鋼板梁橋是中小跨徑鋼結(jié)構(gòu)橋梁主要形式之一,具有構(gòu)造簡(jiǎn)單、施工便捷、養(yǎng)護(hù)方便等優(yōu)點(diǎn),經(jīng)濟(jì)效益較其他形式鋼橋更高,能夠滿足我國城市化交通建設(shè)日益增長(zhǎng)的需求[1]。鋼板梁橋末端伸縮縫部位,長(zhǎng)期受到車輛沖擊荷載作用,易造成構(gòu)件損壞、雨水滲漏,導(dǎo)致腐蝕環(huán)境惡化[2]。同時(shí),梁端受底部支座反力作用,應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯,較其他部位更易發(fā)生腐蝕[3]。隨著鋼板梁橋運(yùn)營(yíng)時(shí)間的增長(zhǎng),梁端支座腐蝕問題日益突出,亟待解決。

鋼材腐蝕會(huì)使構(gòu)件截面變薄[4],直接導(dǎo)致結(jié)構(gòu)承載力下降,影響結(jié)構(gòu)的耐久性與安全性。支座部位主要以局部腐蝕為主,相較于均勻腐蝕,腐蝕速率更快,危害更大[5]。鋼板梁橋支座部位腐蝕問題,主要研究對(duì)象包括腹板、翼緣和加勁肋[6]。相關(guān)研究結(jié)果表明[7],不同腐蝕部位對(duì)梁端承載力的影響方式存在顯著差異。腹板部位銹蝕主要影響結(jié)構(gòu)抗剪屈曲強(qiáng)度[8],使結(jié)構(gòu)發(fā)生屈曲變形,改變應(yīng)力分布,降低承載性能[9]；翼緣腐蝕病害主要表現(xiàn)為受壓翼緣在銹蝕后,強(qiáng)度、剛度與穩(wěn)定性均降低,先于腹板出現(xiàn)較大變形,使鋼梁屈曲發(fā)生在彎剪段[10]；加勁肋局部腐蝕主要影響結(jié)構(gòu)的抗壓性能,當(dāng)腐蝕損傷達(dá)到一定范圍時(shí),可能會(huì)使結(jié)構(gòu)發(fā)生壓碎性破壞[11]。實(shí)際運(yùn)營(yíng)過程中,往往是多部位腐蝕,如腹板與加勁肋腐蝕損傷復(fù)合作用下,結(jié)構(gòu)極限承載力下降幅度較單部位腐蝕更大,結(jié)構(gòu)破壞模式從屈曲變形變?yōu)槠茐臄嗔?/span>[12]。上述研究總結(jié)了鋼板梁橋支座附近不同腐蝕部位對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響規(guī)律,但研究采用的腐蝕模型多為簡(jiǎn)化模型[13],腐蝕形貌也多為簡(jiǎn)單的規(guī)則形狀。然而實(shí)橋支座部位構(gòu)造和腐蝕情況都較為復(fù)雜,使用簡(jiǎn)化模型得到的結(jié)果并不能真實(shí)地反映結(jié)構(gòu)受力情況[14]。

針對(duì)現(xiàn)有研究的不足之處,筆者研究了鋼板梁橋支座部位腐蝕前應(yīng)力變化情況,采用數(shù)值模擬的方法并結(jié)合實(shí)橋統(tǒng)計(jì)結(jié)果,提出幾種可能的腐蝕形貌。在此基礎(chǔ)上,分析各部位腐蝕形貌、腐蝕面積和腐蝕深度對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響,并給出最不利的腐蝕部位與腐蝕形貌,該研究結(jié)果可為鋼板梁橋后期腐蝕維護(hù)提供指導(dǎo)。

