圖 1 結構尺寸
Figure 1. Structural dimension
分享：鋼板梁橋支座腐蝕特征及其對結構承載力的影響
鋼板梁橋是中小跨徑鋼結構橋梁主要形式之一,具有構造簡單、施工便捷、養護方便等優點,經濟效益較其他形式鋼橋更高,能夠滿足我國城市化交通建設日益增長的需求[1]。鋼板梁橋末端伸縮縫部位,長期受到車輛沖擊荷載作用,易造成構件損壞、雨水滲漏,導致腐蝕環境惡化[2]。同時,梁端受底部支座反力作用,應力集中現象明顯,較其他部位更易發生腐蝕[3]。隨著鋼板梁橋運營時間的增長,梁端支座腐蝕問題日益突出,亟待解決。
鋼材腐蝕會使構件截面變薄[4],直接導致結構承載力下降,影響結構的耐久性與安全性。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,主要研究對象包括腹板、翼緣和加勁肋[6]。相關研究結果表明[7],不同腐蝕部位對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構抗剪屈曲強度[8],使結構發生屈曲變形,改變應力分布,降低承載性能[9]；翼緣腐蝕病害主要表現為受壓翼緣在銹蝕后,強度、剛度與穩定性均降低,先于腹板出現較大變形,使鋼梁屈曲發生在彎剪段[10]；加勁肋局部腐蝕主要影響結構的抗壓性能,當腐蝕損傷達到一定范圍時,可能會使結構發生壓碎性破壞[11]。實際運營過程中,往往是多部位腐蝕,如腹板與加勁肋腐蝕損傷復合作用下,結構極限承載力下降幅度較單部位腐蝕更大,結構破壞模式從屈曲變形變為破壞斷裂[12]。上述研究總結了鋼板梁橋支座附近不同腐蝕部位對結構受力的影響規律,但研究采用的腐蝕模型多為簡化模型[13],腐蝕形貌也多為簡單的規則形狀。然而實橋支座部位構造和腐蝕情況都較為復雜,使用簡化模型得到的結果并不能真實地反映結構受力情況[14]。
針對現有研究的不足之處,筆者研究了鋼板梁橋支座部位腐蝕前應力變化情況,采用數值模擬的方法并結合實橋統計結果,提出幾種可能的腐蝕形貌。在此基礎上,分析各部位腐蝕形貌、腐蝕面積和腐蝕深度對結構受力的影響,并給出最不利的腐蝕部位與腐蝕形貌,該研究結果可為鋼板梁橋后期腐蝕維護提供指導。
1. 有限元模型
支座部位應力集中現象顯著,會促進腐蝕進程,表明應力與腐蝕存在一定聯系[15]。本節主要分析支座部位腐蝕前應力分布狀況,探討應力分布與腐蝕形貌之間的關系。實際情況下,翼緣與腹板并不是完全剛性連接,橫向荷載作用下會使腹板產生彎矩,且加勁肋的位置和數目對結構性能影響較大。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計規范AASHTO LRFDBDS-9. AASHTO LRFD Bridge Design Specifications,9th Edition,如圖1所示,梁長l 4 200 mm、寬d 300 mm,腹板高hw 1 000 mm、厚度tw 4 mm,翼緣厚度tf 12 mm,加勁肋厚度ts 8 mm。鋼材型號為Q345qD,密度ρ 7 850 kg/m3,彈性模量G 2.1×105 N/mm2,泊松比ν=0.3。對支座部位網格進行加密劃分。對于加勁肋數量,若按照規范規定取用多根加勁肋,則會使模型計算量過大,且本文主要研究目的是探究支座部位應力分布與腐蝕形貌之間的關系。因此,為簡化計算過程,僅考慮單加勁肋,采用對稱模型,建立的有限元模型如圖2所示。
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1×103 N/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. 結果與討論
2.1 支座部位應力分布
圖4為不同工況下支座處腹板未腐蝕的應力云圖。由于存在應力集中,應力最大值點位于支座端部上方腹板,云圖表現為以該點為中心點的半橢圓形,工況二下外側腹板為1/4橢圓形。以每組工況下得到的應力最大值點為準,沿該點橫向、豎向提取Mises應力。可以發現,工況一、二、四下,橫向、豎向應力分別在距離應力最大值點約168 mm、53 mm處趨于平穩；加載工況三下,橫向、豎向應力分別在距離應力最大值點約53 mm、16 mm處趨于平穩。通過上述分析,可以初步推斷荷載作用下的內腹板應力分布形狀為半橢圓形,外腹板應力分布形狀為1/4橢圓形,長短軸比均為3左右。
圖 4 腹板應力分布
Figure 4. Stress distribution of web: (a) condition 1; (b) condition 2; (c) condition 3; (d) condition 4
