正交异
性钢桥面，桥面自重0.125t/m
2
，因此可以明显地减轻自重，增大跨度。
2) 正交异性钢桥面板的种类和布置形式
在图4.1-1所示的钢桥面板在盖板下沿桥轴方向和垂直方向有加劲肋加劲，沿桥
轴线的加劲肋叫纵肋，垂直桥轴线方向的加劲肋叫横肋或横梁。
钢桥面板的纵肋，有抗扭惯性矩较小的开口截面肋和抗扭刚度较大的闭口截面
肋，见图4.1-2。开口纵肋常见的有平钢板、球头钢板、L型肋、倒T型肋；闭口肋常
个人简历
见的有槽形肋、U形肋、V形肋和Y形肋。
图4.1-2 正交异性钢桥面板纵肋的种类
闭口截面肋和盖板焊接，因为仅有外侧有角焊缝，所以焊接工作量和焊接变形比
开口截面肋小。由于闭口肋的截面抗扭刚度大，与开口纵肋相比，就可以把横肋的间
距做的大些，但是闭口肋在加工制做和受力性能要比开口肋要复杂的多。不同纵肋的
形状对应横肋的间距如表4.1-1
表4.1-1 开口肋及闭口肋的适用跨度
经对相同跨径条件下的纵肋经计算表明，倒梯形纵肋受力及经济性能最为优越。
其细部构造如图4.1-3a示。图4.1-3b为美国new San Francisco Bay bridge 钢梁及自锚
式悬索桥加劲梁的V形加劲肋，常用U形加劲肋的基本参数见表4.1-2。
a
c
A
280mm c=a b=a-2h/4.5 t=6~10mm r>5t a Y a X t 1 t t h 4.5 1 r b e r b A大样 h （a）U肋的一般构造 （b）V肋的构造 图4.1-3 纵肋的详细截面 表4.1-2 常用U形加劲肋参数 肋 a×h×t 320×240×6 320×260×6 324.1×242×8 324.1×262×8 356×297×9 尺寸 (mm) a 320 320 324.1 324.1 356 b 213.3 204.4 216.5 207.7 152 h 260 260 242 262 297 t 6 6 8 8 9 r 40 40 40 40 38 e 88.6 99.1 89.9 100.3 面积 mm 2 4026 4219 5390 5647 质量 kg/m 31.6 33.1 42.3 44.3 惯性矩 Ix (cm 4 ) 2460 3011 3315 4055 大跨度斜拉桥、悬索桥加劲梁的桥面板强度并不控制设计，其刚度则往往成为制 约板厚的主要因素。顶板的板厚一般采用12mm~20mm，其纵向加劲肋普遍采用闭口 U形加劲肋。 表4.1-3 世界主要大跨度桥梁加劲梁及桥面板加劲肋参数 序号 桥名 国家 建成 年代 主跨 加劲梁参数 桥面板 厚(m) 12 14 12 11.4 12 12 12 12 12 14 14 12 12 14~22 16 10~22 加劲肋参数 纵肋(mm) 纵肋间距横隔板间距 (mm) 608 610 618 610 620 600 600 620 605 600 600 620 600 600 620 600 (mm) 4.525 4.48 4.475 4.575 4.0 3.0 4.0 4.0 3.75 3.6 3.22 2.54 3.2 4 3.93 (m) 高(m) 宽(m) 4.5 3.0 3.0 3.0 3.05 3.05 2.2 3.5 3.0 3.0 3.0 3.62 2.7 3.0 22 33.8 28.0 33.0 28.1 28.1 23.7 37.4 38.7 20.6 36.9 36.4 30.6 a×t×h V U V255*6*318 U229*6.4*305 U260*8*320 U250*6*300 U300*6*300 U260*6*320 U220*6*300 U280*6*300 U280*6*300 U260*8*320 U280*6*300 U300*8*300 U356*9*297 U320*8*240 1 2 3 4 5 7 Humber 桥 Bosporus I 桥 Bosporus II 桥 Severn 桥 虎门大桥 Little Belt 桥 英国 土耳其 英国 中国 丹麦 丹麦 日本 日本 中国 中国 中国 中国 中国 美国 日本 法国 1981 1410 1966 1997 1090 988 888 600 土耳其 1973 1074 3.05 22.85 8 Great Belt East桥 9 10 11 12 13 14 15 16 大岛桥 明石海峡大桥 西堠门大桥 润扬长江大桥 西陵桥 江阴桥 苏通桥 金门大桥 1998 1624 560 1998 1991 在建 1650 2005 1490 1996 900 1998 1385 2008 1088 1937 1280 1999 1995 890 856 17 Tatara(多多罗) 18 Normandie 21.20 12~14 U300*7(8)*250 3）正交异性钢桥面板基本构造 一般正交异性钢桥面板，均采用密布的纵肋和分布较疏的横肋来加劲桥面钢板， 所以在组合后的桥面板在两个垂直的方向刚度不同，弹性性能也不相同，把这个特性 看成各向异性(anisotropy)之后，欧美各国便把这种钢桥面板起名为正交异性板 个人简历 (orthogonal- anisotropic plate，简写成orthotropic plate)。 用钢板作桥面板，其厚度和纵肋的间距、加载条件、容许局部挠度等因素有关， 一般不小于10mm，美国AASHTO LFRD（2004）第9.8.3.7条对正交异性钢桥面板的 规定：桥面板的最小厚度不应小于14mm，或肋腹板间距最大值的4％。桥面板上用 50mm以上的沥青铺装、或薄层环氧树脂铺装，或乳胶和橡胶混合铺装等加以防护。 纵肋常采用开口肋和闭口截面构件，如图4.1-2所示。在任何情况下，用它加劲 12mm以上的盖板时纵肋的间距均在300mm左右。桥面板的最小厚度和纵肋间距的 大小取决于纵肋承受的弯矩大小和铺装层的种类等因素。所谓12mm最小厚度和 300mm的纵肋间距是指车道部分和一般的沥青铺装层而言，但是这一尺寸的桥面板在 重型车辆的作用下，易出现疲劳问题。 普通开口肋的尺寸约为10×200mm～25×300mm，这时横肋的间距是1.2~2.5m。 闭口肋的肋壁一般取6mm以上，横肋的间距为2.0~4.0m。在横肋纵设置切口，使纵 肋贯通，见图4.1-4。 A 肋与横梁焊接 B 椭圆形切孔 C 圆形切孔(Haibach cope hole) 图4.1-4 纵肋与横梁间的连接形式 4) 正交异性钢桥面板的力学性能 普通钢桥面板的桥梁，钢桥面板除了有桥面板和桥面系作用之外，还作为主梁的 一部分发挥作用。特别是桥面钢板，既形成纵肋、横肋的翼缘部分，同时又作为主梁 的上翼缘部分共同受力，所以其力学性能十分复杂。在桥梁设计时，一般按三个基本 结构体系对钢桥面板加以研究： 第一体系：将正交异性钢桥面板，主要是盖板和纵肋，看成是桥梁主梁的一个组 成部分，参与桥梁整体受力。 第二体系：是指纵肋、横肋和盖板组成的结构系，盖板被看成纵肋、横肋上翼缘 的一部分。 第三体系：把设置在肋上的盖板看成各项同性的连续板，这个板直接支撑作用于 肋间的车轮荷载，同时把车轮荷载传递到肋上。 在荷载作用下，钢桥面板任何一点的内力可由上述三个基本结构系的内力适当叠 加而近似求出。在第一体系中的正交异性桥面板，因和主梁腹板为刚性连接，能抵抗 水平剪切，所以桥面板成为主梁的一部分而共同受力。这种情况下，钢桥面板的有效 宽度一般与主梁跨度、支撑条件及荷载图示有关，而与板厚无关。均匀布载时的有效 宽度约为主梁跨度的1/3，不论连续梁的跨中或简支梁的支点，有效宽度取值大致相 同。当把有效宽度内的板看作主梁截面中的一部分时，钢桥面板的内力计算即与一般 桥梁的内力计算相同，可以利用影响线求出。因此第一体系中要解决的仅仅是钢桥面 板有效宽度如何确定的问题。 假如撤除钢桥面板和主梁间的水平剪切的连接，就得到了第二体系。这时钢桥面 板只是支撑于主梁上的桥面系结构，它不承受由于主梁作用引起的纵向力，只有桥面 板以上的外力才对它发生影响。 以文献2的计算结果为例，说明正交异性钢桥面板在第一，第二第三体系中的受 力情况。青岛海湾大桥红岛航道桥是正交异性钢桥面板斜拉桥，4跨连续半漂浮体系 独塔双索面竖琴体系，斜拉桥全长360m，桥跨布置为60m+120m+120m+60m。主梁 高3.3m，宽18.5m，采用流线型扁平闭口钢箱梁，箱梁全宽20m，桥面板厚16mm， 铺装层60mm，顶板U肋间距600mm，高280mm，板厚8mm，横隔板厚10mm，间 距3.6m。钢箱梁的标准断面如图4.1-5。 第一体系受力，建立全桥杆系结构模型，计算荷载考虑结构自重，桥面铺装和车 辆荷载，通过空间杆系有限元模型，可以计算出主梁各截面内力。考虑中间截面的剪 力滞系数 1.12 后，中间截面桥面板压应力最大值为66.4MPa。 个人简历 第二基本结构体系(桥面体系)，由纵肋、横肋和桥面板组成的结构。将整个桥面 体系视为弹性体支撑在主梁上,承受桥面车轮荷载,其边界条件为纵梁和横梁。选择箱 梁的最不利节段来计算其内力。钢箱梁采用全梁段板壳单元进行模拟,且在箱梁节段两 端设置横桥向与竖桥向约束。计算荷载包括箱梁自重、桥面铺装和车道荷载,不考虑斜 拉桥整体受力中主梁的轴力、剪力和弯矩的影响。 图4.1-5 青岛海湾大桥红岛航道桥 钢箱梁断面 （单位mm） 图4.1-6 第二体系桥面板正应力 （单位MPa） 从图4.1-6可以看出，第二基本结构体系在荷载作用下，顶板的正应力在中间截 面普遍较大,最大为20MPa，为拉应力；横隔板对顶板正应力的纵向分布影响不明显； 在横隔板与纵隔板或腹板的相交处顶板正应力会增大。且从图4.1-6 中还可以看出， 正应力在横向的分布不均匀也比较明显,在任意一截面处，腹板处及纵隔板处顶板的正 应力比远离腹板和纵隔板的顶板上的正应力要大。 作为第三基本结构体系的桥面顶板被视为弹性体支撑在纵肋和横隔板上的各向 同性连续板,直接承受车轮局部荷载。计算模型纵向取两横隔板之间为2.6m，横桥向 取3个纵向加劲肋，宽度为1.8m。顶板支撑在纵向加劲肋上,纵向加劲肋在其两端简 支。计算荷载有恒载和活载，恒载包括箱梁自重和桥面铺装，活载为车辆荷载。根据 模型尺寸,横桥向能布置一列车轮,纵桥向也仅能布置一列车轮，以0.6m×0.2m 的车轮 作用面积用面力施加于桥面板上。车辆荷载分两种工况：一种是对称作用于纵向加劲 肋上，另一种是作用于两个加劲肋之间。 (a) 车轮横向布置在中间加劲肋上的正应力 (b) 车轮横向布置在两加劲肋之间的正应力 图4.1-7 第三基本体系顶板的正应力 单位:MPa 第三基本体系车轮作用在附近顶板上的正应力如图4.1-7所示。从图4.1-7可以看 出，车轮荷载在顶板上横向布置对顶板纵桥向应力的最大值影响较小。当对称布置时， 最大压应力值为30.5MPa；当布置在两加劲肋之间时，最大压应力值为30.1MPa。 第一、二、三基本体系应力叠加，对3 个体系的结果进行叠加时，一定要考虑叠 加的适用范围。