鋼橋面疲勞細(xì)節(jié)的車輛動力沖擊響應(yīng)研究

張龍威，趙 華?，邵旭東

(湖南大學(xué) 風(fēng)工程與橋梁工程湖南省重點實驗室，湖南 長沙 410082)

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鋼橋面疲勞細(xì)節(jié)的車輛動力沖擊響應(yīng)研究

張龍威1，趙 華1?，邵旭東1

(湖南大學(xué) 風(fēng)工程與橋梁工程湖南省重點實驗室，湖南 長沙 410082)

選取佛陳新橋(三跨變截面連續(xù)鋼箱梁橋)為研究對象，以35t標(biāo)定三軸車進(jìn)行跑車試驗，結(jié)合有限元計算，對正交異性鋼橋面疲勞細(xì)節(jié)的車橋動力性能展開研究.首先，將試驗結(jié)果進(jìn)行濾波處理，過濾掉噪聲信號；然后，采用雨流法提取各個測點的應(yīng)變幅值和循環(huán)次數(shù)；最后，按不同的疲勞細(xì)節(jié)計算出相應(yīng)的沖擊系數(shù)，并進(jìn)行分析.研究發(fā)現(xiàn)：徐行與常速工況下，鋼橋面均出現(xiàn)明顯的車橋耦合現(xiàn)象.由于各疲勞細(xì)節(jié)處的局部剛度與構(gòu)造的差異，各疲勞細(xì)節(jié)測點車橋動力沖擊響應(yīng)各不相同.其中，面板、U肋與隔板測點的沖擊系數(shù)分別為0.219，0.245和0.394，均大于我國《正交異性鋼橋面系統(tǒng)設(shè)計與維護(hù)指南》和美國AASHTO規(guī)定的0.15.研究結(jié)果表明目前的設(shè)計規(guī)范低估了車輛對鋼橋面的動力沖擊響應(yīng).

正交異性鋼橋面；跑車試驗；車橋耦合；沖擊系數(shù)

針對正交異性鋼橋面體系普遍存在的疲勞開裂問題，各國的研究者展開了大量的實橋與足尺模型試驗，由此得出鋼橋易出現(xiàn)疲勞的細(xì)節(jié)，如圖1所示.其中：疲勞細(xì)節(jié)①和②位于鋼面板與U肋焊縫處，焊縫的疲勞壽命主要受荷載加載位置、面板厚度以及焊縫熔透程度等因素的影響.面板一側(cè)的應(yīng)力幅通常大于U肋一側(cè)，更容易出現(xiàn)裂縫[1-3].細(xì)節(jié)③和④位于弧形切口處，是正交異性鋼橋面受力最復(fù)雜的部位，同時受到車輛荷載引起的橫向彎矩、剪力產(chǎn)生的面內(nèi)應(yīng)力以及縱向彎矩產(chǎn)生的面外應(yīng)力.此處的應(yīng)力主要由面內(nèi)應(yīng)力控制，主要受與之相鄰的兩個橫隔板間距內(nèi)荷載的影響，幅值與弧形缺口的尺寸、形狀密切相關(guān)[4-7].細(xì)節(jié)⑤為U肋對接處的裂縫，是由外荷載產(chǎn)生的縱向彎矩引起的，焊縫強(qiáng)度主要由對接焊縫的工藝決定[8].

除此之外，國內(nèi)外學(xué)者還對鋼橋面疲勞細(xì)節(jié)的動力響應(yīng)展開了研究.國外以Fisher和Connor為代表最早研究車輛駛過橋面時各疲勞細(xì)節(jié)的時程應(yīng)變響應(yīng)，并提出新的遠(yuǎn)程監(jiān)控系統(tǒng)，將傳統(tǒng)的時程應(yīng)變數(shù)據(jù)與圖像記錄整合，實現(xiàn)現(xiàn)場的實時監(jiān)測[9-10].國內(nèi)專家也進(jìn)行了一系列研究，鐵科院的趙欣欣等對西堠門大橋進(jìn)行了徐行試驗，得到車輛低速狀態(tài)下鋼橋面板的應(yīng)力大小、歷程和分布規(guī)律[11].東南大學(xué)李愛群等對潤揚(yáng)大橋進(jìn)行實時疲勞效應(yīng)監(jiān)測，根據(jù)響應(yīng)信號對疲勞細(xì)節(jié)進(jìn)行可靠度評估[12-14].