1. 有限元模型

支座部位應(yīng)力集中現(xiàn)象顯著,會(huì)促進(jìn)腐蝕進(jìn)程,表明應(yīng)力與腐蝕存在一定聯(lián)系[15]。本節(jié)主要分析支座部位腐蝕前應(yīng)力分布狀況,探討應(yīng)力分布與腐蝕形貌之間的關(guān)系。實(shí)際情況下,翼緣與腹板并不是完全剛性連接,橫向荷載作用下會(huì)使腹板產(chǎn)生彎矩,且加勁肋的位置和數(shù)目對(duì)結(jié)構(gòu)性能影響較大。為確保恒定剪切與較小的撓度,建立了四面板板梁有限元模型。模型尺寸按照鋼板梁橋通用設(shè)計(jì)規(guī)范AASHTO LRFDBDS-9. AASHTO LRFD Bridge Design Specifications,9th Edition,如圖1所示,梁長(zhǎng)l4 200 mm、寬d300 mm,腹板高hw1 000 mm、厚度tw4 mm,翼緣厚度tf12 mm,加勁肋厚度ts8 mm。鋼材型號(hào)為Q345qD,密度ρ7 850 kg/m3,彈性模量G2.1×105N/mm2,泊松比ν=0.3。對(duì)支座部位網(wǎng)格進(jìn)行加密劃分。對(duì)于加勁肋數(shù)量,若按照規(guī)范規(guī)定取用多根加勁肋,則會(huì)使模型計(jì)算量過大,且本文主要研究目的是探究支座部位應(yīng)力分布與腐蝕形貌之間的關(guān)系。因此,為簡(jiǎn)化計(jì)算過程,僅考慮單加勁肋,采用對(duì)稱模型,建立的有限元模型如圖2所示。

圖 1結(jié)構(gòu)尺寸

Figure 1.Structural dimension

圖 2支座局部腐蝕模型

Figure 2.Local corrosion model of bridge bearing

模型加載工況如圖3所示。工況一和工況四荷載面積均為400 mm×200 mm,面荷載集度為1.25 N/mm2；工況二和工況三線荷載集度均為1×103N/mm。

圖 3模型加載工況

Figure 3.Model loading conditions: (a) condition 1; (b) condition 2; (c) condition 3; (d) condition 4

2. 結(jié)果與討論

2.1 支座部位應(yīng)力分布

圖4為不同工況下支座處腹板未腐蝕的應(yīng)力云圖。由于存在應(yīng)力集中,應(yīng)力最大值點(diǎn)位于支座端部上方腹板,云圖表現(xiàn)為以該點(diǎn)為中心點(diǎn)的半橢圓形,工況二下外側(cè)腹板為1/4橢圓形。以每組工況下得到的應(yīng)力最大值點(diǎn)為準(zhǔn),沿該點(diǎn)橫向、豎向提取Mises應(yīng)力?？梢园l(fā)現(xiàn),工況一、二、四下,橫向、豎向應(yīng)力分別在距離應(yīng)力最大值點(diǎn)約168 mm、53 mm處趨于平穩(wěn)；加載工況三下,橫向、豎向應(yīng)力分別在距離應(yīng)力最大值點(diǎn)約53 mm、16 mm處趨于平穩(wěn)。通過上述分析,可以初步推斷荷載作用下的內(nèi)腹板應(yīng)力分布形狀為半橢圓形,外腹板應(yīng)力分布形狀為1/4橢圓形,長(zhǎng)短軸比均為3左右。

圖 4腹板應(yīng)力分布

Figure 4.Stress distribution of web: (a) condition 1; (b) condition 2; (c) condition 3; (d) condition 4

按照規(guī)范給出的翼緣類型,改變鋼板梁翼緣厚度,取tf=4,7,9,12,20 mm五種情況,施加工況二荷載,研究翼緣厚度對(duì)結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布的影響。圖5為不同翼緣厚度下,各方向上Mises應(yīng)力變化規(guī)律,應(yīng)力路徑長(zhǎng)度取100 mm。從圖5中可以看出,各路徑上應(yīng)力隨距離變化曲線趨勢(shì)相同,均隨翼緣厚度減小呈增大趨勢(shì)。根據(jù)路徑1應(yīng)力變化曲線可以看出,在距離支座約10 mm處出現(xiàn)應(yīng)力極值,除tf=4 mm情況下的曲線,其余曲線均在45 mm處左右趨于平緩,應(yīng)力極值點(diǎn)與平緩點(diǎn)距離約35 mm。在路徑1應(yīng)力極值點(diǎn)（距離支座10 mm）垂直方向上提取應(yīng)力,可得該應(yīng)力曲線在距離極值點(diǎn)約12 mm處趨于平緩。對(duì)比可知,路徑1上應(yīng)力極值點(diǎn)與平緩點(diǎn)之間的橫向距離是垂直方向上的3倍左右。驗(yàn)證上述所得內(nèi)腹板處半橢圓形應(yīng)力分布形狀長(zhǎng)軸與短軸比約為3。根據(jù)路徑2應(yīng)力變化曲線可以看出,在距離支座26 mm和38 mm左右時(shí),應(yīng)力曲線出現(xiàn)拐點(diǎn),取平均值32 mm,在距離支座約95 mm處應(yīng)力曲線趨于平緩,應(yīng)力極值點(diǎn)與平緩點(diǎn)的距離約為63 mm。根據(jù)路徑3應(yīng)力變化曲線可以看出,在距離支座約3 mm左右時(shí),應(yīng)力曲線出現(xiàn)峰值,在距離支座約25 mm處時(shí)曲線趨于平緩,應(yīng)力極值點(diǎn)與平緩點(diǎn)的距離約為22 mm。對(duì)比可知,路徑2上應(yīng)力極值點(diǎn)與平緩點(diǎn)距離是路徑3上的3倍左右,這與上述得到得外腹板1/4橢圓形應(yīng)力分布形狀長(zhǎng)軸與短軸比約為3的結(jié)果相印證。