一般而言,在应力不超过材料的屈服极限时叠加可以进行，因而结构在 线弹性范围内，采用3个基本结构体系分析正交异性板时，可采用叠加法。根据以上 原理，将第二、第三体系求出的正应力与第一基本体系的正应力值相叠加，叠加后中 间截面顶板正应力横桥向分布情况如图4.1-8所示。 个人简历 图4.1-8 叠加后顶板正应力沿横桥向的分布 单位:MPa 3个基本受力体系中，第一基本体系主要解决的问题是正交异性板的有效分布宽 度问题，即剪力滞问题,求解出剪力滞系数后，即可按照一般梁桥的内力计算方法对桥 面板的内力进行计算；对于第二基本体系，当荷载相当于设计荷载的情况下，弯曲对 应力的影响可忽略不计，根据一次理论按纯弯构件处理；对于第三基本结构体系，顶 板直接承受轮重，当轮重增大时，弯曲应力进入薄膜应力状态，顶板的承载能力比按 一次弯曲理论求出的计算值大，因此钢桥面板的计算中第三体系应力也可以不计入。 应力叠加法是计算钢桥面板的一种近似的计算方法，将各个体系计算得出的应力叠加 后结果一般偏于保守。 4.1.2 正交异性钢桥面板的疲劳细节 a－沥青层； b－钢桥面板； c－纵肋； d－横梁； e－主梁； f－横向加劲肋 图4.1-9 正交异性钢桥面板的结构 常见的正交异性钢桥面板的基本结构见图4.1-9，此类钢桥面板桥梁在全世界范围 广泛修建，过去的几十年中，随交通流量和车辆轴重的增加，已在桥面板的不同连接 部位发现了疲劳裂纹。虽然正交异性钢桥面板的加工方式和构造不同，会形成不同形 式的疲劳细节，但是归纳起来，主要有以下几种疲劳细节裂缝： (1) 纵肋与桥面板焊接连接 (2) 纵肋拼接连接 (3) 纵肋与横隔板连接 (4) 纵肋与横隔板和桥面板的连接 (5) 横梁或纵梁腹板与桥面板的连接 (6) 桥面板的对接连接 以上几种疲劳细节中，1、4、5、6均可能使桥面板开裂，从而使桥面沥青铺装层龟裂， 危及行车安全；2、3疲劳细节会使纵肋和横隔板开裂，降低桥面板刚度。下面对以上 几种疲劳细节的裂缝成因进行简要的介绍。 1) 肋与桥面板间纵向焊缝的疲劳裂缝 桥面板 肋与桥面板纵向焊缝的 疲劳裂缝 横梁 桥面板 横梁 肋腹板 图4.1-10 肋与桥面板纵向焊接裂缝 图4.1-10显示肋与桥面间纵向焊缝的疲劳裂缝。裂缝的起源在纵向焊缝的焊根， 裂源点可能在纵向焊缝的任意点，在纵肋与横梁的交点除外。在裂缝经过初始阶段后， 裂缝沿焊缝的纵向和横向扩展，如果裂缝穿过U肋腹板，不会造成桥面板整体性和安 全性构成威胁，因为桥面荷载会因桥面刚度变化而产生荷载重分配。如果裂缝扩展不 是沿肋的腹板方向，而是击穿桥面板，会使桥面板因裂缝而产生不平顺，危及行车安 个人简历 全。 裂缝产生的机理：槽形肋的腹板（web of the trough）支撑着桥面板，桥面板实际 上就是一个多支撑的梁，一般支撑间距300mm，在局部车轮作用下引起车轮位置肋间 桥面板变形，临近桥面板反方向变形，这些变形使得U肋的腹板发生弯曲。 由于纵肋截面的刚度有限，因此纵肋是弹性支撑而不是刚性支撑桥面板，支撑的 弹簧刚度取决于横梁的间距，这一弹性特性导致轮载下桥面产生较大的变形，腹板的 弯曲使得桥面与纵肋间的焊缝产生应力，这一应力是桥面板产生裂纹的根源。 焊缝的裂纹除了受铺装层的影响外，最主要的因素受桥面与纵肋间焊缝形式的影 响，裂缝的起源在纵肋腹板内侧与桥面板间的间隙（Kolstein，1996），另外全熔透焊 缝要比单面角焊缝的疲劳性能要好。 2) 纵肋拼接接点的疲劳裂缝 图4.1-11为纵肋拼接接点的疲劳裂缝，这类裂缝通常发生在桥面下纵肋的的横向 拼接焊缝中，或衬垫的焊缝位置。裂缝一般起源于焊根，不会对桥面板的安全构成直 接威胁，这类裂缝在正交异性钢桥面板中比较常见，多为焊接质量不好引起的。 衬垫 裂缝肋壁 裂缝 图4.1-11 纵肋的对接焊接裂缝 裂缝产生的机理：此类裂缝产生的原因主要是车轮荷载下，拼接处焊缝由于纵肋 的弯曲产生较大的应力，加衬垫焊接时，不完全焊透易引起裂缝初始缺陷，使得焊缝 处应力集中程度严重，裂源便产生在这些应力集中的地方。裂缝增长的速度主要依赖 于纵肋对接焊缝的质量。 图4.1-12为纵肋拼接连接的可见裂缝，在裂缝的初始阶段，肉眼是很难看见的， 图中白线标示的一面为重车道车轮荷载正下方。 图4.1-12 纵肋的拼接连接的可见裂缝 3) 肋与横梁连接处的疲劳裂缝 肋与横梁连接处有几种不同的连接形式，早期纵肋不通过横梁，或连续通过横梁， 二者均为与横梁连接一起，横梁没有切孔（cut-off），这是疲劳裂缝发生在U肋拐角 处的焊接连接处，如图4.1-13（a）。目前常用的连接形式为纵肋连续通过横梁，在横 梁上开通过孔(cope holes)，减少应力集中，但是疲劳裂缝多出现在横梁切孔的边缘， 和纵肋与横梁焊接连接处，如图4.1-13(b)。 （a）U肋连续通过横梁并与横梁全焊 （b）U肋连续通过横梁，横梁上有切孔 图4.1-13 纵肋与横梁连接疲劳裂缝 裂缝产生的机理：在早期带有闭合加劲肋设计的桥面板中，肋与横梁是采用角焊 缝对接焊接，裂缝常常出现在焊缝处，后来研究表明，角焊缝的疲劳强度低，在车轮 个人简历 荷载作用下，易发生疲劳裂缝。为增加连接的疲劳强度，采用了全熔透焊缝，但是由 于横梁的刚度较大，纵肋弯曲时焊缝易成为疲劳裂缝的裂源。 后来为了提高连接的强度，采用纵肋连续通过横梁的焊接连接方式，在横梁上开 与纵肋密贴的切孔，采用围焊的形式。虽然这种连接形式的抗弯疲劳强度有所提高， 但是在实际工程中不常用，因为要求纵肋的外形和横梁开口的加工精度较高。特别应 该注意的是加劲肋的扭转效应，刚性较大的横梁可以引起较大应力集中。试验测试表 明，V形肋U肋更适合这种连接方式。 从左向右依次为：密贴型，椭圆切孔，圆形切孔（Haibach 切孔 1983） 图4.1-14 纵肋通过横梁的三种连接方式 更为合适的解决方式，在横梁上纵肋正下方开切孔（cope hole），切孔的形状一 般为椭圆的或梯形的，见图4.1-14，1983年Haibach和Plasil的对切孔的研究结果表 明，U肋下方采用大直径，和U肋连接处采用两个小直径圆的切孔形状是合理的。 4) 纵肋与桥面板和横梁交叉连接处的疲劳裂缝 当纵肋连续的通过横梁时，纵肋腹板、横梁腹板和桥面板相交处的连接是难点， 在纵肋的内部桥面板是没有支撑的，在车轮荷载作用下，连接节点处沿桥横向会产生 较大的应力集中，这一典型节点的疲劳特性以前没有引起重视。荷兰在维修Caland 桥 时进行了足尺寸疲劳测试，试验的结果表明，桥面板在横梁和纵肋交点处的应力 yII 比 横梁间跨中的应力 yI 要大两倍多。见图4.1-15。 a-试验加载 b-测试应力比较 图4.1-15 桥面板顶部的应力测试 为防止纵肋内的桥面板发生变形，在焊接前，将一块板放在U肋内，目前国内外 的一些桥梁中采用了这一施工方式，称为“K板”。采用这一板的主要目的是防止此 处的桥面板由于弯曲开裂。 图4.1-16 U肋内的衬板 世界各地均发现了此类连接处的桥面裂缝，图4.1-17为荷兰的Van Brienenoord 桥桥面裂缝示意和实际裂缝照片。裂缝起源于该连接处焊缝焊根，裂缝击穿桥面板沿 纵肋方向扩展，因为裂缝起源于U肋内部，桥面板下方，常规的肉眼检查中是不能检 查到的。产生裂纹后，会使肋上的桥面板挠度增大，必需及时在桥面开V型坡口后进 行对接焊修补。 个人简历 图4.1-17 实际桥面板裂缝（照片为荷兰的Van Brienenoord 桥） 5) 横梁或纵梁腹板与桥面板连接疲劳裂缝 除了纵肋与桥面板连接外，桥面板还有其他两种连接形式，一种是桥面板和横梁 的焊接连接，一个是桥面板和纵梁的焊接连接，见图4.1-18。横梁一般与桥面板采用 双面角焊缝相连，纵梁与桥面板连接多见于箱梁结构中，一般也采用双面角焊缝与桥 面板相连，几何形式上与横梁连接相似，但是在车轮荷载下的应力影响线有很大差别。 图4.1-18 横梁或纵梁腹板与桥面板连接 横梁和桥面板连接处的应力：1990年Cuninghame对横梁和桥面板连接进行了劲 力试验，得出了连接附近桥面板和横梁腹板的应力影响线，见图4.1-19。 图4.1-19 横梁与桥面板连接点的应力影响线 在车轮荷载通过连接部位时，横联上焊趾承受单个交替的应力循环，桥面板承受 压应力循环，当车轮直接作用在横梁上方时，桥面板应力减小。在钢箱梁中，纵梁的 连接形式和横梁与桥面板连接相同，但是受力特点却不相同，影响线见图4.1-20。 图4.1-20 纵梁腹板与桥面板连接点的应力影响线 个人简历 两种连接形式有两点主要的差别， 纵梁腹板与桥面板连接中，桥面板的应力循环不控制，因此桥面板的焊趾应 力没有横梁焊趾严重。 腹板中的应力是完全拉应力或压应力（取决于车轮荷载作用的位置），而不是 横梁中交替的应力，当考虑残余应力时，情况和横梁的应力基本一致了。 6) 桥面板的对接连接 桥面板一般在工厂预制好，到现场采用自动焊对接焊接。有时采用永久的衬垫， 拼接有时是双向的，纵向和横向。 桥面板的拼接连接直接承受局部车轮荷载的作用，有较高的应力，因此必须有良 好的疲劳强度。因此，现场一般采用全熔透对接焊接。各国规范均就对接焊接的疲劳 强度进行了分级，分为对称节点和不对称节点。 4. 2 虎门大桥疲劳裂纹现状及成因 虎门大桥工程于1997年五月建成通车。虎门大桥的建成通车，跨海连接了虎门、 番禺两地，使东莞成为沟通穗、港以及珠江两岸和深圳、珠海两个特区的交通枢纽。 11年来虎门大桥承受了繁重的交通压力，为广东省经济发展作出突出贡献。 虎门大桥工程由跨越珠江口水面的虎门大桥及其东、西两岸引道和配套工程组 成。全线设6个车道。路线全长15.762km，包括各类桥梁20座(含互通式立交2处)， 总长9.92km，占全线总长的63％。虎门大桥跨径888m的单跨双铰钢箱加劲梁悬索桥， 全宽32m。主缆直径68.7cm，由110束127丝Φ5mm镀锌高强钢丝组成。垂跨比1:10.5， 两主缆中心间距33m。吊索间距12m，吊点用4根Φ52mm金属芯钢丝绳。加劲梁采 用扁平闭口流线型钢箱梁。东塔采用钻孔灌注桩基础，西塔采用分离式扩大基础，塔 柱采用钢筋混凝土多层门型框架。东西两岸均采用重力式锚碇。 图4.2-1 虎门桥总体布置 根据《虎门大桥悬索桥2007年箱体详细检测报告》，共发现多处纵桥向U肋与 顶板间纵向焊缝处严重开裂。此外，还发现在U肋与横隔板板间竖向焊缝有裂纹，横 隔板出现横向或横斜向裂纹以及U肋横向开裂等现象。经分析认为，造成桥面板开裂 等病害的原因可能是途径虎门桥的车辆存在较为严重超载现象，在超重车过大的轴压 长期往复作用下，桥面板局部应力过大发生破坏。 4.2.1 虎门大桥疲劳裂纹现状 虎门大桥钢箱梁在多年超载重车作用下桥面板出现纵向裂缝，检测过程如下： 1）2003年在对大桥铺装整体大修时发现顶板出现2条纵向裂缝。 2）2007年8 月 7日在维修K10+406重车道处顺桥向开裂，裂缝长61cm，桥面 行车道板裂通，裂缝透水渗入箱内。8月15日前后在修复桥面铺装中又发现另2处开 个人简历 裂。