按照規范給出的翼緣類型,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,研究翼緣厚度對結構應力分布的影響。圖5為不同翼緣厚度下,各方向上Mises應力變化規律,應力路徑長度取100 mm。從圖5中可以看出,各路徑上應力隨距離變化曲線趨勢相同,均隨翼緣厚度減小呈增大趨勢。根據路徑1應力變化曲線可以看出,在距離支座約10 mm處出現應力極值,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,應力極值點與平緩點距離約35 mm。在路徑1應力極值點（距離支座10 mm）垂直方向上提取應力,可得該應力曲線在距離極值點約12 mm處趨于平緩。對比可知,路徑1上應力極值點與平緩點之間的橫向距離是垂直方向上的3倍左右。驗證上述所得內腹板處半橢圓形應力分布形狀長軸與短軸比約為3。根據路徑2應力變化曲線可以看出,在距離支座26 mm和38 mm左右時,應力曲線出現拐點,取平均值32 mm,在距離支座約95 mm處應力曲線趨于平緩,應力極值點與平緩點的距離約為63 mm。根據路徑3應力變化曲線可以看出,在距離支座約3 mm左右時,應力曲線出現峰值,在距離支座約25 mm處時曲線趨于平緩,應力極值點與平緩點的距離約為22 mm。對比可知,路徑2上應力極值點與平緩點距離是路徑3上的3倍左右,這與上述得到得外腹板1/4橢圓形應力分布形狀長軸與短軸比約為3的結果相印證。
圖 5 翼緣厚度對腹板腐蝕結構應力的影響
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力云圖。可以看出,兩部位應力極值點均位于支座上方,并從該點向外擴展,應力分布形狀主要呈1/4橢圓形和矩形。進一步對比各工況下加勁肋和下翼緣處的應力值大小,可以發現,兩部位應力分布形狀均隨應力升高而增大,從1/4橢圓形向矩形過渡,最終穩定為矩形。采用與腹板相同的方法,分析加勁肋與下翼緣應力曲線,可以發現,加勁肋應力平穩邊界大致在距下翼緣垂直方向25 mm,加勁肋一側長150 mm；下翼緣應力平穩邊界大致在距腹板垂直方向150 mm,下翼緣一側長225 mm。
圖 6 加勁肋應力分布
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際出現的部分腐蝕情況如圖8所示。可以看出,內側腹板腐蝕形貌為半橢圓形,外側腹板腐蝕形貌為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得到的應力分布形狀相吻合。
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
為進一步驗證腐蝕形貌與應力分布形狀的對應關系,以日本某項對鋼板梁橋支座部位腐蝕的統計調查[16]為例,如圖9所示。調查結果顯示,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。對各部位腐蝕情況統計匯總后發現,腹板部位內外側腐蝕案例數量相當,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生在內側,均以矩形腐蝕形貌為主。結合上文分析可知,腹板部位應力分布形狀為半橢圓形和1/4橢圓形,分別與實例矩形和三角形腐蝕形貌相似；加勁肋與下翼緣部位應力分布形狀隨應力的增大而增大,從1/4橢圓形過渡為矩形,與實例矩形腐蝕形貌相對應。綜上所述,可根據支座部位應力分布形狀假定可能出現的腐蝕形貌。
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 支座局部腐蝕對結構承載力的影響
根據上文分析結果,采用的腐蝕形貌按以下規則選取：假定內腹板和外腹板的腐蝕形貌分別為半橢圓形和1/4橢圓形,長短軸比均取3,并補充日本調查統計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225 mm、寬150 mm的矩形,考慮三種腐蝕尺寸,具體參數見表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。對腹板、加勁肋和下翼緣進行單部位腐蝕損傷模擬,腐蝕損傷通過改變鋼板厚度來實現,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。
表 1 腐蝕形貌參數
Table 1. Corrosion morphology parameters
| 腐蝕部位 | 矩形-J（l為長,d為寬） | 三角形-S（m為長邊,n為短邊） | 橢圓形-T（a為長半軸,b為短半軸） | |||
|---|---|---|---|---|---|---|
| 編號 | 尺寸/mm | 編號 | 尺寸/mm | 編號 | 尺寸/mm | |
| 內腹板-NF | NF-J1 | l=100, d=100 | NF-S1 | m=200, n=100 | NF-T1 | a=138, b=46 |
| NF-J2 | l=150, d=100 | NF-S2 | m=300, n=100 | NF-T2 | a=168, b=56 | |
| NF-J3 | l=200, d=100 | NF-S3 | m=400, n=100 | NF-T3 | a=195, b=65 | |
| 外腹板-WF | WF-J1 | l=100, d=100 | WF-S1 | m=200, n=100 | NF-T1 | a=195, b=65 |
| WF-J2 | l=150, d=100 | WF-S2 | m=300, n=100 | NF-T2 | a=240, b=80 | |
| WF-J3 | l=200, d=100 | WF-S3 | m=400, n=100 | NF-T3 | a=276, b=92 | |
| 加勁肋-J | J-J1 | l=150, d=25 | — | — | — | — |