圖1 疲勞易開裂位置Fig.1 Fatigue crack details

然而，針對鋼橋面車輛動力沖擊系數(shù)的相關(guān)研究較少.傳統(tǒng)的實時監(jiān)測系統(tǒng)不能將動態(tài)應(yīng)變信號與車輛軸重相對應(yīng)，無法得到準(zhǔn)確的評定車輛的沖擊系數(shù)；雖然徐行試驗得到的是標(biāo)定車作用下的動力響應(yīng)，但車速太低，不能反映常速下的車輛動力沖擊效應(yīng).此外，各國的鋼橋設(shè)計規(guī)范對車輛荷載沖擊系數(shù)的取值尚未形成統(tǒng)一認(rèn)識.法國規(guī)范中鋼橋沖擊系數(shù)是以跨度為變量的函數(shù)，在0到0.4之間變化[15]；而我國的規(guī)范中尚無具體規(guī)定，僅在《正交異性鋼橋面系統(tǒng)設(shè)計與維護(hù)指南》(后文簡稱《指南》)中建議沖擊系數(shù)取0.15[16].若沖擊系數(shù)取值不當(dāng)，可能會造成鋼橋面的疲勞應(yīng)力被低估.因此，有必要進(jìn)一步對鋼橋面體系的沖擊系數(shù)進(jìn)行深入的研究.

本文以一座新建鋼橋——佛陳新橋為研究對象，進(jìn)行大量的跑車試驗，得到各疲勞細(xì)節(jié)測點的動態(tài)應(yīng)變信號，計算出相應(yīng)的沖擊系數(shù)，為正交異性鋼橋面的設(shè)計提供依據(jù).

1 佛陳新橋跑車試驗

1.1 佛陳新橋概況

佛陳新橋位于廣東佛山禪城區(qū)、順德區(qū)交界處，主橋為三跨鋼箱連續(xù)梁橋，總長229.82 m(58.51 m+112.8 m+58.51 m)，橋?qū)?5.75 m，單向三車道，設(shè)計荷載為公路—I級，限速40 km/h.主梁為正交異性鋼橋面板的鋼箱結(jié)構(gòu)(圖2)，采用雙層(4 cm+4 cm)改性瀝青SMA-13的鋼橋面鋪裝形式，其設(shè)計參數(shù)如下：鋼面板厚16 mm;縱向U肋高280 mm，上口寬285 mm，下口寬170 mm，厚8 mm，橫向間距570 mm；橫隔板厚12 mm，縱向間距2 500 mm.

1.2 試驗介紹

根據(jù)試驗?zāi)康暮蜏y試條件，一方面，考慮到試驗現(xiàn)場的操作環(huán)境，試驗區(qū)域選擇在箱梁內(nèi)室；另一方面，為盡量降低箱梁整體彎曲應(yīng)力的影響，避開梁端受力相對復(fù)雜的區(qū)段.最終，試驗縱斷面定在主梁1/4節(jié)段，試驗車作用在第二車道(圖2).

1.2.1 試驗車

本次試驗采用35 t三軸車加載，具體軸重信息如圖3所示.該車兩個后軸重分別為14.2 t和15.61 t，與《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》[17]中的標(biāo)準(zhǔn)車后軸軸重14 t相近.另外，全車的整體尺寸和軸重分布與美國AASHTO規(guī)范中[18]的HS20相近.因此，試驗車被視為標(biāo)準(zhǔn)疲勞荷載，產(chǎn)生的車橋動力響應(yīng)可以較真實地反映橋梁在運(yùn)營過程中的受力情況.

(a) 立面圖 /m

(b) 主梁橫斷面 /mm圖2 佛陳新橋Fig.2 Cross-section of the steel girder

圖3 試驗車(mm)Fig.3 Characteristics of the calibrated truck

1.2.2 測點布置

從圖2可知，標(biāo)定車行駛在第二車道時，其左輪壓在縱肋U14上，根據(jù)前文介紹的疲勞細(xì)節(jié)所在位置對U14進(jìn)行布置測點，如圖4所示.