9月 3日交通部公路工程检测中心对钢箱梁内完成箱内详细检查工作，发现除桥 面板开裂外，另有横隔板开裂，焊缝开裂多处。 3）2007年9月下旬开始的虎门大桥下游约三千平方桥面铺装维修工作中又陆续 发现27条桥面板纵向裂缝。 4）2008年3月虎门大桥下游最外侧重车道铺装整体打开，发现肉眼可见裂缝78 条。中国船级社采用超声波衍射技术检测两条裂缝出现主要位置共发现潜在裂缝约 160条。 图4.2-2 2008年3月去除下游铺装后进行检测的场景 图4.2-3 船级社采用超声波衍射进行潜在裂缝的检测 经过检测，发现桥面板纵向裂缝主要出现在如下位置： 1）裂缝在横桥向位置主要在车轮所在位置附近。 2）裂缝集中出现在U肋与顶板相接处，如图4.2-3所示。 3）裂缝在顺桥向位置主要在横隔板上方顶板或者嵌补段上方，如图4.2-5所示。 图4.2-4 裂缝在横桥向位置 图4.2-5 裂缝分布平面图 桥面板的纵向裂缝主要特征： 1) 桥面板全部裂缝都为纵向裂缝，且出现位置有较强的规律性。 2) 经超声波检测发现：裂缝发端于U肋与顶板的焊缝焊根处，裂缝从焊根处斜 向上开裂直至裂穿顶面（如图4.2-6）。在检测时发现相当数量未裂穿顶面的潜 在裂缝，经过一段时间的运营相信这些潜在裂缝会最终裂穿顶面形成贯穿缝。 3) 如果未及时进行修补，裂缝会不断扩展，出现较明显的错台（如图4.2-7）或 者末端分叉；同一条焊缝位置的多条裂缝趋向连通（如图4.2-8）；该处桥面铺 装更易破坏，桥面积水多数情况下通过裂缝透入U肋（如图4.2-9），少数情 况下透入箱内（如图4.2-10），造成钢材锈蚀。 个人简历 图4.2-6 裂缝示意图 图4.2-7 裂缝扩展并出现明显错台 图4.2-8 桥面板两条纵向裂缝扩展趋向贯通 图4.2-9 裂缝进水造成U肋内部严重锈蚀 图4.2-10 裂缝进水造成箱内污染 其它相关裂缝主要特征：1) U肋下缘与横隔板间弧形孔开裂。2) U肋嵌补段仰焊 焊缝出现裂缝。 裂缝 图4.2-11 U肋下缘与横隔板间弧形孔开裂 图4.2-12 嵌补段裂缝 根据检测，虎门大桥正交异性钢桥面板经过十年的运营，几种关键细节的疲劳疲 劳裂纹均出现过，其疲劳裂纹的成因是综合的多方面的原因形成的，下面进行分析。 4.2.2 虎门大桥疲劳裂纹的成因分析 1) 虎门大桥过往车辆超载情况较为严重 在超载车调查统计中将车型分成10种，将轴型分成5种，如下两表所示： 表4.2-1 车辆类型及限载表 轴载代码 12 13 122 113 1222 123 126 133 1322 136 车型示意图 表4.2-2 轴载类型及限重表 轴载类型 单轴每侧单轮胎 单轴每侧双轮胎 双联轴每侧单轮胎 双联轴每侧双轮胎 图例 限重值（t） 6 10 10 18 规范值（t） 7 13 28 6 55 5 50 4 40 轴数 2 车辆限载(t) 20 3 30 个人简历 三联轴每侧双轮胎 22 根据在虎门收费站利用便携式称重仪测得数据，具体数据如下所示。 27% 31% 14% 28% 未超重 超载率30％～50％ 超载率小于30％ 超载率大于50％ 图4.2-13 虎门大桥超载情况统计 针对虎门大桥主桥钢箱梁桥面板出现的问题，经过研究认为是在超重车过大的轴 压长期往复作用下造成钢箱梁桥面板出现裂缝。总结调查结果如下： 表4.2-3 轴重超载情况统计表 车轴名称 单轴单胎 单轴双胎 两联轴 三联轴 规定值(t) 6 10 18 22 测定最大值(t) 24.11 52.01 71.45 108.45 单轴重(t) 24.11 52.01 35.73 36.15 计算值(t) 13 13 13 13 荷载倍数 1.855 4.000 2.748 2.781 在对桥面板进行受力分析时发现在每轴车胎作用下桥面钢板局部会出现较大的 应力，这种局部应力主要集中在不大的区域以内（大约在车胎压重范围3倍左右的区 域内）。因此即便是两联轴或者三联轴情况下，每轴下车胎压重造成的局部应力区域 较小、车胎压重造成的应力分布情况相对独立，即对于其他轴和同轴异侧车胎下的应 力分布影响很小。因此影响桥面板应力分布的主要因素是车辆的单轴荷载大小，在上 表中可知，如果单轴荷载采用规范的13t作为分析基准荷载，而实测的最大单轴重52t 已经为基准荷载的4倍之多 2) 薄弱部位分析 1） 横桥向绝大多数裂缝都出现在U肋与顶板相接处。 ➢ 计算也表明该处在轮载作用下也出现最大的应力值；焊接产生的残余应力使得 该处受力情况更加恶劣；高应力幅是该处出现裂缝的前提。 ➢ 该处是焊接的高温热影响区域，材质在焊接施工中被劣化，力学性能指标相对 于其它区域有所降低；焊缝可能存在着缺陷和微裂纹，造成焊缝附近较容易出 现疲劳现象。 ➢ 超声波检测结果也显示在焊根处首先产生疲劳裂纹并逐步向面板顶部方向扩 展最终裂透钢箱梁顶板，并沿着焊缝向纵向发展。 ➢ 检测结果表示绝大多数裂缝横桥向都出现在U肋与顶板相接处。 2） 纵桥向多数裂缝出现在横隔板和嵌补段上方。 ➢ 为了避免出现英国塞文桥出现的U肋与横隔板之间的裂缝，虎门桥采用全桥贯 通的U肋设计，这种设计方法目前仍被广泛采用。这种设计必然要使得U肋在 横隔板上贯穿，从而弱化横隔板的整体性。而虎门桥在U肋里未设置封头板， 横隔板自身又采用拼接方式。因此顶板在横隔板处出现横向约束的不连续，在 U肋间顶板受到横隔板的强约束，而在U肋内部顶板没有受到约束。车轮荷载 作用在这部分桥面板时，会在U肋间和U肋内部产生较大的竖向变形差，从而 产生较大的弯矩和剪力，因此横隔板处的U肋与顶板相接处是桥面板受力方面 的薄弱部位。 ➢ 横隔板处出现多个焊缝：横隔板与U肋腹板的竖向焊缝、U肋与顶板之间的纵向焊缝、 横隔板与顶板之间的横向焊缝。三个方向的焊缝汇于一处（横向焊缝通过过焊孔与） 3) 原有设计的局限性和缺失 ➢ 横隔板间距4m较大。在虎门大桥之后设计的悬索桥如江阴大桥横隔板间距为 3.2m，海沧桥为3.0m，润扬桥为3.2m，阳逻桥为3.2m，都与虎门大桥相比有 明显减小。 ➢ 桥面板厚度12mm偏小。阳逻桥为14mm，黄浦桥为16mm，但是江阴大桥和海沧 桥还都是12mm。 ➢ U肋开口偏大324mm，U肋高度偏小260mm。江阴大桥和海沧桥都是开口300m 高280m。 个人简历 图4.2-14 拼接式的横隔板 ➢ 横隔板采用拼接式，这样会造成受力偏心，且在承受面外往复弯矩时整体性不 好；U肋下圆弧形过焊孔性状不好容易造成该处出现疲劳裂缝。 4) 钢箱梁焊接施工存在的问题。 ➢ 焊缝咬边较明显，外观成型不好。 ➢ 焊缝打磨不够，未形成船形，易出现应力集中。 图4.2-15 焊缝咬边较为明显 图4.2-16 焊缝打磨不够未成船形 5) 焊缝处应力集中的影响 不完全焊透的角焊缝处存在较大的应力集中，易形成疲劳裂缝，如图4.2-17。对 于肋与隔板、肋与桥面板焊接连接应属于横向对接K型焊缝连接，如图4.2-18所示。 当采用不完全熔透焊时，或实际是贴角焊缝时，其疲劳裂纹的根源在焊根，焊根处将 引起复杂的应力集中，使得裂缝常由焊根向桥面扩展，如图4.2-19。根据国外对此部 位的焊接疲劳试验可知，此处的疲劳强度较低，建议采用80MPa（J. Janss 1980） 图4.2-17 角焊缝焊趾处应力集中和疲劳裂缝图 图4.2-18 K型焊缝示意 图4.2-19 肋与隔板和桥面板连接处局部应力和裂缝面 6) 焊接残余应力的影响 由于焊接时在焊接中心产生局部高达1600℃以上的高温，从而在焊件内部产生较 高的温度应力，焊接温度应力较高时会使钢材屈服而发生塑性变形，钢材冷却后将有 残存于焊件内部的应力，称为焊接残余应力，相应的变形成为焊接残余变形。焊接残 余应力是形成各种焊接裂纹的因素之一，焊接残余应力主要分为纵向焊接残余应力和 横向焊接残余应力，如图4.2-20。 （a） 桥面板焊接和裂缝位置示意 个人简历 （b）残余应力分布 图4.2-20 桥面板和U肋焊接处温度场和纵横向残余应力分布图 纵向焊接残余应力：U肋焊接时，焊缝沿纵向（焊缝长度方向）收缩时，将产生 纵向焊接残余应力，焊缝及附近区域内为拉应力，其数值最大时会接近钢材的屈服强 度。 横向焊接残余应力，垂直于焊缝长度方向的焊接残余应力是由焊缝及附近区域， 在焊接时横向塑性变形荷冷却时横向收缩所引起的，横向焊接残余应力的分布比较复 杂，图2.35给出的是从一端向另一段连续焊接的时候横向应力分布，当焊接施工顺序 改变时（如：采用从中间向两边焊接），此分布会发生相应的变化。桥面板和U肋一 般采用部分熔透焊缝连接，如果焊接时不进行特殊处理，桥面板和U肋连接的焊缝无 论在纵桥向和横桥向都存在较大的残余应力。 U肋与桥面板的不完全熔透的焊接连接，其横向残余应力对应桥面板中横桥向的 应力，根据图4.2-20可知在很大的区域内为拉应力。同时，U肋与隔板焊接连接的纵 向残余应力也对应桥面板中横桥向的应力，根据图4.2-20可知在焊缝附近为拉应力。 两种应力叠加，使得U肋与隔板和桥面板连接处存在较大的残余应力。另外，U肋与 隔板和桥面板连接处还存在应力集中，使得此处成为疲劳最敏感部位，疲劳强度较低， 容易发生疲劳破坏。 虎门大桥桥面板中的实际残余应力状态和施工工序和焊接工艺密切相关。目前， 残余应力的精确计算比较困难。实际的残余应力可以通过试验的方法进行测定。 4. 3 正交异性钢桥面板局部应力分析 正交异性钢桥面板在现代钢桥中被广泛才用，我国大跨度桥梁如虎门大桥、江阴 长江大桥、南京长江二桥、润扬长江大桥、苏通长江大桥、杭州湾大桥等均采用正交 异性钢桥面板。然而在车辆局部荷载作用下，正交异性钢桥面板受力复杂，各焊接细 节易出现疲劳问题，并且随着交通流量的增加，特别是重型车辆和超重车辆的增加， 正交异性钢桥面板的疲劳损伤问题更加突出。正交异性钢桥面板在车轮局部荷载下， 桥面板局部横向弯曲，使得在焊接连接处产生较高的应力集中，很多研究者都对此进 行了研究，但是没有明确应力集中的程度。 本文以我国虎门大桥悬索桥为原型，采用空间有限元模型，研究在当前设计规范 规定的车辆荷载作用下，桥面板的应力分布情况。该桥桥面板厚12mm，下设槽形闭 口肋，肋高262mm，肋上口宽316mm，肋下部宽201mm，肋间距304mm，横隔板间 距4m。 文中采用板壳有限元模拟正交异性钢桥面板，分析重车后轴在横桥向和纵桥向不 同位置时桥面板的应力集中情况，可以为精确的评价桥面板焊接细节的疲劳性能做准 备。 70 mm 的沥青混凝土铺装层 （a）虎门大桥 图4.3-1加劲梁及正交异性桥面板构造(单位：mm) 4.3.1 有限元分析模型 个人简历 选用大型有限元ANSYS建模，分析中采用板壳单元SHELL63模拟正交异性钢 桥面板各部分，SHELL63单元有4个节点，每个节点有6个自由度，既能体现桥面 板的弯曲应力特性，又能体现结构的薄膜应力，符合钢桥面板的应力特征和几何特性。 由于我国公路桥梁设计规范中，没有专门的疲劳设计荷载，在本文有限元计算中， 车轮局部荷载暂按照《公路桥梁设计通用规范》(JTG60-2004)的强度设计荷载进行分 析，如图4.3-2所示。 