| J-J2 | l=150, d=75 | |||||
| J-J3 | l=150, d=125 | |||||
| 下翼緣-Y | Y-J1 | l=175, d=150 | — | — | — | — |
| Y-J2 | l=225, d=150 | |||||
| Y-J3 | l=275, d=150 | |||||
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
以內腹板50%腐蝕率情況為例,研究腐蝕形貌、腐蝕面積對結構承載力的影響。繪制梁中心點處荷載位移曲線,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,對應的中心點處豎向位移約為7 mm。不同腐蝕形貌下,結構中心點荷載位移曲線趨勢與未腐蝕試件相同,均符合雙線性應力-應變曲線[6],且當中心點處位移達到7 mm左右時,各腐蝕試件均達到屈服狀態,驗證了該腐蝕模型的合理性。
圖 11 內腹板處腐蝕形貌對結構荷載-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構荷載位移曲線,當腐蝕形貌假定為矩形時,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%；當腐蝕形貌假定為三角形時,在中心點位移小于7 mm的彈性階段內,NF-S3試件屈服荷載下降最大,在中心點位移大于7 mm的塑性階段內,NF-S2試件荷載下降最大,兩組試件交界點荷載為1 250 kN,較未腐蝕試件下降約8.76%；當腐蝕形貌假定為半橢圓形時,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,當腐蝕形貌為三角形時,由NF-S2與NF-S3試件荷載位移曲線可知,結構承載力并未隨腐蝕面積增大而降低,這可能是因為三角形腐蝕區域附近存在應力集中；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°,可估計當腐蝕面積為三角形,較小銳角在42°左右時,應力集中效應影響較小。綜上所述,當內腹板腐蝕形貌為矩形時,結構承載力受腐蝕面積影響最為明顯；在彈性階段時,三種腐蝕形貌下,結構承載力隨腐蝕面積增加而減小,表明此時應力集中對結構承載力影響較小。
取不同腐蝕形貌的內腹板試件各兩個,即NF-J2、NF-S2、NF-T2三組試件,研究腐蝕深度對結構承載力的影響。繪制梁中心點處荷載位移曲線,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度分別下降了14.82%、10.22%、5.04%。可見,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 內腹板處腐蝕深度對結構荷載-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結構承載力的影響,可以發現,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,結構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構件承載力的影響較小；進一步研究腐蝕深度的影響可以發現,對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%,橢圓形腐蝕形貌對承載力影響相對較大。加勁肋處假定為矩形腐蝕形貌,根據荷載與位移曲線可知,彈性階段,腐蝕面積與腐蝕深度對承載力影響較小；進入塑性階段后,腐蝕面積越大,結構承載力越小；腐蝕深度對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,加勁肋對結構剛度影響較小,在腹板受剪屈服后,加勁肋腐蝕對結構承載力影響作用才會顯現。下翼緣處假定為矩形腐蝕形貌,腐蝕面積與腐蝕深度對結構承載力的影響接近,屈服荷載最低下降約17%。
綜上所述,支座部位腐蝕對結構承載力的影響效果從大到小分別為加勁肋、內腹板、下翼緣、外腹板。內腹板腐蝕對結構承載力的影響相較外腹板腐蝕影響更為明顯,且外腹板腐蝕對結構承載力影響很小。內腹板部位假定的三種腐蝕形貌,對結構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,橢圓形對結構承載力影響效果最大,矩形與三角形影響效果接近。
3. 結論
（1）鋼板梁橋支座部位未腐蝕前,內、外腹板應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力分布形狀隨應力的增大,從1/4橢圓形過渡為矩形。
（2）結構處于彈性階段時,結構承載力隨腐蝕面積、腐蝕深度的增大而減小。不同腐蝕部位對結構承載力的影響從大到小分別為加勁肋、內腹板、下翼緣、外腹板。
（3）對于腹板部位,在腐蝕面積和腐蝕深度相同的情況下,內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,結構極限承載力下降幅度最顯著。
文章來源——材料與測試網
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