圖4中，A1-A7和B1-B7為面板與U肋焊接以及U肋底部測點，分別位于兩橫隔板跨中和橫隔板截面；B8-B13為橫隔板與U肋焊接以及弧形切口處測點.各測點的具體位置參照文獻(xiàn)[19]，能全面反映鋼橋面各疲勞細(xì)節(jié)的受力狀態(tài).

1.2.3 試驗工況

試驗采用35 t的標(biāo)定三軸車從佛陳新橋的第二車道駛過，獲取疲勞細(xì)節(jié)各測點的動態(tài)應(yīng)變響應(yīng).按照標(biāo)定車過橋的車速可以劃分為如下2種工況：徐行工況和常速工況.其中，徐行工況表示標(biāo)定車以低于8 km/h的車速駛過橋面，可以將車輛動力沖擊效應(yīng)的影響降低到最小，獲取各測點的應(yīng)變時間歷程；常速工況表示標(biāo)定車以20～40 km/h車速經(jīng)過橋面，模擬橋梁在正常運(yùn)營下的行車狀態(tài)，測得各測點的車橋動力響應(yīng)信號，用于研究鋼橋面的車橋動力性能.

(a) 跨中位置

(b) 橫隔板截面位置圖4 測點布置圖Fig.4 Layout of strain gauges

在跑車試驗過程中，由于標(biāo)定車不能保證準(zhǔn)確地從車道正中間駛過，每個工況下重復(fù)跑10次，并分別記錄標(biāo)定車經(jīng)過測試截面的橫向位置.

1.2.4 試驗測試系統(tǒng)

試驗中所用的應(yīng)變計為日本TML公司生產(chǎn)的動態(tài)應(yīng)變計和DC-204動態(tài)信號采集儀(圖5).應(yīng)變采樣頻率為1 000 Hz，原始數(shù)據(jù)采用Matlab中的濾波器進(jìn)行信號處理，消除實測應(yīng)變中的噪聲干擾.試驗得到的時程應(yīng)變按照雨流法統(tǒng)計應(yīng)力循環(huán)次數(shù)及相應(yīng)的應(yīng)力幅值.

圖5 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)Fig.5 Data acquisition system

1.3 有限元模型

為盡可能反映佛陳新橋的實際受力特點，根據(jù)施工設(shè)計圖，選用大型有限元軟件ANSYS建立箱梁節(jié)段跑車工況的計算模型(圖6).計算模型在順橋向取4個橫隔板間距，橫橋向取全截面，鋼板采用殼單元(shell63)模擬，不考慮焊縫，瀝青鋪裝層采用實體單元(solid45)模擬.有限元網(wǎng)格在疲勞細(xì)節(jié)處進(jìn)行加密，隔板和面板處的尺寸分別為6 mm和8 mm(隔板和面板厚度的0.5倍).模型假設(shè)鋪裝層為完全連續(xù)的各向同性彈性體，鋼橋面板與鋪裝層的連接處進(jìn)行節(jié)點耦合以保證二者緊密接觸.根據(jù)Saint-Venant原理，遠(yuǎn)端約束對受力關(guān)注區(qū)域的影響可忽略不計，為簡化計算,對順橋向兩個端部的節(jié)點固結(jié)模擬邊界條件.

(a) 整體模型

(b) 疲勞細(xì)節(jié)處網(wǎng)格圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

模型計算時，采用均布力模擬車輪荷載，按實橋試驗的橫向加載位置，縱橋向以100 mm作為一個荷載步進(jìn)行加載，駛?cè)肽Ｐ?，得到各測點在不同車輛荷載縱向加載位置的應(yīng)變.這里指出的是，該有限元模型經(jīng)過實橋靜力試驗校訂，因此，其計算出來的結(jié)果可作為靜力值進(jìn)行相應(yīng)的分析.

2 試驗結(jié)果分析

經(jīng)過大量的跑車試驗，并進(jìn)行相應(yīng)的有限元計算，得到各疲勞細(xì)節(jié)處在35 t標(biāo)定車作用下的時程應(yīng)變曲線.其中，有限元計算得到的時程應(yīng)變的橫坐標(biāo)(時間: s)是依據(jù)車輛荷載的縱橋向加載位置和試驗車駛過橋面的速度換算而來，因行車速度存在誤差，時程應(yīng)變的計算值與實測值的橫坐標(biāo)有細(xì)微的漂移.由于試驗數(shù)據(jù)量較大，限于篇幅，筆者將只選取常速工況下的一趟跑車數(shù)據(jù)(標(biāo)定車從車道正中間駛過測試截面)，結(jié)合有限元計算結(jié)果，分別對各疲勞細(xì)節(jié)測點展開對比分析.