3t12t12t14t14t 3 0.3 1 1.4 12.8 71.4 0 . 2 0 . 5 31.4 12.8 71.4 1 . 8 图4.3-2 公路车辆标准荷载（单位：m） 计算中将标准车辆的后轴直接加在桥面板上，中、后轮与桥面板的接触面积为200 ×600mm，经桥面70mm铺装层扩散后的接触面积为340×740mm。本文分析中未计 车辆作用时的冲击系数。 在进行有限元分析时，分别建立了整体和局部有限元模型，如图4.3-3所示。经 计算可以发现在车轮作用下桥面钢板局部会出现较大的应力，且这种局部应力主要集 中在较小的区域以内（约在2～3个U肋的范围内），各处轮压造成的应力分布情况 相对独立，应力分布影响范围很小。 图4.3-3 整体箱梁和局部桥面有限元模型 局部桥面板模型为5U肋5跨（含6个横隔板）。模型长20米，宽3.1米。横隔 板底部施加固端约束。采用图2所示的车辆荷载的后轮单独作用，荷载作用在U肋上 部，并分别作用在跨中和横隔板处，轮压作用面积为740×340 mm2作为代表性工况 进行比较，见表4.3-1。可见整体箱梁模型和局部桥面模型所得的应力相差很小，因此 分析单轮荷载作用桥面板时，采用局部桥面板的有限元进行计算，既可以节约计算资 源也可获得足够的精度。 表4.3-1 跨中加载桥面上表面应力（MPa） 应力 跨中处 x z M 横隔板处 x z M 整体 51.1 0.7 51.4 -5.9 8.4 12.6 局部 50.4 0.4 50.6 -4.6 9.8 12.8 注： x -横桥向应力； z -纵桥向应力； M -von Mises应力 4.3.2 单轮荷载作用下桥面板应力分布 个人简历 图4.3-4 纵桥向和横桥向加载工况（单位：mm） 为了全面考察桥面板在车辆荷载作用下的应力状态，对多种荷载工况进行了分 析。纵桥向：轮荷载作用在跨中和横隔板；横桥向：分为骑在U肋上，在U肋上和 在U肋间三种工况（图4.3-4）。下面按不同的工况分析桥面板的应力集中情况，考 虑桥面板扩散作用，车轮荷载按70kN考虑，轮压作用面积为740×340 m㎡。 横桥向按骑U肋、U肋上和U肋间三种工况进行分析，分别给出桥面板上下表 面的应力集中情况。由于横桥向应力是桥面板疲劳开裂的主要因素，所以主要分析桥 面板横桥向应力。纵桥向考虑荷载位于横隔板上方时见图4.3-5；荷载位于U肋跨中 上方时见图4.3-6。(top－桥面板上表面；bot－桥面板下表面；正为拉，负为压)。 (a) 骑U肋加载(Riding-rib wall loading) b）U上肋加载(Over-rib loading) (c) U肋间加载(In-between-ribs loading) 图4.3-5 横隔板处加载 桥面板的横向应力分布 (a) 骑U肋加载(Riding-rib wall loading) （b）U上肋加载(Over-rib loading) (c) U肋间加载(In-between-ribs loading) 图4.3-6 跨中加载 跨中桥面板的横向应力分布 根据图4.3-5和图4.3-6桥面板的应力分布状况可知： 1）单轮加载时，轮压的影响范围较小。轮压在车轮作用范围内，横向应力显著大于 其它地方。横隔板处加载，影响范围为2个U肋；跨中加载影响范围3个U肋。 个人简历 2）U肋与桥面板连接处应力集中现象严重，在轮压作用范围内的U肋与桥面板连接 处的应力变化非常陡峭，表明U肋与桥面板连接处存在应力集中现象。 3）在轮压荷载作用范围内的U肋与桥面板连接处桥面板底部受压顶部受拉，而在肋 间的桥面板底部受拉顶部受压。 4）骑U肋为最不利工况，U肋与桥面板连接处最大压应力分别为55MPa和63MPa。 虽然为压应力，但是此处不仅有初始缺陷，而且有焊接残余应力，易于产生裂缝。 4.3.3 跨中加载时横隔板处应力分析 如图4.3-7给出了在跨中加载时在横隔板上方产生纵桥向和横桥向应力的分布情 况。可以看出：跨中U肋上加载时，在横隔板处的产生一定程度（最大约10MPa） 的横桥向应力和纵桥向应力。在轮压荷载范围内U肋与桥面板连接处的横向和纵向应 力显著大于其它位置，且桥面板下表面产生的横向应力大于上表面，而纵向应力则小 于上表面。 (a) 纵向应力分布 (b) 横向应力分布 图4.3-7 跨中加载 横隔板处桥面板的应力分布 4.3.4 轮压荷载接触面积的影响分析 当桥面出现裂缝时，桥面铺装层也会出现龟裂，导致铺装层的应力扩散效果减小 甚至消失，使钢桥面板直接承受车辆荷载作用。为了考察轮压接触面积对桥面板应力 的影响，接触面积分别按740×340mm 2 和600×200mm 2 两种情况，以最不利工况骑U 肋为例，分析在横隔板加载和跨中加时桥面板下表面的横向应力，见图4.3-8。 (a) 横隔板加载(Action of diaphragm) (b) U肋跨中加载(Action of rib midspan) 图4.3-8 轮压接触面积的影响 通过比较桥面板的横向应力分布可知： 1）轮压接触面积减小，桥面板局部应力幅值会增大，跨中加载时增大近50MPa。 2）轮压接触面积减小，使得肋与桥面板连接处的应力集中现象更为严重。 4.3.5 双轴作用下桥面板应力分布 55吨重车共包括5个轴，后面两个轴间距仅1.4m，约为2个U肋的间距，可能 同时对桥面产生影响。以下以骑U肋加载工况为例，考察双轴作用下桥面板横向应力 在U肋与桥面板连接位置沿纵桥向的分布（下表面）。加载工况为：隔板对称加载、 一轮隔板加载、跨中对称加载三种，如图4.3-9所示。 1.4m 隔板对称布载 一轮在隔板上 跨中对称布载 4m4m 4m 图4.3-9 三种双轴加载工况示意 个人简历 (a) 双轴和单轴加载比较) (b) 双轴加载比较 图4.3-10 双轴加载桥面板横向应力分布 双轴加载时肋与桥面板连接处的横向应力分布见图4.3-10，通过比较可知： 1) 一个轮轴恰好作用在横隔板上时，桥面板受力最为不利，其横向应力最大。 2）横向应力较大的地方也出现在加载位置附近，其它地方的横向应力较小。 3）双轴作用下桥面板的横向应力要大于单轴作用产生的横向应力。 4.3.6 结论 以虎门大桥为研究对象，建立了正交异性钢桥面板的三维板壳有限元模型，分析 了车轮局部荷载下桥面板的应力集中现象，通过分析可知： 1）局部轮压荷载影响范围较小，横桥向根据不同的加载位置，影响范围2～3个U 肋范围；纵桥向仅在轮压部位产生较大的应力集中。 2) 横桥向加载时，骑U肋加载为最不利工况，骑U肋加载在桥面板和U肋焊接处 产生的横桥向应力最大。 3) 车轮局部荷载作用下，在桥面板和U肋焊接处附近的应力变化显著，表明U肋 与桥面板连接处存在的应力集中效应。 4) 随着铺装层破坏，车轮受压面积的减小，在同样大小的荷载作用下桥面板局部 应力幅值增大。 5) 双轴作用下桥面板的横向应力要大于单轴作用产生的横向应力。双轴中一轮恰 好位于横隔板上方时，此处肋与桥面连接产生的横向应力最大。 通过对车轮局部荷载作用下正交异性钢桥面板的应力分析，为进一步分析其疲劳 开裂问题打下基础。 4. 4 正交异性钢桥面疲劳裂纹加固方法研究 正交异性钢桥面板目前被广泛用于大跨度钢桥中，但是随着交通流量增大和车辆 轴重增加，全世界范围内都出现正交异性钢桥面板疲劳开裂问题。最早出现疲劳裂纹 的是英国的Seven桥 [1] ，1966年建成通车，1971年和1977年就发现了疲劳裂缝。在 日本、美国、法国、荷兰、巴西等世界各国都发现了钢桥疲劳开裂问题。 我国自上世纪90年代以来，大跨度及超大跨度钢桥广泛修建，如苏通长江大桥 (1088m)、南京长江三桥(648m)、舟山西堠门大桥(1650m)，润扬长江大桥(1490)、江 阴长江大桥(1385m)、虎门大桥(888m)等均采用正交异性钢桥面板。在铁路钢桥建设 中，也逐渐采用正交异性钢桥面板系，如京沪高速铁路天兴洲大桥，大胜关长江大桥 等。在这些桥梁建设之前，就列专项课题对正交异性桥面板进行疲劳试验研究，如苏 通长江大桥就专门对正交异性钢桥面板关键构造细节进行了疲劳试验，得出在现有工 艺条件下构造细节的疲劳强度。但是随着交通量增大和轴重增大，我国钢桥正交异性 桥面板的疲劳问题也会日益突出。 4.4.1 桥面疲劳裂缝的位置和形式 正交异性钢桥面板出现疲劳裂纹的机理比较复杂，但普遍认为有以下几个方面原 因形成的：1）交通流量逐年增大，重载车辆所占比重较大并且超载严重；2）在车轮 的反复作用，各种焊接细节的应力影响线短，一辆车经过时可能形成多次应力循环； 3）桥面板构造中应力分布复杂，各焊接细节的应力集中比较严重，远远超过了其应 有的疲劳强度。 根据大量的疲劳开裂实例和细节疲劳试验可知，正交异性钢桥面板疲劳裂缝主要 出现在重载车道附近，主要有两类焊接细节的疲劳裂纹：1）纵肋与桥面板的焊接连 接；2）横梁（横隔板）与桥面的焊接连接处。 图4.4-1 肋与桥面板连接处的疲劳裂缝 个人简历 图4.4-1显示了桥面与纵肋焊缝连接的可能裂缝形式。桥面疲劳裂缝可以发生在 焊缝趾部，如裂缝1和裂缝3分别击穿桥面板和肋壁；也可发生在焊缝根部，如裂缝 2和裂缝4分别击穿桥面板和焊缝。影响开裂面位置是加载的位置，焊缝的质量和有 效厚度t等因素。裂缝4可以采用加大焊缝厚度来避免。桥面裂纹可引起桥面铺装层 开裂失效，使桥面板直接承受车轮的冲击，增大桥面板的弯曲应力，加剧裂缝的扩展。 4.4.2桥面疲劳裂纹加固的方法 1) 疲劳裂纹加固的技术要求 由于每座桥梁的重要性不同，出现疲劳裂纹时的使用年限不同，对修复后的预期 使用寿命要求不同，因此修复的原则和方法也有差异。一般来说，总选择最为经济和 有效的加固方法。加固主要是从桥面板的使用寿命、安全性耐久性、受力性能、所需 时间、交通组织和加固维修费用等方面综合考虑。因此维修加固要求如下：（1）总体 要求：既有桥面尽可能不被破坏，加固方案要满足现有规范；（2）寿命延长和耐久性 要求：要求尽可能增加桥面板的刚度，降低关键焊接细节的应力幅；（3）受力性能要 求：维修引起的额外附加重量要尽可能小，使加固后桥梁各部分受力满足既有规范的 要求；（4）安全性要求：桥面抗滑性要满足要求，桥面尽可能平直；（5）可行性和交 通分流要求：加固所需的时间尽可能短，减少道路封闭的时间。 2) 局部桥面疲劳裂纹维修加固 对于已经击穿桥面板的疲劳裂纹，可以用简单的方法进行维修，提高连接部位的 强度。如果桥面裂缝单一，不长不宽、没有不平整的边缘，可以采用下列方式进行维 修：(1) 除去裂缝上方的铺装层；(2)确定裂缝长度，将裂缝加工成船型；(3)用全熔透 对接焊重新焊接，打磨焊缝使之与两侧齐平；(4) 重新检测并恢复桥面铺装。如图4-2 所示。这种修复裂缝的方法，并没有减少该处连接所受的弯曲应力，但是将产生裂纹 的初始缺陷消除了。 