第 1 章 绪论
1.1 课题背景
正交异性钢桥面板作为现代桥梁工程建设的一项重要成就，被世界广泛应用。20世纪 30 年代，德国工程师设计了世界上第一个 OSD 桥。随着焊接技术进一步发展，这种由钢板焊接组成的钢桥面板结构开始逐渐代替传统的混凝土板结构，在德国迅速发展起来，受到工程师好评逐渐推广至全世界。1964 年，英国建设了福斯公路桥，其整体结构形式是上承式钢衍梁悬索桥，如图 1-1(a)所示，其主跨为整体式正交异性钢桥面板，跨度为 1066m，主梁为钢桁架支撑。1966 年，英国建设了超长跨度的 Severn 大桥，如图 1-1(b)所示，这是世界上第一座使用流线形扁平钢箱梁的索支撑桥。1969 年，荷兰建设了 Caland 桥。1970 年，丹麦建设小贝尔特桥，这些桥梁结构的整体形式均为正交异性钢箱梁桥面板结构。
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1.2 国内外研究现状
1.2.1 钢桥面板疲劳研究现状
自从 1971 年英国 Severn 桥出现开裂现象以来，针对正交异性刚桥面板结构疲劳问题，国内外学者进行了大量探索。Wohler 通过对大量疲劳试验数据进行分析，提出了疲劳寿命与应力范围有重要关系，Spangenberg 用曲线将他的数据进行了表示，形成了著名的 S-N 曲线。Miner[11]进行了大量试验，建立了著名的 Palmgren-Miner 线性累积损伤理论，为钢桥疲劳评估及寿命预测打下了坚实基础。Wolchuk[12]初步提出设计正交异性钢桥面板结构的焊接疲劳细节，并引入了设计过程中需要考虑桥面板所受应力流的概念，对钢桥疲劳评估具有重要意义。钢桥疲劳与应力息息相关，并逐渐开始引入构件截面平均应力来对钢桥寿命进行评估，即如今广泛应用于 BS5400[13]、AASHTO[14]、EUROCODE 3[15]及中国公路钢结构桥梁规范[16]中的名义应力法。国内外学者应用名义应力法对钢桥疲劳开展了一系列研究。Klostein[17]对不同应力比、不同焊接形式的面板与纵肋连接部位的疲劳寿命采用名义应力法进行了评估，得到了不同疲劳强度等级并与规范 EUROCODE 3 中相对应的强度等级进行了比较。唐亮[18]等通过开展正交异性钢桥面板足尺模型疲劳试验,其中 U 肋对接接头、顶板疲劳强度等级均参考欧洲规范EUROCEDE3 中的 71 类细节，根据名义应力法计算得到的几类疲劳细节的疲劳抗力。吕彭民[19]等通过对钢箱梁桥面板与 U 肋进行实桥有限元分析,确定了其焊缝连接处受力状态，并进行了疲劳试验研究，得到了该结构疲劳细节破坏形式。王春生[20]等进行钢桥面板足尺疲劳试验研究,荷载循环次数达到 1020 万次，U 肋与顶板连接处出现纵向裂纹；横隔板与 U 肋连接焊缝端部的焊趾处出现了疲劳裂纹；处于荷载受压区的腹板与横隔板连接焊缝端部在焊接残余应力的影响下出现疲劳裂纹；并对以测点应力发生变化和以出现疲劳裂纹作为疲劳失效依据不同情况下疲劳细节与规范的对比。由于焊接残余应力影响较大，焊接区域刚度变化剧烈，试件尺寸效应的差异以及在复杂的构件下确定名义应力的难度较大，名义应力法并不能很好的对钢桥进行准确的疲劳评估。
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第 2 章 车辆荷载作用下钢桥面横隔板应力分析及疲劳寿命计算
2.1 轮载作用下某钢箱梁桥有限元模型
2.1.1 工程概况
广东省佛山市某悬索桥为单幅 5 车道，主跨跨径 350m，加劲梁为正交异性桥面板钢箱梁。如图 2-1（该图来自于桥梁设计院设计图纸）所示，其标准断面梁高 3.5m，单幅宽 20.468m，顶板厚 16mm，底板厚 14mm，边腹板厚 16mm。正交异性钢桥面的 U肋具体断面尺寸及其与横隔板交界处弧形切口形状如图 2-2 所示，U 肋板厚 10mm，肋高 280mm，上口宽 300mm，下口宽 170mm，U 肋中心距 600mm。横隔板纵向标准间距3m，吊杆间距 12m。吊杆处横隔板厚 12mm，非吊杆处横隔板厚 10mm。
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2.2 移动轮载作用下横隔板弧形切口应力及规律分析
2.2.1 最不利加载位置计算结果分析
经计算分析，最不利荷载工况组合出现在横向 2 纵向 6（T2L6）位置。最不利工况弧形切口应力云图如图 2-6 所示，由图可知，在直线段附近的弧形缺口弧段边缘存在明显的应力集中现象，且应力集中点附近的应力梯度较大。横隔板弧形切口开裂处以面内变形为主，且处于双向受压状态，等效应力峰值出现在主压应力区，为 148.9MPa，第一主应力与第三主应力峰值相同，主压应力均为-149.8MPa。