2.1 面板與U肋焊縫處測點

圖7表示標(biāo)定車以常速駛過鋼橋面時面板與U肋焊縫面板一側(cè)的測點A7的應(yīng)變響應(yīng).由圖可知：1)計算值與實測結(jié)果吻合良好，說明有限元模型能較真實反映實橋?qū)嶋H受力性能及邊界條件.2) 每個車軸經(jīng)過測點都會產(chǎn)生一個明顯的峰值信號.這是由于面板應(yīng)力主要受車輪局部效應(yīng)影響，每個車軸經(jīng)過面板都會產(chǎn)生一個很強(qiáng)的沖擊，形成尖銳的峰值.3) 每個峰值信號的時程很短，說明面板的影響線短.4) 相比于后軸，質(zhì)量較低的前軸的應(yīng)變響應(yīng)實測值明顯大于計算值，說明質(zhì)量較輕的前軸的動力沖擊效應(yīng)更明顯.5) 實測值運(yùn)用雨流法對應(yīng)變歷程計數(shù)，得到整個過程大于30 με的循環(huán)發(fā)生3次，應(yīng)變幅分別為：45 με,69 με和100 με.

2.2 U肋底部測點

圖8表示兩隔板之間和隔板截面的U肋底部測點A5和B5的時程應(yīng)變曲線.由圖可知：1) 兩測點具有明顯的局部受力特點，隔板起到了明顯的支撐作用，A5位于跨中，受正彎矩作用產(chǎn)生拉應(yīng)變，相反，B5受支點負(fù)彎矩作用產(chǎn)生壓應(yīng)變.2) 每個車軸經(jīng)過測點時都會產(chǎn)生一個向上的峰值.A5和B5前軸應(yīng)變峰值的實測值遠(yuǎn)大于計算值，和面板測點規(guī)律相同，這表明U肋的局部剛度小，易與質(zhì)量輕的車輛產(chǎn)生共振效應(yīng).3) 兩個后軸經(jīng)過測試斷面時的應(yīng)變響應(yīng)實測值略低計算值，但兩者的應(yīng)變幅值相近.4) A5的實測值曲線大于30 με的循環(huán)發(fā)生3次，幅值分別為72 με, 47 με和194 με；相應(yīng)的B5發(fā)生4次，幅值分別為36 με, 59 με, 62 με, 45 με和110 με.

時間/s圖7 面板測點A7的應(yīng)變歷程Fig.7 Strains versus time response at strain sensor A7 in steel deck

時間/s (a) 測點A5

時間/s (b) 測點B5圖8 U肋測點的應(yīng)變歷程Fig.8 Strains versus time response at strain sensor in U-rib

2.3 U肋與隔板交叉焊接及弧形切口測點

圖9表示U肋與隔板交叉焊接及弧形切口兩個位置的時程應(yīng)變曲線.

時間/s (a) 弧形切口測點B12

時間/s (b)U肋與隔板交叉焊接測點B13圖9 U肋與隔板交叉焊接及弧形切口測點應(yīng)變歷程Fig.9 Strains versus time response at strain sensor in U-rib to web-cutout weld and web-cutout

由圖9可知：1) B12和B13實測值曲線與理論計算值曲線的趨勢相同.2) 隔板的受力影響線比面板和U肋長，間距較小的兩個后軸只產(chǎn)生一個應(yīng)變峰值.3) 當(dāng)車輛駛離測點截面后，B12和B13仍有很強(qiáng)的振動信號，說明隔板約束條件弱于面板和U肋，且局部剛度小.4) B13實測值小于計算值，這是因為此處的應(yīng)變片沒能固定在垂直于U肋外壁的方向，實測值非主應(yīng)變所在方向，故小于主應(yīng)變計算值.5) B12的車輛動力沖擊效應(yīng)明顯，故實測值大于計算值.6) 經(jīng)過統(tǒng)計，B12和B13大于30 με的應(yīng)變循環(huán)都只有1次，分別為190 με和78 με.