图4.4-2 桥面疲劳裂纹的简易加固方法 3) 桥面疲劳裂纹加固的方法 对于桥面发生较多的疲劳裂纹，对每条裂缝都进行上述方法进行修补，修补工作 量大，而且对桥面的受力性能没有得到根本的改善，没有降低使用状态下桥面焊接细 节的应力幅。如何进行大面积加固，人们进行了很多方法进行尝试。根据总的加固原 则，加固方案主要从几种关键的技术条件进行考虑：（1）旧桥面是否更替，传统的正 交异性钢桥面板上铺50mm厚的粘性沥青层；（2）既有裂缝是否进行修补，裂缝修补 后再进行加固，会使桥面板的寿命增大；（3）材料选择，一般为混凝土、钢材、压型 铝板，纤维混凝土塑料等；（4）结构形式：板式、压型板材、浇注层、夹层板(Sandwich Plate System )等；（5）连接方式：粘结连接和螺栓连接。（5）受力方式：无相互作用、 部分相互作用和完全相互作用。 目前应用较多的为高性能混凝土重做铺装层法[8]，在荷兰、巴西、日本已经有成 功的应用。预制夹层板法目前在德国也正在进行试验研究，他是采用两层钢板中间加 一层橡胶的做法，见图4.4-3。 图 4.4-3 夹层板系统(SPS)，1-钢板，2-橡胶层 下面介绍几种可行的维修方法。图4.4-4为6种加固方法，表4.4-1和表4.4-2分 别对这六种加固方法进行技术指标和优劣比较。 个人简历 图4.4-4 正交异性钢桥面板疲劳裂纹加固方法 表4.4-1 正交异性钢桥面板加固方法比较 技术参数 加固方式 (a) 高性能混凝土 (b) 压型铝板加固 (c) 压型钢板加固 (d) 二层钢板加固 (e) 预制夹层板加固 (f) 肋内填充混凝土 除去 除去 除去 除去 除去 不除去 不修补 不修补 不修补 不修补 不修补 不修补 混凝土 铝板 钢板 钢板 预制板 混凝土 旧桥面 既有裂缝 材料 结构形 式 浇注层 板式 板式 板式 板式 浇注 连接方式 粘结 粘结/螺栓 粘结/螺栓 粘结 粘结 粘结 受力方式 完全组合 部分组合 部分组合 完全组合 完全组合 部分组合 备注 SPS 在重车道下 表4.4-2 正交异性钢桥面板加固方法优缺点比较 加固方式 (a) 高性能混凝土组合桥面 优点 对桥面不平顺不敏感；显著增加桥 面刚度；较为理想的加固方法。 缺点 混凝土易开裂； (b) 压型铝板加固 (c) 压型钢板加固 (d) 二层钢板加固 (e) 预制夹层板加固 (f) 肋内填充混凝土 铝和钢的温度膨胀系数不同；二者的电腐蚀性不 可用于局部加固，重车道的横梁处； 同；钢梁防腐问题；粘结层的寿命有限并且缺少 减少桥面板的应力； 经验。 可用于局部加固，重车道的横梁处；连接缺少经验；粘结层是不连续的；桥面不平顺 减少桥面板的应力； 误差影响大。 桥面附加高度小；桥面不平影响小； 缺少粘结经验，粘结层寿命有限。 预制板的疲劳和耐久性要求高；缺少粘结经验； 夹层板可以预制； 预制板不一定适合桥面不平顺； 在桥面下进行加固；减少交通分流； 肋间桥面没有加固；很难保证桥面和混凝土密贴； 4.4.3实际加固案例 1) 英国Severn桥加固 1966年通车的英国Severn桥渡，包括中跨988m的Severn悬索桥，中跨234.7m 的Wye斜拉桥，和跨度61.7~64.0m的连续梁，其中钢梁全部采用正交异性钢桥面板 的单室单箱截面梁。 在肋与桥面连接处原采用角焊缝，焊脚长度6mm，通车11年后发现此处有裂纹。 按原构件制成疲劳试件，试验结果表明其抗力为F级（BS5400规范）。若将现有角焊 缝铣去，在纵肋壁开坡口，用多趟仰焊，让角焊缝焊脚达9mm，有效厚度（喉深）达 7.5mm，则所得构造的疲劳抗力能越过D级，可满足要求。 按上述方法进行加固时采用了专门的设备，如图4.4-5所示。在箱梁内底板上架 设门架，其立柱的长度可用汽缸调节，在门架上设置轨道，轨道上安装载有机具的跑 车，让机具通过可调节的球面支撑抵紧桥面板和纵肋，而铣削深度都是以相对桥面板 和纵肋来决定。这套设备在实验室和实桥中反复调试并修改后，用于Severn桥渡的加 固中。其铣削的速度是20mm/min，对每一长为4.57m的纵肋，需要40个工时。 图4.4-5 英国Severn桥桥面与肋的板焊缝加固 2) 日本Maihama桥加固 日本首都高速公路上的Maihama桥，为正交异性桥面板钢箱梁，于1978年通车 运营，日交通量为80000辆，大型卡车占15％，目前在重车道发现很多桥面疲劳裂缝。 在进行桥面加固之前，选取了三种加固方法进行足尺寸试件，在实际车辆作用下 试验。（1）直接粘12mm厚的第二层钢板（方法d），主要用于开裂区的临时修补；（2） 上铺钢纤维混凝土，直接形成组合桥面系统（方法a），该法能明显降低桥面板应力， 2004年用于加固Yokohama海湾大桥；（3）U肋内填充轻质混凝土（方法f），这种方 法的加固效果仅体现在U肋内填充混凝土的区域，其它部分的应力反而增加。 疲劳试验时，专门加工了串连式两橡胶轮小车，车轮间距为1.4m，前后往复移动 3m，每对轮的竖向力为69kN，相当于后轮为350kN级卡车。在原始桥面进行疲劳试 验，试验车往复循环 1.4510 次，即桥面经过 5.810 循环后，桥面出现疲劳裂纹。 66 个人简历 6 0.510 经过超声波检测，在次就出现了初始裂纹，裂纹逐渐扩展最后击穿桥面。当 桥面裂纹长130mm时，根部裂纹长度530mm。试验表明，裂纹在击穿桥面板之前， 要经过很长时间的扩展，但是击穿桥面板后，沿桥纵向扩展很快。但是桥面加上钢纤 维混凝土铺装后，肋与桥面板焊缝附近的应力降低明显，U肋外侧从136MPa降到 11MPa，U肋内侧从50MPa降到10MPa，在桥面经过 4.410 次循环后仍没有出现疲 劳裂纹。 3) 荷兰正交异性钢桥面板加固 荷兰最早进行试验研究是针对1990通车的Van Brienenoord开启桥，桥面仅有 5mm的环氧沥青层，1997年发现桥面裂纹，裂纹主要集中在重车道，横梁、U肋与 桥面的相交处。为此，1998年荷兰交通部开展了“钢桥面板疲劳问题研究”，对荷兰 80多座固定和移动钢桥桥面的疲劳机理进行分析，研究了实际有效的加固方案。在比 较加固方案试验中，对加固方案(a)、(d)、(f)进行了比较，结果发现，以轻质高性能混 凝土桥面，可以显著的降低桥面板的应力，桥面应力可从124MPa降到28MPa。根据 试验对两车道的Caland 桥进行了加固，根据寿命估算，加固后桥梁寿命会增加40年。 Caland桥加固的基本过程如下：除去5cm的旧沥青层，表面进行喷砂处理，对重 车道肋与桥面板的焊缝进行检查（超声波检测），如需要修补，可采用埋弧焊进行修 补，再进行喷砂处理。在其上铺设2mm厚的环氧粘结层，并喷洒3~6mm的铝土颗粒， 使混凝土和钢材之间能更好的粘结。在粘结层上铺设50×100mm的直径8mm的钢筋 网，浇注总厚度为50mm的高性能钢纤维混凝土（纤维含量为70kg/m3），最小厚度 不小于10mm。 6 (a)荷兰的Caland桥 (b) Caland桥桥面加固施工 (c) 混凝土桥面铺装分层示意 图4.4-6 荷兰Caland桥正交异性钢桥面板加固 为了使混凝土层与环氧铝土层更好的粘结，重要的方法是要有足够的压实能量， 试验表明60Hz的振动压实机即可满足要求，要求通车前混凝土层的抗压强度达到 50MPa，并且注意养护，使表面平整但是抗滑度要达到要求。 4) 巴西Rio-Niteroi 桥加固 该桥为矩形钢箱梁，正交异性钢桥面板(图4.4-7)，双向4车道，于1974年通车， 在通车后的15年中，交通量增加了8.7%，比设计估计量增大了1.5%，并且仅几年重 型卡车明显增多。随着桥面疲劳裂纹的增多，2001下半年至2002年初对桥面板进行 加固，采用带有剪力钉混凝土组合桥面的方法，加固采用分车道加固，不中断交通的 情况下进行的。加固后进行的实测表明效果良好。 图4.4-7 巴西Rio-Niteroi 桥正交异性钢桥面板 5) 丹麦的Farø桥 丹麦的Farø桥修建于1980～1985年，在Farø岛两侧的桥梁，主要为跨度80m 的钢箱梁桥，箱梁采用梯形断面，双向4车道，桥面宽19.6m，梁高3.5m(图4.4-8)。 从1990～2004年，日交通量从12000辆增加到19000辆，并且重车的增加量很大， 因此桥面发生裂纹，因此对疲劳裂纹的加固方式进出了研究，拟采用粘结的方式用混 凝土铺装代替原桥面。原设计桥面重1.21kN/㎡,加固后桥面重1.76kN/㎡，增加0.55kN/ ㎡，相应于Farø桥恒载8.6kN/㎡增加约6.5％。 图4.4-8 丹麦Farø桥正交异性钢桥面板及加固方案 个人简历 6) 日本阪神高速公路桥梁 日本阪神高速公路，90％的路段采用高架桥，其中有1347跨为正交异性钢桥面， 2007年3月的检查中发现142跨中有疲劳裂纹，主要原因为交通量增加和超载引起的。 其中的Shinhamadera桥为尼尔森-洛泽(Nielsen-losle)体系的提篮拱桥，跨度254m，双 向4车道。1993年开通，2005年日交通量为75000量，重型车辆占20％。桥面钢板 厚12mm，肋厚6mm，近期检查中发现桥面在横梁与桥面、肋与桥面连接处有疲劳裂 纹，桥面板下面的裂纹长度要大于桥面板上面的裂纹长度。 对该桥加固时采用粘贴钢板和裂缝端部钻孔的方法。在裂纹处的上下表面都增加 钢板，拼接钢板采用和桥面板相同材质、相同厚度的钢板，连接方式采用螺栓连接。 拼接板纵向长度为防止应力集中，要全部覆盖负弯矩区（横梁处裂纹）。为避免桥面 板厚度突变，桥面拼接板要比桥面下拼接板长240mm。拼接板的宽度要大于两个后轮 轮胎的宽度。通过对加固前后肋与桥面板连接处应力测试，加固前后各测72小时， 采用雨流计数法计算最大应力幅，在横梁附近最大应力幅由100MPa降低到40MPa， 跨中附近200MPa降低到136MPa，说明加固比较有效。 (a) 加固后桥面板表面 (b) 加固后U肋外侧 图4.4-9 日本Shinhamadera桥正交异性钢桥面板加固 4.4.4结论 正交异性钢桥面板的疲劳问题是困扰全世界的难题，对出现疲劳裂纹的正交异性 钢桥面板如何进行修补和加固更为困难，世界各国都在进行积极的探索。本文对正交 异性刚桥面板的疲劳裂纹的可行性方法进行了总结，比较了各种加固方法的优劣，并 介绍了几个典型加固工程。通过以上研究可知： 可采用专门的设备，在箱内对焊缝进行修补，提高焊缝的疲劳强度，如Severn桥。 疲劳裂纹紧急修补可以采用铣去裂缝，采用自动埋弧焊的方式进行修补。 对裂纹的局部修补，可采用二次粘贴钢板的方法。 高性能混凝土铺装层法可以大幅度降低桥面板应力，但是缺点是混凝土易裂，增加了既有桥 面的重量。 4.5 正交异性钢桥面板构造细节疲劳强度的研究 4.5.1 概述 在过去，正交异性桥面板并没有纳入多数桥梁设计规范中，因为焊接连接的疲劳 分级和应力分析比较复杂，缺乏桥面焊接连接疲劳失效的经验，尽管修建了很多正交 异型钢梁桥，这使得在后期的维修和检测中花费昂贵。 1976年欧洲煤和钢铁执委会（ECSC）F4设立了“桥梁动力荷载”工作组，第一 个全面的目标是进行交通荷载对钢桥作用的简化分析，主要目的是抗疲劳设计；第二 个目标是进行正交异性钢桥面板的疲劳试验测试。