正交异性桥面板.doc

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 66
参考文献 66

个人简历
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/m2，采用正交异性钢桥面，桥面自重0.125t/m2，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）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
尺寸 (mm)
面积
mm2
质量
kg/m
惯性矩
Ix (cm4)
a
b
h
t
r
e
320×240×6
320
213.3
260
6
40
88.6
4026
31.6
2460
320×260×6
320
204.4
260
6
40
99.1
4219
33.1
3011
324.1×242×8
324.1
216.5
242
8
40
89.9
5390
42.3
3315
324.1×262×8
324.1
207.7
262
8
40
100.3
5647
44.3
4055
356×297×9
356
152
297
9
38

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
(m)
加劲梁参数
加劲肋参数
高(m)
宽(m)
桥面板厚(m)
纵肋(mm)
a×t×h
纵肋间距(mm)
横隔板间距(mm)
1
Humber 桥
英国
1981
1410
4.5
22
12
V
608
4.525
2
Bosporus I 桥
土耳其

1090
3.0
33.8
14
U
610
4.48
3
Bosporus II 桥
土耳其
1973
1074
3.0
28.0
12
V255*6*318
618
4.475
4
Severn 桥
英国
1966
988
3.05
22.85
11.4
U229*6.4*305
610
4.575
5
虎门大桥
中国
1997
888
3.0
33.0
12
U260*8*320
620
4.0
7
Little Belt 桥
丹麦

600
3.05
28.1
12
U250*6*300
600
3.0
8
Great Belt East桥
丹麦
1998
1624
3.05
28.1
12
U300*6*300
600
4.0
9
大岛桥
日本

560
2.2
23.7
12
U260*6*320
620
4.0
10
明石海峡大桥
日本
1998
1991

12
U220*6*300
605
3.75
11
西堠门大桥
中国
在建
1650
3.5
37.4
14
U280*6*300
600
3.6
12
润扬长江大桥
中国
2005
1490
3.0
38.7
14
U280*6*300
600
3.22
13
西陵桥
中国
1996
900
3.0
20.6
12
U260*8*320
620
2.54
14
江阴桥
中国
1998
1385
3.0
36.9
12
U280*6*300
600
3.2
15
苏通桥
中国
2008
1088
3.62
36.4
14~22
U300*8*300
600
4
16
金门大桥
美国
1937
1280

16
U356*9*297

17
Tatara(多多罗)
日本
1999
890
2.7
30.6
10~22
U320*8*240
620

18
Normandie
法国
1995
856
3.0
21.20
12~14
U300*7(8)*250
600
3.93

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(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后，中间截面桥面板压应力最大值为66.4MPa。
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。

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

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。

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比横梁间跨中的应力要大两倍多。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。

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
两种连接形式有两点主要的差别，
l 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。
l 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。

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
车型示意图
轴数
车辆限载(t)
12

2
20
13

3
30
122

113

4
40
1222

123

126

5
50
133

1322

136

6
55
表4.2-2 轴载类型及限重表
轴载类型
图例
限重值（t）
规范值（t）
单轴每侧单轮胎

6
7
单轴每侧双轮胎

10
13
双联轴每侧单轮胎

10

双联轴每侧双轮胎

18
28
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。

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
规定值(t)
测定最大值(t)
单轴重(t)
计算值(t)
荷载倍数
单轴单胎
6
24.11
24.11
13
1.855
单轴双胎
10
52.01
52.01
13
4.000
两联轴
18
71.45
35.73
13
2.748
三联轴
22
108.45
36.15
13
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。
Ø 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。
Ø 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。
Ø 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。
Ø 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。
Ø 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。
Ø 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
Ø 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。
Ø 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。
Ø 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。

图4.2-14 拼接式的横隔板
Ø 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。
Ø 焊缝咬边较明显，外观成型不好。
Ø 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

（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。

（a）虎门大桥

图4.3-1加劲梁及正交异性桥