此外，筆者將本次試驗的結(jié)果與國外Fisher相關(guān)試驗的測試結(jié)果進(jìn)行比對后發(fā)現(xiàn)：雖然由于試驗車和鋼橋面參數(shù)存在差別，導(dǎo)致應(yīng)變幅值存在差異，但各疲勞細(xì)節(jié)測點時程應(yīng)變曲線的變化規(guī)律一致[9]，這從客觀上說明本次試驗結(jié)果真實可信.

3 沖擊系數(shù)評定

由前文可知，鋼橋面各疲勞細(xì)節(jié)處的動態(tài)應(yīng)變響應(yīng)曲線與靜力計算值曲線的變化趨勢相同，不同的疲勞細(xì)節(jié)在跑車作用下存在著車橋耦合現(xiàn)象.為了定量的描述車輛的動力沖擊響應(yīng)，各國規(guī)范通常采用沖擊系數(shù)I對其進(jìn)行評定[20]，計算公式如式(1)所示：

(1)

式中，Rd和Rs分別代表車輛荷載作用下橋梁的動力、靜力響應(yīng)值(應(yīng)變、撓度等).

本文采用應(yīng)變計算沖擊系數(shù)，動力、靜力響應(yīng)值分別選用跑車試驗各疲勞細(xì)節(jié)測點的最大應(yīng)變幅值和相對應(yīng)的有限元計算值.考慮到面板和U肋底部的測點在標(biāo)定車經(jīng)過時，每個車軸都會產(chǎn)生明顯一個應(yīng)變峰值，若只考慮該測點的最大應(yīng)變，將忽略另外兩個車軸對疲勞壽命的影響，這可能會對車橋動力性能評估的準(zhǔn)確性產(chǎn)生偏差.因此，筆者采用等效應(yīng)變代替最大應(yīng)變幅值計算面板和U肋底部測點的沖擊系數(shù).等效應(yīng)變的計算公式如式(2)所示.所有的計算結(jié)果進(jìn)行匯總，如表1所示.

(2)

式中：ni表示第i個應(yīng)力幅Si的循環(huán)次數(shù)；m為疲勞評估S-N曲線的斜率，取3.

從表1中可知，1)由于低應(yīng)變幅值的影響，面板與U肋測點的等效應(yīng)變幅均小于相應(yīng)的最大應(yīng)變幅值.2) 徐行工況下，各測點的應(yīng)變幅值大于相應(yīng)的靜力計算值，有些測點(如：面板測點)沖擊系數(shù)甚至大于常速下的沖擊系數(shù).這是由于試驗標(biāo)定車為年限較長的舊車，在低速作用下，自身的發(fā)動機(jī)振動強(qiáng)于常速狀態(tài)下的振動，也能與鋼橋面產(chǎn)生共振現(xiàn)象，與車輪直接接觸的面板最為明顯.徐行下的面板測點的沖擊系數(shù)達(dá)到了0.520，大于U肋底部和弧形切口處測點的沖擊系數(shù)(0.121和0.382).3) 常速工況下，面板與U肋焊縫面板處測點的等效應(yīng)變幅的沖擊系數(shù)為0.219，小于基于最大應(yīng)變幅計算的0.299；而U肋一測的測點則相反，基于等效應(yīng)變幅計算的沖擊系數(shù)為0.300，略大于最大應(yīng)變幅的0.258.這說明相同測點在不同輪荷載作用下的車輛動力沖擊響應(yīng)的影響程度不同，采用等效應(yīng)變幅可以較為全面地反映整個車輛對鋼橋面動力性能的影響.

表1 各疲勞細(xì)節(jié)測點的應(yīng)變幅值及沖擊系數(shù)Tab．1 Strain range and impact factor at each fatigue detail

注：1.*表示此處的應(yīng)變計固定的方向有偏差，導(dǎo)致試驗結(jié)果偏小，故不作深入分析.

2.()中的值表示由等效應(yīng)變幅計算得到的結(jié)果.