很过国家都进行了同步研究。研究 前期的两个阶段是收集和详细制定公路、铁路交通荷载信息和他们在桥梁中产生的应 力，为疲劳设计做参考。最终的目标是建立适合正交异型钢桥面办焊接连接的疲劳分 级，提出更好的设计细节、给出设计规程。 当前欧洲规范3－钢结构设计－Part 1.9 fatigue(EN 1993-1-9,2005)，对正交异性钢 桥面板的详细的疲劳分级就是根据上述研究得到的。在进行结构维修时，我们需要知 道既有平均疲劳强度曲线，而不是设计时的疲劳强度曲线。 疲劳试验结果表明，槽形肋和桥面板连接细节由于连接缺陷而疲劳强度低，应当 避免二者间隙大于0.5mm，焊喉的厚度必须大于1.1倍的槽形肋壁厚，焊缝的熔透为 80％，最小为50%，尽可能自动焊，因为自动焊比手工焊疲劳强度高；槽形肋必需连 续通过开槽和横隔板。试验数据统计表明：桥面板的裂纹的疲劳级别为125，焊缝和 肋的裂纹的疲劳级别为120。槽形肋的拼接接头和肋与桥面板的焊缝应为现场手工仰 焊，槽形肋腹板的斜边bevel edges与桥面板的焊缝应该平滑过渡，作为关键的连接部 位，更应该定期检查。 槽形肋的拼接因为是在现场手工仰焊，焊接质量比加工厂差，推荐位置应在肋跨 的1/4处，此处的应力谱比跨中小，接头长度至少大于150mm，加劲肋和拼接板及衬 板的间隙小于1mm。临时点焊tack weld应该和对接焊接采用一样的质量，加劲肋和 拼接板splice plate的根部间隙至少6mm，连接板的梁端必须是倾斜的，并保证焊缝质 个人简历 量，推荐焊缝的突起值为焊缝宽度的10％，并向板表面平滑过度（smooth transition）， 焊缝应全部做无损检测NDT。此处的疲劳级别为100。 横梁的刚度和高度明显影响槽形肋连接处的应力，纵肋可以采用不连续通过横隔 板，两侧的对接误差不超过15％的隔板厚，疲劳级别为56；采用连续通过横梁，可 以采用带和不带肋下端的帽孔，帽孔适合与横隔梁有足够的高度，此处焊接连接的疲 劳级别应为124。裂缝起始帽孔自由边是疲劳级别为125或80，起源于帽孔焊趾时为 71，两种情况都依赖于裂缝的起源点。 为避免桥面板出现裂缝，桥面板的厚度与预计的重车数量有关，铺装层可以降低 桥面板应力，既有桥面板的应力测试对修正数值模型是很好的工具，可以很好估算铺 装层的组合作用，对疲劳裂缝的估算起到很重要的作用。 4.5.2 焊接连接的疲劳评估 1）焊接连接疲劳特点 疲劳－是由于永久结构承受往复变化的荷载（应力和应变），在某一点或某些点 发生裂纹，经过一定的循环次数完全断裂的积累过程。（ASTM，1985）。 疲劳的本质：在往复荷载fluctuating load作用下，疲劳发生在应力低于材料的屈 服点，和静力允许应力，循环次数达到几百万次，断裂时几乎没有变形。在一个厚板 上焊接一薄板的节点断裂时的端口形状如下图所示：以裂源点为中心，形成同心圆， 就像海滩标记，这些海滩标记随裂缝的扩展变得粗糙，在高倍电子显微镜下可以看到， 每一个应力循环就会引起一个波，最后剩余的断面由于脆性断裂而破坏。 疲劳评估过程：疲劳裂纹一般发生在应力变化的截面或者局部应力高度集中的凹 槽处。疲劳裂纹有两个阶段，一是裂纹出现期，二是裂纹扩展期，形成断裂面的波纹。 一般讲裂纹出现期长，裂纹扩展时间短。 在焊接连接中，通常在焊趾处小小的缺陷，或许仅有0.1mm，实际产生的应力就 非常大，第一次应力循环中裂纹就会扩展，因此在焊接连接中应保持焊接良好的成型 质量，避免形成天然的裂源。焊缝的安全寿命一般在2～10×10 6 。在实际的结构中， 一般采用Palmgren-Miner线形疲劳积累损伤准则(Palmgren-Miner linear cumulative damage rule)，(Miner,1945)。Miner准则是否能精确评估结构的疲劳寿命，是否安全目 前仍在讨论。 较早对焊接疲劳进行分级和给定疲劳设计准则的是英国规范（BS5400：part10， 1980），特别指明没有包含正交异性钢桥面板的疲劳。在近几年研究的基础上，欧洲 制定了新的疲劳设计规范（Eurocode 3： Part 1.9 ），增加了正交异性钢桥面板的疲劳 规定。 2）焊接连接的疲劳 实际结构没有承受绝对静荷载的，一般均为变化的荷载，均可以视为疲劳荷载。 如果在设计中没有被重视，那么在荷载作用几百万次后，将会发生疲劳事故。焊接连 接易引起截面应力变化，形成疲劳的根源，另外焊缝和母材之间的焊缝表面突变，也 会影响连接的疲劳性能。 另外焊缝的几何形状也会影响疲劳寿命，比如焊趾处微小的侵蚀缺陷，在未焊接 的构件中，大部分疲劳寿命在裂纹产生期，小部分在裂纹扩展期；在焊接构件中，大 部分疲劳寿命在裂纹扩展期。 (a) 应力集中对疲劳寿命的影响(Maddox,1991) (b) 钢材强度对疲劳寿命的影响(Gumey, 1979) 图4.5-1 应力集中和钢材强度对疲劳寿命的影响 Maddox（1991）表明，高强度材料可以增大疲劳寿命，但是如果有缺陷，强度对 疲劳寿命影响较小图4.5-1b。因为裂缝的扩展由杨氏模量决定，不是依赖于抗拉强度。 合金和热处理可以增大材料强度但不影响杨氏模量，因此不影响裂纹扩展率，因此焊 接疲劳寿命大部分在裂缝的扩展期，因此材料强度增大不会影响焊接连接的疲劳寿 命。 即使应力幅完全受压，没有出现波动的拉应力，也会产生疲劳裂纹，主要时焊接 残余应力使得结构发生疲劳失效。见图4.5-2，不管所受的应力如何，焊接连接的有效 应力幅达到了残余应力水平。因此降低焊接残余应力可以增大焊接连接的疲劳寿命。 个人简历 图4.5-2 三种应力循环示意 5.5.3 欧洲规范3有关疲劳强度规定 1) 疲劳曲线 名义应力的疲劳强度可以用一系列的S－N曲线表示，分别对应与不同的疲劳细 节，正应力 c 和剪应力 T c 在2×10 6 的循环下的疲劳强度参考值见图4.5-3、4.5-4， 斜率m分别是3和5。 图4.5-3 欧洲规范3(EN1993-1-9,2005) 正应力疲劳强度曲线 图4.5-4 欧洲规范3(EN1993-1-9,2005) 剪应力疲劳强度曲线 由图4.5-3常幅名义应力，疲劳强度可以得到下式： mm R N R R 210 6 ，当N≤5×106时，m=3，见图4.5-3。在循环次数为5×10 6 时的常幅疲劳极限应力幅 D D (2/5) 1/3 C 0.737 C C 为，－为循环次数为 2×10 6 时的常幅疲劳极限应力幅。相应的疲劳强度曲线为： mm R N R R 210 6 当N510 6 时，m＝3 mm R N R R 510 6 当510 6 N10 8 时，m＝5 某些细节的试验数据不一定恰好符合图4.5-3的疲劳曲线，为确保安全，这些细 节的疲劳类别应低于2×10 6 时的疲劳强度，根据Eurocode 3(EN 1993-1-9 2005)，可以 增大这类细节的疲劳分级，将常幅疲劳极限定义为m＝3、循环次数10×10 6 时的疲劳 强度，而不是5×10 6 次。Eurocode 3(EN 1993-1-9 2005)给出了正交异性钢桥面板的疲 劳分级，见下表。 个人简历 表4.5-1 正交异性钢桥面板的疲劳分级 (EN 1993-1-9 2005) 细节类 别 80 71 细节详图 说明 1）连续纵 肋，横梁带 附加通过 孔 2）连续纵 肋，横梁没 有附加通 过孔 3）横梁两 侧分离的 纵肋 4）肋的接 头，带有钢 衬板的全 熔透对接 焊缝 5）肋中全 熔透对接 焊缝，从两 侧没有衬 板焊 6）由于通 过孔在横 梁腹板的 关键截面 71 7）面板和 U肋的焊 接 部分熔透 焊，a≥t 8）角焊缝 或部分熔 透焊缝，在 细节7之 外 7）评估板中 的弯曲应力 幅 6）评估关键 截面应力幅 ，考虑 空腹效应 要求 1）评估纵肋 沿纵向应力 幅 2）评估纵肋 中纵向应力 幅 3）评估纵肋 中纵向应力 幅 4）评估纵肋 中纵向应力 幅 t12mm t12mm 80 71 t12mm t12mm 36 71 112 90 80 71 如表8.3中的细节 1、2、4 如表8.3中的细节 5、7 如表8.3中的细节 9、11 5）评估纵肋 中纵向应力 幅 ，对 接焊缝内采 用临时点焊 50 8）评估板中 的弯曲应力 幅 在没有焊接的细节或者可能不会发生疲劳的焊接细节，影响疲劳强度的应力可以 考虑减小，在部分或全部受压时，减小后的有效应力幅为拉应力和60％的拉应力之和。 节点设计直接影响到结构设计寿命，是在役性能的基础，其焊接质量是关键因素－任 何疲劳分析的假定都是良好的质量和符合检测标准。然而实际中，不可能出现完美的 焊缝，总有裂缝、未熔合、夹杂及其它缺陷可能出现，减小结构的疲劳寿命，或许会 引起灾难性后果。 2）提高疲劳寿命的方法 在实际设计中，焊接节点或许没有足够的疲劳寿命，需要采取一些措施提高疲劳 寿命。有很多可行的方法，第一种方法是将焊缝移出高应力区，第二是增大连接不稳 板件的厚度和焊缝的尺寸，但高强度钢材不会提高疲劳寿命。 局部加热引起焊趾处产生压应力是有益的，但这需要精确的控制加热区域和加热 温度，因此局部加热法提高疲劳强度的已经被废止。 锤击法－用带有尖头的锤击打焊缝会取得良好的结果，虽然噪音很大。主要原理 是锤击会在焊趾处产生压应力。 压应力也可以由过载引起的朔性变形取得，压力容器的压力测试便是很好的例 子，压力增大时产生的局部塑性变形在卸荷载后产生压应力。这项技术也应该小心， 它会引起永久变形或者失稳失效。 当然还有其他的措施：焊趾打磨grinding、惰性气体再熔焊趾等，这些措施没有 包含在Eurocode3中，但规范允许加工中采用这些措施。 疲劳评估过程 疲劳评估宜采用损伤误差法和安全寿命法（the damage tolerant method or the safe life method） 3）桥梁疲劳设计 设计规范：1980年以前，桥梁主要按静力法进行设计，1980年以后主导的规范 就是英国标准疲劳规范（BS5400: Part 10, 1980），规范中主要定义了三项：（1）疲劳 设计荷载；（2）使用寿命120年的容许应力幅；（3）疲劳评估过程。但是规范中认为 正交异性钢桥面板受力复杂，缺乏试验数据而没有进行疲劳规定。 最新出版的欧洲3钢结构设计规范包含了钢桥疲劳设计标准。 在Eurocode 1(EN 1991-2,2003)第二部分，提供了供钢桥疲劳设计的不同的疲劳荷 载模型，定义了5种竖向力的疲劳荷载模型，疲劳荷载1、2、3用于确定这些模型在 桥梁上可能的布置产生最大最小应力幅；疲劳荷载4、5用于确定桥上卡车模型产生 个人简历 的应力谱。 疲劳荷载1是主要荷载系统，用于确定极限状态和特殊实用性验证的公路荷 载效应，包含双轴集中荷载，和均布荷载，在疲劳验证时减小了集中力和均 布荷载值，用荷载在桥上的可能的分布确定最大最小应力。 疲劳荷载2由一组理想化的卡车组成，称为频遇荷载，被定义未一组带间距 的荷载轴，每轴荷载都有接触面积和轮间横向间距。