圖 5翼緣厚度對(duì)腹板腐蝕結(jié)構(gòu)應(yīng)力的影響

Figure 5.Influence of flange thicknesses on structural stress of web corrosion

圖6和圖7分別為不同工況下加勁肋和下翼緣未腐蝕應(yīng)力云圖?？梢钥闯?兩部位應(yīng)力極值點(diǎn)均位于支座上方,并從該點(diǎn)向外擴(kuò)展,應(yīng)力分布形狀主要呈1/4橢圓形和矩形。進(jìn)一步對(duì)比各工況下加勁肋和下翼緣處的應(yīng)力值大小,可以發(fā)現(xiàn),兩部位應(yīng)力分布形狀均隨應(yīng)力升高而增大,從1/4橢圓形向矩形過渡,最終穩(wěn)定為矩形。采用與腹板相同的方法,分析加勁肋與下翼緣應(yīng)力曲線,可以發(fā)現(xiàn),加勁肋應(yīng)力平穩(wěn)邊界大致在距下翼緣垂直方向25 mm,加勁肋一側(cè)長(zhǎng)150 mm；下翼緣應(yīng)力平穩(wěn)邊界大致在距腹板垂直方向150 mm,下翼緣一側(cè)長(zhǎng)225 mm。

圖 6加勁肋應(yīng)力分布

Figure 6.Stress distribution of stiffener:(a) condition 1; (b) condition 2; (c) condition 3; (d) condition 4

圖 7下翼緣應(yīng)力分布

Figure 7.Stress distribution of lower flange: (a) condition 1; (b) condition 2; (c) condition 3; (d) condition 4

2.2 支座部位腐蝕特征

鋼板梁橋支座部位實(shí)際出現(xiàn)的部分腐蝕情況如圖8所示?？梢钥闯?內(nèi)側(cè)腹板腐蝕形貌為半橢圓形,外側(cè)腹板腐蝕形貌為1/4橢圓形,加勁肋與下翼緣腐蝕形貌均為矩形,各部位腐蝕形貌與上節(jié)得到的應(yīng)力分布形狀相吻合。

圖 8鋼板梁橋支座部位腐蝕情況

Figure 8.Corrosion of bearing parts of steel plate girder bridge: (a) inner web; (b) outer web; (c) stiffener; (d) lower flange

為進(jìn)一步驗(yàn)證腐蝕形貌與應(yīng)力分布形狀的對(duì)應(yīng)關(guān)系,以日本某項(xiàng)對(duì)鋼板梁橋支座部位腐蝕的統(tǒng)計(jì)調(diào)查[16]為例,如圖9所示。調(diào)查結(jié)果顯示,三種典型腐蝕類型占鋼板梁橋腐蝕類型的60%以上,主要分布在腹板、下翼緣和支撐周圍的加勁肋上,腐蝕形貌主要為矩形和三角形。對(duì)各部位腐蝕情況統(tǒng)計(jì)匯總后發(fā)現(xiàn),腹板部位內(nèi)外側(cè)腐蝕案例數(shù)量相當(dāng),主要以矩形和三角形腐蝕形貌為主；加勁肋和下翼緣部位腐蝕主要發(fā)生在內(nèi)側(cè),均以矩形腐蝕形貌為主。結(jié)合上文分析可知,腹板部位應(yīng)力分布形狀為半橢圓形和1/4橢圓形,分別與實(shí)例矩形和三角形腐蝕形貌相似；加勁肋與下翼緣部位應(yīng)力分布形狀隨應(yīng)力的增大而增大,從1/4橢圓形過渡為矩形,與實(shí)例矩形腐蝕形貌相對(duì)應(yīng)。綜上所述,可根據(jù)支座部位應(yīng)力分布形狀假定可能出現(xiàn)的腐蝕形貌。