進(jìn)一步對比計算結(jié)果發(fā)現(xiàn)：常速工況下，不同疲勞細(xì)節(jié)處的沖擊系數(shù)各不相同，面板、U肋中測點的沖擊系數(shù)分別是0.219和0.245；隔板弧形切口處的車輛動力沖擊響應(yīng)最大，沖擊系數(shù)達(dá)到了0.394.這表明面板與隔板的局部剛度小，其車輛動力沖擊響應(yīng)較U肋明顯.此外，U肋對接縫與隔板弧形切口測點動態(tài)應(yīng)變幅值最大，分別為137με和230με，相對應(yīng)的沖擊系數(shù)均大于《指南》和美國AASHTO規(guī)定的0.15，說明設(shè)計規(guī)范可能低估了車輛動力沖擊響應(yīng).

4 結(jié) 論

全文以佛陳新橋為研究對象，采用35 t標(biāo)定三軸車進(jìn)行大量的重復(fù)跑車試驗，結(jié)合有限元計算結(jié)果，對鋼橋面疲勞細(xì)節(jié)的車橋動力性能進(jìn)行研究，得到如下結(jié)論：

1) 限于試驗標(biāo)定車自身的原因，徐行下的車橋耦合現(xiàn)象明顯，與常速下鋼橋面各測點的沖擊系數(shù)相當(dāng)，有些測點(如面板測點)的沖擊系數(shù)甚至大于常速下相應(yīng)的數(shù)據(jù).

2) 從疲勞細(xì)節(jié)測點的時程應(yīng)變曲線可以看出，面板與U肋的受力影響線較短，每個車軸經(jīng)過測試斷面時都會產(chǎn)生一個應(yīng)變峰值；相比之下，在隔板處，整個車輛只形成一個明顯的應(yīng)變峰值，其應(yīng)力幅值也是各測點中最大的.

3) 由于各疲勞細(xì)節(jié)處的局部剛度與構(gòu)造的差異，標(biāo)定車常速駛過鋼橋面時，各疲勞細(xì)節(jié)測點出現(xiàn)不同程度的車橋耦合現(xiàn)象.其中，隔板測點的沖擊系數(shù)最大，達(dá)到了0.394；U肋與面板焊縫面板上的測點沖擊系數(shù)最小，為0.219.

4) 通過試驗計算得到，面板、U肋與隔板測點的沖擊系數(shù)均大于我國《指南》和美國AASHTO規(guī)定的0.15，說明目前的設(shè)計規(guī)范有可能低估了車輛對鋼橋面的動力沖擊響應(yīng).

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Vehicle-bridge Interaction Analysis of Orthotropic Steel Deck Bridge in Fatigue Details

ZHANG Long-wei1,ZHAO Hua1?, SHAO Xu-dong1

(Key Laboratory for Wind and Bridge Engineering of Hunan Province, Hunan Univ, Changsha, Hunan 410082, China)

This paper studied the vehicle dynamic performance of orthotropic steel deck (OSD) bridge at fatigue details, based on a series of field tests on a 35 t 3-axle calibrated tractor across Fochen New Bridge (a three-span continuous steel box-girder OSD bridge) as well as finite element analysis. The results of the field tests were first filtered to remove the noise signal. The strain range and cycle times of each strain gauge were then obtained by using rain flow method. The impact factors of fatigue details were eventually calculated. The research shows that in both the crawl case and general speed case, the OSD bridge has obvious vehicle-bridge coupling vibration. Due to the differences in local stiffness and geometric construction at each fatigue detail, the impact factors at each fatigue detail exhibit different values. For instance, the impact factors of steel deck, U-rib, and cut-out in diaphragm are 0.219, 0.245, and 0.394, respectively, which are all larger than 0.15 specified by “Orthotropic Steel Bridge Design and Maintenance Guide” and AASHTO specification. Therefore, the current vehicle design specification underestimates the vehicle dynamic response of the OSD bridges.

orthotropic steel deck; field test; vehicle-bridge interaction; impact factor

1674-2974(2016)11-0026-07

2015-12-14

國家自然科學(xué)基金資助項目(51178178), National Natural Science Foundation of China(51178178)；湖南省自然科學(xué)基金重點資助項目(BJJ2019)

張龍威(1988-)，男，安徽界首人，湖南大學(xué)博士研究生?通訊聯(lián)系人，E-mail:zhmit@hotmail.com

TU443.32

A