根据不同卡车的最不利 效应分别确定最大和最小应力，车辆沿单独的车道。 疲劳荷载3由4个轴组成，每轴有两个相同理想化的轮，根据荷载模型通过 桥梁计算最大最小应力和应力幅。 疲劳荷载4由一组标准卡车组成，共同产生的效应来等效欧洲道路的典型交 通。 疲劳荷载5直接由所记录的交通数据组成，满足特殊设计要求。 疲劳荷载1～4包含动力放大系数适应不同质量的路面。疲劳荷载1、2用于检验 疲劳寿命是否满足常幅疲劳极限。疲劳荷载3、4、5用于根据规范所定义的疲劳曲线 进行疲劳寿命评估。 4）钢桥面板的疲劳设计 表4.5-2 正交异性钢桥面板的疲劳分级 (prEN 1993-2 2005) 疲劳细节 桥面板横向焊缝的 纵向应力 肋与桥面板连接处 桥面板纵向应力 肋与横梁连接 肋的拼接连接 横梁切孔的边缘 部位 疲劳分类 1 2 3 4 5 71 100 1 80 2 80 1）连续纵向焊缝，2）横向对接焊缝 ） ） 疲劳关键细节（prEN 1993-2 2005） 在Eurocode 3(EN 1993-2,2005)第二部分提供了关于钢桥和组合桥设计的一般准 则，这些欧洲标准只关注了桥梁结构的抗力、适用性、和耐久性。没有关注其他方面。 在第9部分中包含了公路桥和铁路桥的疲劳评估，在附录C中包含了桥面板的疲劳细 节。 4.5.4 肋板与桥面板的焊接连接的疲劳试验研究 1) 连接构造 正交异性桥面板采用闭口肋所需的焊缝长度是采用开口肋的一半，然而采用闭口 肋在焊接中只能从肋的外侧焊接，在局部车轮荷载作用下肋与桥面板的焊缝承受着局 部横向弯矩，易于发生疲劳问题，因此各国规范对这一焊缝的设计和加工有详细的规 定，然而严格的规定增加了槽形肋的加工费用，降低了槽形肋的优点。 该节点的设计加工的技术要求很多，但是几何和焊缝外形对疲劳的影响却没有得 到重视。该节点的焊缝加工成型有不同的方法，在焊接前槽形肋腹板加工后的两种典 型的结构如下图4.5-5，腹板预加工成斜面和未加工两种形式。 (a) U肋预加工 (b) U肋未加工 图4.5-5 肋与桥面板连接的几何形状 (a)角焊缝 (b)部分熔透焊 (c) 全熔透焊 图4.5-6 肋与桥面板连接的裂缝形式 在英国的一些桥梁中，槽形肋的腹板经过加工，使得肋壁紧贴桥面板，采用焊高 6mm的贴角焊连接壁厚6.35mm的肋和11mm的桥面板，实际的焊高有4.5~5mm。 （Maddox 1974b） 在比利时，采用未加工的槽形肋时，但是他们必须密封，未熔透的最大值未2.5mm 对壁厚为6mm的肋Janss 1988，严格的规定增加了槽形肋的加工费用，降低了槽形肋 的优点。如今槽形肋和桥面板的焊缝都采用多头全自动焊接机进行焊接，这些焊接流 程要求熔透80～85%，最小的焊高为肋壁厚，但能满足这一规格的桥梁很少。 正交异性桥面板中肋与桥面板的焊缝在车轮局部荷载下，桥面板产生横向弯矩， 个人简历 使得在实际运营中该焊缝的焊根和焊趾承受反复的拉压作用，这就意味着可能从焊根 到焊喉、从焊趾到桥面板和肋腹板会产生疲劳裂缝。实际产生的裂缝主要依靠焊接残 余应力的分布、肋与桥面板在焊根处的间隙、桥面板和肋壁焊趾处的应力比。 桥面板和肋的连接节点潜在的裂缝为：（1）从焊根到焊喉；（2）从焊根到桥面板； （3）从焊趾到桥面板；（4）从焊趾到肋腹板； 裂缝一般在焊材中沿焊缝的方向和连接板扩展。在焊缝不连续处，裂缝可能沿肋 腹板和桥面板扩展。不同的加工条件和不同的焊接工艺下，焊缝的典型断裂面如图 4.5-6所示。 2) 既有的疲劳试验 早在上世纪70年代，很多研究者都认为需要得到焊接节点受弯的疲劳试验数据， 受轴向力的焊缝疲劳试验已经广泛进行了研究，其研究成果已经写进了规范中。比如 焊接工字型梁，由于在受弯时翼缘的中应力梯度很小，焊缝近似认为承受轴向力。但 是这种近似在正交异性桥面板的薄板中不再有效，必须研究在承受横向变化的弯曲应 力时，疲劳失效是发生在受压的板中还是发生在焊缝中。 从1974～2008年，槽形肋和桥面板的焊接连接，收集到国内外10个研究项目进 行了265个疲劳试验。 1). Maddox (1974a) 58 tests 英国 2). Maddox (1974b) 30 tests 英国 3). Vis (1976) 6 tests 荷兰 4). Johnston (1978) 22 tests 荷兰 5). Maddox (1979) 53 tests 英国 6). Thonnard/Janss (1985/1988) 36 tests 比利时 7). Bruls (1990a) 14 tests 比利时 8). Bigonnet (1990) 20 tests 比利时 9). Dijkstra/Kolstein (2000) 6 tests 荷兰 10). 陶晓燕，刘晓光（2007） 20 tests 中国 上述试验可以分为两类：小板试件受弯试验，足尺寸试件受实际荷载试验。 (1) 英国的Maddox试验 1974年，Maddox首先进行了小板件试件的疲劳试验，板厚11mm，加劲肋6.35mm， 宽300mm，加劲肋与板成60°角，采用单边焊，含焊缝的截面承受均匀弯矩，应力 比R＝-2。结果疲劳裂缝出现于焊根或焊脚，穿过桥面板，起源于焊根 和焊趾的裂缝 的疲劳寿命没有差别。 图4.5-7 试验试件1A及破坏形式(Maddox, 1974a) 图4.5-8 试件1A的试验结果(Maddox, 1974a) Maddox还分别对其它3组试件，分别采用对接焊缝和角焊缝连接，加劲肋垂直 焊接在桥面板上，让连接焊缝直接承受弯矩。应变计直接布置在加劲肋的焊趾处监测 应变。对2B组试件，焊趾的应力比R=0，希望裂缝起源于此处。除3组4C试件外， 3B和4C加载方式和2B一样，但焊趾处采用全压的应力循环R=-∞，那么焊根承受 全拉的应力，希望裂缝起源于此。试验还表明对接焊缝的疲劳强度高。 上述小尺寸试件没有考虑正交异性桥面板的实际应力，没有考虑肋的受弯，仅考 个人简历 虑了桥面板的受弯，这仅是最理想化的简化试件，后来的试验采用实际试件进行试验。 1974年，Maddox又进行了足尺寸试件的疲劳试验，板厚11mm，加劲肋6.35mm， 宽300mm，带有单个槽形肋的试件。采用三种加载方式：（1）荷载加在肋中线的桥面， 对称支撑；（2）同1，但荷载加在肋上；（3）试件采用非对称支撑，荷载非对称加载 桥面。 图4.5-9 0/ / 系列试件的加载情况 (Maddox, 1974b) 图4.5-10 A系列试件的加载情况 (Maddox, 1974b) 进行了2组试件（0/1/-和0/2/-）试验，在桥面板焊趾处的应力比R=1and 0，然而 所有的试件裂纹都是起源于焊根发展到焊喉，很明显这种疲劳的失效是肋腹板受到了 横向弯矩，所以尤其是应该注意肋壁的应力。考虑到肋的弯曲应力是重点，取实际的 桥面板受典型的轮载（20kN，Nunn，1974c）进行研究，绘制处桥面板和肋的弯曲应 力影响线，明显地看到肋的应力比桥面板高。 疲劳试验中荷载必需真实，Maddox试图再现桥面板最不利的应力分布。我们期 望肋板应力幅和桥面板的应力幅比值最小，两板中的应力比分别为肋中-1.42和桥面板 -8.75。在实际中，只能是前后车辆产生，而不是同一车辆的前后轮。模拟实际的加载 试件和加载图示见图4.5-10。 试验中移动支座的位置，使得肋与桥面板的应力幅最小，主要是探讨不同应力比 的影响，结果表面对疲劳性能影响的是应力幅而不是应力比。 (2) 1976年荷兰Delft大学Vis所做的足尺寸疲劳试验 试验中采用足尺寸试件，主要变化点在焊接前肋与桥面板的位置关系，有三种工 况：（1）槽形肋受压连到桥面板；（2）The trough not pressed to the deck plate. (3)槽形 肋与桥面板有2mm间隙。 图图4.5-11 试验试件和试验加载情况 (Vis, 1979) 加载位置的选择：通过移动加载点距隔板的位置，使得槽形肋腹板受力最大，最 后选择距隔板300mm。通过改变试件尺寸、和车轮接触面积，疲劳荷载范围为1×70kN 和2×40kN。每次循环次数为2×10 6 ，试验结果所有的试件都没有裂纹，他认为槽形 肋与桥面板的连接发生疲劳失效的可能性比较低。 (3) 1985年比利时Thonnard (or Janss) (a) 试验试件和加载情况 (b) 测点布置 图4.5-12 试验试件和测点布置 (Thonnard 1985) 比利时进行了槽形肋与桥面板焊接连接的疲劳试验。槽形肋没有经过加工，采用 个人简历 部分熔透焊，肋与桥面板最大间隙2.5mm如果肋壁厚6mm。主要研究该焊接连接的 不同加工条件对疲劳性能的影响，尤其是部分熔透和不熔透的焊接。 试件按下列方式加工：（1） 肋壁的端头未经任何加工，比如打磨和削切；（2） 手工焊接，熔透深度每个试件单独测量；（3）组焊前的临时点焊没有任何要求。 特殊的要求：槽形肋与桥面板之间的间隙为0、0.5、2mm，焊接的方式为平焊和 仰焊。加载和测点布置如图4.5-12，模拟实际车轮荷载位置，测试槽形肋腹板的横向 弯曲应力。 表4.5-3 试件特点(Thonnard 1985) 系列 TJ1 TJ2 TJ3 TJ4 TJ5 TJ6 TJ7 TJ8 焊接方式 手工平焊 手工平焊 手工平焊 手工平焊 手工平焊 手工仰焊 手工仰焊 自动焊 间隙 0 0 2 2 0.5 0 2 0.5 焊喉 mm 3.7 3.1 4.1 4.1 3.0 ？ ？ ？ 4.2 4.5 3.0 2.1 3.9 2.6 2.1 2.8 未熔透 应力比 肋腹板 桥面板 -1.53 -1.15 -1.53 -1.14 -1.55 -1.59 -1.63 -1.63 -1.65 -1.30 -1.57 -1.20 -1.62 -1.60 -1.64 -1.67 试件 数量 7 5 6 6 3 3 3 3 试验表明：水平焊接的试件裂缝多起源于焊根，导致焊缝和肋失效。仰焊的试件 使桥面板失效。自动焊比手工焊的疲劳强度大。 间隙e影响疲劳强度：在2×10 6 次循环时，当间隙e≤0.5mm时，槽形肋横向弯曲 的应力幅可为80MPa，保证率在90％。当间隙等于2mm时，2×10 6 次的参考应力幅 减小到57MPa。 Maddox（1974）年做过类似的试验，主要差别在于：槽形肋的腹板端部是否进行 了加工，为使槽形肋与桥面板接触良好，Maddox将槽形肋腹板做成和桥面板平行的 斜面，而Thonnard的试件没有经过加工，二者的试验结果见4.5-13，Thonnard的试 验取间隙e≤0.5mm的结果。 经过比较可知，二者没有大的差别，但加工的费用十分昂贵。Janss认为上述疲 劳应力幅80MPa（肋6mm，板12mm，间隙e≤0.5mm）是偏低的，如果焊接质量提高， 应力幅水平可以提高。 