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3.1 焊接过程数值模拟分析基本理论...............................21
3.1.1 焊接温度场有限元基本理论................................21
3.1.2 焊接应力场有限元基本理论.......................................22
第 4 章 基于应变能的钢桥面横隔板疲劳评估方法及寿命计算........... 41
4.1 残余应力与轮载应力耦合分析............................41
4.1.1 应力叠加简化模型..........................41
4.1.2 弧形切口开裂部位各测点应力叠加............................43
第 4 章 基于应变能的钢桥面横隔板疲劳评估方法及寿命计算
4.1 残余应力与轮载应力耦合分析
4.1.1 应力叠加简化模型
由第 3 章可知，钢桥面横隔板在主压应力区产生大量疲劳裂纹，其原因极有可能是焊接产生了较大的残余拉应力。传统疲劳评估方法在对钢桥面板进行疲劳评估时未考虑焊接残余应力，其寿命预测计算准确度较低。求解应力应变关系，对残余应力和轮载应力进行耦合叠加是对钢桥面板准确进行疲劳评估的关键。通过上一章计算可得知，横隔板弧形切口部位切向残余应力表现为拉应力，峰值接近 300MPa，而在移动车辆荷载作用下，弧形切口切向应力表现为压应力，峰值约为-140MPa。两者叠加后尚处于弹性范围之内，满足线性叠加原理。
以最不利荷载位置为例，对轮载作用下横隔板弧形切口部位应力及焊接残余应力进行线性叠加。车辆荷载处于最不利位置时弧形切口应力测点切口切线方向应力分布情况如图 2-10 所示。该部位切向焊接残余应力分布情况如图 4-1 所示。由图可知，由于对称性，横隔板两侧表面残余应力数值大小及变化趋势基本一致。将横隔板弧形切重点开裂区划出 11 个测点，划分规则同上一章。在测点 1 处表现为压应力，约为-300MPa，随着夹角θ增大，残余压应力逐渐减小，在测点 4 开始表现为残余拉应力，并且在测点 5 和测点 9 附近残余拉应力数值较大，分别约为 180MPa 和 230MPa。
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结论与展望
本文以钢桥面横隔板为研究对象，对车辆荷载作用下的钢桥面横隔板进行了疲劳评估，分析了横隔板-U 肋焊接过程温度场及残余应力场，建立残余应力与车辆轮载应力叠加模型，提出了可以考虑焊接残余应力的基于应变能的横隔板疲劳评估方法，并进行了线性累积损伤计算及寿命预测，得到了以下主要结论：
（1）通过模拟车辆荷载在钢桥面上移动，得到横隔板弧形切口部位轮载应力与移动距离的关系曲线。验证横隔板弧形切口母材的轮载应力主要为膜压应力，随着车轮移动应力呈现先增大后减小的趋势。分析弧形切口应力状态可知该部位处于双向受压状态，这与拉应力引起疲劳开裂的传统认识相矛盾。根据上述计算得到的横隔板的应力幅值，利用 S-N 曲线方法进行横隔板疲劳性能评估，经计算，疲劳开裂寿命仅有 0.1 年。
（2）以 16mm 厚顶板、10mm 厚 U 肋、10mm 厚横隔板钢箱梁桥面板为例，对横隔板-U 肋焊接过程进行有限元模拟，动态分析了焊接温度场和应力场，并得到弧形切口边缘残余应力分布模型。模拟结果显示，当焊接热源经过时，温度先急剧升高后迅速降低，焊缝处温度的急剧变化是产生残余应力的主要原因。特别是横隔板弧形切口边缘位置残余应力分布较为复杂，变化剧烈，沿板厚的分布也不均匀，在起弧点附近存在较大残余拉应力，峰值可达 230MPa。这是弧形切口成为横隔板疲劳开裂重灾区的关键因素。开展了横隔板弧形切口焊接残余应力测试试验，使用 X 射线衍射法进行检测，与传统的盲孔法相比，检测更加迅速准确，且对试件无破坏。该试验验证了模拟的合理性，确保有限元计算数据准确可靠。
（3）综合考虑横隔板车载应力响应与焊接残余应力研究内容，可知钢桥面横隔板开裂机理为：横隔板与 U 肋的焊接过程导致弧形切口边缘产生了高水平的残余拉应力，在残余拉应力与活载压应力的作用下，弧形切口承受拉-压应力循环，从而产生疲劳开裂。
（4）由于焊接产生的残余应力数值较大，与轮载应力耦合叠加场求解困难，且横隔板弧形切口形状复杂，存在明显的应力集中现象。为明确弧形切口边缘受力情况，根据第 2 章及第 3 章数值模拟结果，建立了横隔板弧形切口车辆轮载应力与残余应力耦合叠加模型。
参考文献（略）