圖 9支座部位典型腐蝕類型

Figure 9.Corrosion type of bearing part: (a) corrosion type A(25%); (b) corrosion type B(10.9%); (c) corrosion type C(26.6%)

2.3 支座局部腐蝕對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響

根據(jù)上文分析結(jié)果,采用的腐蝕形貌按以下規(guī)則選?。杭俣▋?nèi)腹板和外腹板的腐蝕形貌分別為半橢圓形和1/4橢圓形,長(zhǎng)短軸比均取3,并補(bǔ)充日本調(diào)查統(tǒng)計(jì)采用的三角形和矩形。按照等面積原則,每種腐蝕形貌考慮三種不同尺寸；加勁肋腐蝕形貌假定為長(zhǎng)150 mm、寬25 mm的矩形,考慮三種腐蝕尺寸；下翼緣腐蝕形貌假定為長(zhǎng)225 mm、寬150 mm的矩形,考慮三種腐蝕尺寸,具體參數(shù)見表1。建立的部分腐蝕形貌有限元模型如圖10所示。有限元模型與上節(jié)相同,加載方式為跨中加載,荷載集度為50 N/mm2,作用面積為300 mm×100 mm。對(duì)腹板、加勁肋和下翼緣進(jìn)行單部位腐蝕損傷模擬,腐蝕損傷通過改變鋼板厚度來實(shí)現(xiàn),腐蝕率選取25%、50%、75%,腐蝕深度等于腐蝕率與鋼板厚度的乘積。

圖 10腐蝕形貌有限元模型

Figure 10.Finite element model of corrosion morphology: (a) inner web-elliptical; (b) outer web-triangle; (c) stiffener-rectangle; (d) lower flange-rectangle

以內(nèi)腹板50%腐蝕率情況為例,研究腐蝕形貌、腐蝕面積對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響。繪制梁中心點(diǎn)處荷載位移曲線,如圖11所示,其中H表示未腐蝕試件。從圖11中可以看出,未腐蝕試件屈服荷載約為1 370 kN,對(duì)應(yīng)的中心點(diǎn)處豎向位移約為7 mm。不同腐蝕形貌下,結(jié)構(gòu)中心點(diǎn)荷載位移曲線趨勢(shì)與未腐蝕試件相同,均符合雙線性應(yīng)力-應(yīng)變曲線[6],且當(dāng)中心點(diǎn)處位移達(dá)到7 mm左右時(shí),各腐蝕試件均達(dá)到屈服狀態(tài),驗(yàn)證了該腐蝕模型的合理性。

圖 11內(nèi)腹板處腐蝕形貌對(duì)結(jié)構(gòu)荷載-位移曲線的影響

Figure 11.Influence of corrosion morphology of inner web on structural load and displacement curve

比較各腐蝕形貌下的結(jié)構(gòu)荷載位移曲線,當(dāng)腐蝕形貌假定為矩形時(shí),NF-J3試件屈服荷載最小,約為1 130 kN,較未腐蝕試件下降約17.52%；當(dāng)腐蝕形貌假定為三角形時(shí),在中心點(diǎn)位移小于7 mm的彈性階段內(nèi),NF-S3試件屈服荷載下降最大,在中心點(diǎn)位移大于7 mm的塑性階段內(nèi),NF-S2試件荷載下降最大,兩組試件交界點(diǎn)荷載為1 250 kN,較未腐蝕試件下降約8.76%；當(dāng)腐蝕形貌假定為半橢圓形時(shí),各試件荷載位移曲線無明顯差異,NF-T3試件屈服荷載最低,約為1 280 kN,較未腐蝕試件下降約6.57%。上述分析過程中,當(dāng)腐蝕形貌為三角形時(shí),由NF-S2與NF-S3試件荷載位移曲線可知,結(jié)構(gòu)承載力并未隨腐蝕面積增大而降低,這可能是因?yàn)槿切胃g區(qū)域附近存在應(yīng)力集中；取三組試件三角形較小銳角,NF-S1、NF-S2、NF-S3試件較小銳角分別為29°、42°、30°,可估計(jì)當(dāng)腐蝕面積為三角形,較小銳角在42°左右時(shí),應(yīng)力集中效應(yīng)影響較小。綜上所述,當(dāng)內(nèi)腹板腐蝕形貌為矩形時(shí),結(jié)構(gòu)承載力受腐蝕面積影響最為明顯；在彈性階段時(shí),三種腐蝕形貌下,結(jié)構(gòu)承載力隨腐蝕面積增加而減小,表明此時(shí)應(yīng)力集中對(duì)結(jié)構(gòu)承載力影響較小。