图4.5-13 试验试件和试验加载情况 (Thonnard 1985) (4)比利时的Bruls试验 （1990） 为研究自动焊对槽形肋与桥面板联接的疲劳强度影响，比利时的Bruls和 Bignonect进行了附加的疲劳试验，这些试验是欧洲并列研究项目的一部分（Bruls， 1995b）。试验和试件的几何尺寸如图4.5-14，焊接过程的特点：（1）槽形肋的边缘没 有经过加工；（2）槽形肋和桥面板的间隙e≤0.5mm；（3）采用自动埋弧焊，没有预热 和后加热处理；（4）沿水平位置焊接。这些焊缝未熔透(lack of pentration)部分1.5 to 2.5mm，焊缝尺寸(weld throat thickness) 4.7 ~ 6mm，进行了常幅疲劳测试和变幅疲劳 测试。 图4.5-14 肋与桥面板连接节点 (Bruls 1990) Bruls认为承受横向弯矩的肋板在2×10 6 疲劳循环时焊趾处的参考应力幅为 114MPa，而桥面板焊趾处的参考应力幅163MPa，可信度为97.5%。 1990年的Bignonnet处理了下面两个问题：（1）在焊接测试中主动焊过程的优化； （2）间隙对疲劳性能fatigue endurance的影响。试验中采用1点加载三点弯曲的方式， 个人简历 为得到连接处的应力分布，先进行了10kN静力加载，试验试件和静力实验结果如图 4.5-15，4.5-16。 图4.5-15 试验试件和测点布置 (Bignonnet 1991) 图4.5-16 10kN加载时各部位名义应力 (Bignonnet 1991) 试验结果： （1）如果缝的未熔透部分小于1mm，焊缝尺寸为6mm，应力比R=-1，裂缝多 起源于桥面板的焊趾处，间隙的大小对连接的疲劳强度没有明显的影响。 在200万次的循环次数，推荐疲劳参考应力幅为173MPa，相应S－N曲线 的m＝3。 （2）Bruls及Thonnard试验的表明：裂缝起源于焊根，疲劳失效发生在焊缝， 而Bignonnet的裂缝起源于焊趾。 （3）埋伏自动焊使得未熔透部分减小，焊缝尺寸增大。但是若间隙大于2mm， 焊缝起源于焊根，若间隙小于1mm，焊缝一般起源于焊趾，疲劳强度提高。 5）荷兰的Dijkstra, kolstein试验(2000) 从1999年考虑维修Moerdijk桥的槽形肋和桥面板的连接，就基于英国的Seven Crossing的维修过程，荷兰开始了维修项目的研究。为了检测采用自动仰焊时该连接 的疲劳性能，进行了几组试验，所有的试验都是在常幅荷载，桥面板的应力比R=-0.66 的工况下做的。试验的设施和测点布置如下： 图4.5-17 试件尺寸和加载方式 (Dijkstra，2000) 图4.5-18 应变计布置 (Dijkstra，2000) 个人简历 试验结果表明：采用自动仰焊，裂缝起源于桥面板的焊趾，在200万次的循环次 数参考应力幅172MPa，m=3，2倍方差，和1999年Bignonnet的试验结果是一致的。 6）中国陶晓燕、刘晓光的试验(2007) 2007年结合正在修建的昂船洲大桥，中国铁道科学研究院进行了肋与桥面板焊接 连接的足尺寸试件疲劳试验，试验试件和加载方式与1974年英国Maddox的试验类似， 如图4.5-19。共进行了20个试件的疲劳试验，试验结果表明，疲劳裂纹大部分出现在 桥面内侧的焊根和外侧的焊趾处，与实际桥梁的疲劳裂纹相同。试验的缺点没有进行 角焊缝的参数比较，即没有对焊脚尺寸、未熔焊深度、间隙大小、焊缝质量进行分析， 仅笼统给出了肋与桥面板连接处肋板的弯曲应力为名义应力，根据试验结果回归处疲 劳曲线，取97.7%的保证率，得到疲劳疲劳强度为95.6MPa。 lgN13.2482.5007lg , 0 95.6MPa(210 6 ) 图4.5-19 试验试件和加载布置 (陶晓燕，刘晓光，2007) 4.5.5 肋板与桥面板的焊接连接的试验数据统计分析 荷兰Delft大学的M. H. Kolstein对除中国以外的疲劳试验数据进行了分析统计分 析，最后总结出该连接的疲劳强度。 1) 疲劳试验数据的组织 槽形肋与桥面板的连接主要变量为:板厚、焊缝尺寸、焊缝熔透深度、肋的腹板与 桥面板的密合程度。多数桥面板厚12～15mm，肋6～8mm，讨论三种数据的焊缝： （1）手工角焊缝，（2）手工熔透焊,(3)自动埋弧熔透焊。 试验试件几何尺寸和荷载条件的微小差别对疲劳强度没有大的影响，所以仅考虑 4种变化：（1）肋腹板和桥面板间隙；（2）熔透焊和角焊缝；（3）手工焊和自动焊； （4）水平焊和仰焊。 通过对疲劳试验数据进出分析，可以按试验得到的S-N分以下三种： 1）．角焊缝连接（fillet welded joint）: 焊接前焊口形状经过精确的加工，肋与桥 面板密贴，没有间隙合熔透深度，这种细节在早期英国的Seven高架桥的桥 面中应用。 2）．手工熔透焊连接（manual welded penetration weld）: 肋板没有经过特殊加工， 采用手工仰焊，间隙0.5~2mm，熔透深度比角焊缝好，但只有肋板厚的50％， 焊缝尺寸比肋腹板小，这类细节在上世纪70年代在桥梁上广泛应用； 3）．自动熔透焊：（automatic welded penetration weld）: 肋板没有经过特殊加工， 平焊，间隙0~2mm，熔透深度比部分熔透焊缝好，焊缝尺寸与肋腹板厚度相 同，这类细节正广泛应用在现代钢桥的加工车间内。 共有三种潜在的疲劳失效模型：桥面板焊趾处；起源于焊根的焊缝处；槽形肋焊 趾处。 2) 定义疲劳应力 应力和循环次数为对数线性衰减关系，表达式为： log(N)=log(a)+mlog(S) S－应力幅，N－循环次数，a－截断数，m－衰减斜率。设计S—N曲线为试验得 到的平均S－N曲线减2倍的方差。 3) 手工焊接的角焊缝连接 1974年英国Maddox进行的试验为手工角焊缝，所有的疲劳失效为焊缝失效，试 验得到的肋板在焊趾处的在2×10 6 时的设计应力幅68MPa。1985年Thonnard的试验， 所有连接的失效都在焊缝，间隙e=0~0.5时可以被认为是Maddox中的贴角焊缝的试 件，分析中采用固定斜率m=3，肋板焊趾处的设计疲劳应力幅为73MPa。比Maddox 测试的结果大5MPa。如果将二者的实验数据放在一起进行分析，可以得到肋板在汉 根处的设计应力幅为70MPa。 个人简历 图4.5-20 带有0～0.5mm间隙的角焊缝疲劳曲线和疲劳强度 4) 手工焊接的部分熔透焊连接 图4.5-21 2mm间隙的部分熔透焊连接的疲劳曲线和疲劳强度 1985年Thonnard年进行的试验中，间隙为2mm的试件，未熔透部分很小，可以 视为部分熔透焊缝，疲劳失效为焊缝失效，试验得到的肋板在焊趾处2×10 6 时的设计 应力幅55MPa，比间隙小于5mm时的角焊缝疲劳设计应力幅68和73MPa要低。见 图5-21。 5) 自动焊接的部分熔透焊连接 1990年，Bruls进行的疲劳试验测试，根据试验数据分析得到在桥面板和肋板在 焊趾处设计应力幅均大于100MPa，而1990年Bignonnet的试验结果，桥面板失效， 其相应位置的设计应力也大于100MPa，但比Bruls的试验结果大。 2000年，Dijkstra进行的疲劳试验测试，桥面板失效，根据试验数据分析得到在 桥面板在焊趾处设计应力幅146MPa。将Dijkstra和Bignonnet的试验合并，共21个 试件，可以分析得到桥面板在焊趾处的应力幅为140MPa。 2007年中国的陶晓燕和刘晓光共进行了20个试件的疲劳试验，得到U肋腹板在 焊缝出的疲劳应力幅为96.5MPa。 图4.5-22 0～2mm间隙的自动焊连接的疲劳曲线和疲劳强度 个人简历 4.5.6 结论 根据试验试件的分类和疲劳试验结果可以对该类疲劳细节的疲劳强度归纳如下： 1）桥面板的裂缝：根据21个试件的试验结果，在2×10 6 次循环时设计应力幅为 140MPa，考虑这类焊缝的可再现性，推荐稍低分类级别125。 2）焊缝和槽形肋腹板的裂缝： （1）肋板加工后的贴角焊缝连接：所有30个试件都在焊缝失效，设计时考虑 槽形肋腹板焊趾处的应力，根据试验的结果为68MPa，推荐设计分类63。 （2）部分熔透焊接连接：焊缝尺寸都应大于肋板厚度，建议熔透量为肋板厚度 的80％，至少50％。手工焊：11个试件，间隙e大于0.5小于2mm，疲劳失效在焊 缝，验算肋板焊趾处的应力，试验为52MPa，推荐分类级别50；自动焊：14个试件， 间隙e小于0.5mm，疲劳失效在焊缝，验算肋板焊趾处的应力，试验为110MPa，推 荐分类级别100，若采用仰焊为90； 根据以上分析，规范Eurcode 3 part 1-9中细节的分类7、8可以修改如下： 表4.5-3 肋与桥面板连接细节疲劳强度(荷兰 M. H. Kolstein ) 细节 类别 细节特征 说明 要求 125 桥面板出现裂缝，焊缝和母 材要平滑过渡 取连接处桥面板的名义 应力幅，桥面裂缝 角焊缝，裂缝出现在焊缝或 肋的腹板 63 角焊缝，间隙<0.5mm; 焊喉>肋腹板厚度 50 部分熔透焊， 0.5mm<间隙<2mm 焊喉>肋腹板厚度 全熔透焊，间隙<0.5mm 部分熔透焊，间隙<0.5mm 取连接处肋腹板的名义 应力幅。 肋腹板进行加工平行于 桥面板 熔透80％，最小熔透50％ 仰焊， 熔透80％，最小熔透50％ 自动焊， 熔透80％，最小熔透50％ 90 100 4.6 小结 本章以虎门大桥为研究对象，对正交异性钢桥面板的基本构造，应力集中、疲劳 加固方案、疲劳细节分级和肋与桥面板连接的疲劳强度进行了研究和分析，结果如下： 的三维板壳有限元模型，分析了车轮局部荷载下桥面板的应力集中现象，通过分析可 知： 1）车轮局部荷载作用下，在桥面板和U肋焊接处附近的应力变化显著，表明U肋 与桥面板连接处存在的应力集中效应。 2）对正交异性刚桥面板的疲劳裂纹的可行性方法进行了总结，比较了各种加固方 法的优劣。加固可分临时修补和永久加固，高性能混凝土铺装层法可以大幅度 降低桥面板应力，但是缺点是混凝土易裂，增加了既有桥面的重量。 3）对肋与桥面板焊接连接的疲劳试验进行了分类介绍，根据试验试件的分类和疲 劳试验结果提出了该类疲劳细节的疲劳强度。 参考文献 1) 小西一郎，钢桥：第一分册[M]，北京：人民铁道出版，1980. 2) 孔祥福，周绪红，狄谨，程德林，吕耀秀，钢箱梁斜拉桥正交异性桥面板的受力性能[J]. 长 安大学学报（自然科学版），2007，27(3):52-56. 3) 李立峰，正交异性钢箱梁局部稳定分析理论及模型试验研究[D]，湖南大学，2005. 4) 郑凯峰，梁肇伟，唐继舜，中国大跨度悬索桥全焊钢箱梁的技术进展，钢结构，1998， 13(2):46~49. 5) M. S. G Cullimore, J.W. Smith, Local stresses in orthotropic steel bridge decks caused by wheel loads. 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