取不同腐蝕形貌的內(nèi)腹板試件各兩個(gè),即NF-J2、NF-S2、NF-T2三組試件,研究腐蝕深度對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響。繪制梁中心點(diǎn)處荷載位移曲線,如圖12所示,圖中D1、D2、D3分別表示腐蝕率為25%、50%、75%時(shí)的腐蝕深度,腹板未腐蝕深度tw為4 mm,則D1=1 mm、D2=2 mm、D3=3 mm。由圖12可見,相同腐蝕面積下,不同腐蝕形貌試件的承載力隨腐蝕深度增加而減小。假定的矩形、三角形和橢圓形腐蝕形貌下屈服承載力最低分別為1 167 kN、1 230 kN和1 301 kN,較未腐蝕試件屈服強(qiáng)度分別下降了14.82%、10.22%、5.04%?？梢?腐蝕形貌受腐蝕深度影響從大到小為矩形、三角形、橢圓形。

圖 12內(nèi)腹板處腐蝕深度對(duì)結(jié)構(gòu)荷載-位移的影響

Figure 12.Influence of corrosion morphology of inner web on structural load displacement

按上述方法分析外腹板、加勁肋以及下翼緣處腐蝕形貌、腐蝕面積和腐蝕深度對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響,可以發(fā)現(xiàn),外腹板、加勁肋以及下翼緣處荷載與位移曲線均符合雙曲線模型,結(jié)構(gòu)承載力均隨腐蝕面積和腐蝕深度的增大而減小。外腹板處假定的三種腐蝕形貌的荷載與位移曲線與未腐蝕試件曲線相近,表明外腹板處腐蝕形貌以及腐蝕面積對(duì)構(gòu)件承載力的影響較?。贿M(jìn)一步研究腐蝕深度的影響可以發(fā)現(xiàn),對(duì)于矩形與三角形腐蝕試件,承載力降幅約為2%,橢圓形腐蝕試件承載力降幅約為4.6%,橢圓形腐蝕形貌對(duì)承載力影響相對(duì)較大。加勁肋處假定為矩形腐蝕形貌,根據(jù)荷載與位移曲線可知,彈性階段,腐蝕面積與腐蝕深度對(duì)承載力影響較??；進(jìn)入塑性階段后,腐蝕面積越大,結(jié)構(gòu)承載力越??；腐蝕深度對(duì)加勁肋承載力的影響主要在塑性階段,且較未腐蝕試件承載力出現(xiàn)明顯降低,屈服荷載最大降低約35%。主要原因是加載初期,加勁肋對(duì)結(jié)構(gòu)剛度影響較小,在腹板受剪屈服后,加勁肋腐蝕對(duì)結(jié)構(gòu)承載力影響作用才會(huì)顯現(xiàn)。下翼緣處假定為矩形腐蝕形貌,腐蝕面積與腐蝕深度對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響接近,屈服荷載最低下降約17%。

綜上所述,支座部位腐蝕對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響效果從大到小分別為加勁肋、內(nèi)腹板、下翼緣、外腹板。內(nèi)腹板腐蝕對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響相較外腹板腐蝕影響更為明顯,且外腹板腐蝕對(duì)結(jié)構(gòu)承載力影響很小。內(nèi)腹板部位假定的三種腐蝕形貌,對(duì)結(jié)構(gòu)承載力影響效果從大到小分別為矩形、三角形、橢圓形；外腹板部位假定的三種腐蝕形貌中,橢圓形對(duì)結(jié)構(gòu)承載力影響效果最大,矩形與三角形影響效果接近。

3. 結(jié)論

（1）鋼板梁橋支座部位未腐蝕前,內(nèi)、外腹板應(yīng)力分布形狀分別為半橢圓形和1/4橢圓形；加勁肋與下翼緣處應(yīng)力分布形狀隨應(yīng)力的增大,從1/4橢圓形過渡為矩形。

（2）結(jié)構(gòu)處于彈性階段時(shí),結(jié)構(gòu)承載力隨腐蝕面積、腐蝕深度的增大而減小。不同腐蝕部位對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響從大到小分別為加勁肋、內(nèi)腹板、下翼緣、外腹板。

（3）對(duì)于腹板部位,在腐蝕面積和腐蝕深度相同的情況下,內(nèi)腹板腐蝕形貌假定為矩形或外腹板腐蝕形貌假定為1/4橢圓形時(shí),結(jié)構(gòu)極限承載力下降幅度最顯著。

文章來源——材料與測(cè)試網(wǎng)