日本桥梁界研究：现役钢桥U肋焊接部位桥面板下表面的疲劳处理对策

（注：本文出自日本土木学会网站：https://doi.org/10.2208/jscejj.22-00231，译文未做任何修改、删减）

现役钢桥U肋焊接部位桥面板下表面的疲劳处理对策

服部 雅史¹  馆石 和雄² 判治 刚³ 清水 优⁴

本文针对正交异性钢桥面板U肋与桥面板焊接接头处，从焊缝根部向桥面板或焊缝金属扩展的疲劳裂纹，探讨了一种无需交通管制且不增加恒载的对策方法。具体而言，提出了切断并拆除U肋下翼缘，从U肋内侧对U肋-桥面板焊接接头进行焊接的对策方案。首先，为确认该含结构改造对策的可行性，验证了其承载性能、焊接施工性及成型质量、对沥青铺装的影响。其次，通过有限元分析确认了对策实施前后关注焊接接头周边的局部应力、裂纹尖端应力特性的变化，以及对其他部位的影响。最后，通过定点疲劳试验明确了该对策的疲劳耐久性。

关键词：正交异性钢桥面板；根部裂纹；维护；板底疲劳对策

1. 引言

在钢桥面板U肋与桥面板的焊接接头处，存在以焊缝根部为起点向桥面板扩展的疲劳裂纹（以下简称桥面板扩展型裂纹）和向焊缝金属扩展的疲劳裂纹（以下简称焊缝金属扩展型裂纹）的相关报告^1),2)。桥面板扩展型裂纹若贯穿桥面板，可能导致路面凹凸不平；焊缝金属扩展型裂纹若贯穿焊缝金属并向桥面板或U肋母材扩展，可能损害纵肋性能。这两种裂纹均位于靠近路面的位置，为确保行驶车辆的安全通行，亟需采取应对措施。

对于新建钢桥面板，随着规范修订^3)-5)，已通过保证焊缝厚度、抑制桥面板局部弯曲变形等方式提升疲劳强度。而既有钢桥面板中，多数需要采取某种对策，即便在规范修订后，关于检测、调查、评估及对策相关的维护管理技术仍开展了大量研究^1),2)。笔者为构建“在裂纹早期发现并评估其扩展性后，保留裂纹状态下实施对策”的维护管理体系，已提出了检测部位筛选⁶⁾、检测方法⁷⁾及对策方法⁸⁾。

目前针对此类疲劳损伤的对策包括贴板补强、焊接修补、构件更换、更换铺装材料补强等²⁾，但多数情况下需要交通管制。考虑到钢桥面板多应用于交通繁忙的城市区域，亟需无需交通管制的对策，因此已有从板底实施对策的相关提案^9)-16)。此外，钢桥面板常用于需减轻恒载的桥梁，故不增加恒载的对策同样备受期待，但据笔者所知，除焊接修补外，尚未有不增加恒载的方法被提出。

为此，本研究主要针对依据规范修订^3)-5)前标准设计的钢桥面板，旨在提出一种针对桥面板扩展型裂纹和焊缝金属扩展型裂纹、无需交通管制且不增加恒载的对策方法。具体而言，提出了切断并拆除U肋下翼缘，从U肋内侧对U肋-桥面板焊接接头进行焊接的对策方案。

首先，为确认该含结构改造对策的可行性，验证了其承载性能、焊接施工性及成型质量、对沥青铺装的影响。其次，通过有限元分析确认了对策实施前后关注焊接接头周边的局部应力、裂纹尖端应力特性的变化，以及对其他部位的影响。最后，通过定点疲劳试验明确了该对策的疲劳耐久性。

2. 既有板底疲劳对策整理

整理已提出的针对U肋-桥面板焊接接头从板底实施的疲劳对策特征如下：

2.1追加补强材料的对策

（1）向U肋内填充轻质骨料混凝土的方法⁹⁾

（2）向U肋内填充轻质高流动性砂浆，并在U肋间增设补强纵梁的方法¹⁰⁾

（3）用角钢对U肋进行加劲后，开放U肋下翼缘使其成为开截面，在U肋单侧角焊缝的基础上从内侧追加角焊缝的方法¹¹⁾

（4）将U肋切割为雨水槽形状，在U肋上安装CT钢后重新封闭U肋的方法¹²⁾

（5）向U肋内填充轻质膨胀砂浆，在U肋间安装倒U形钢板的方法¹³⁾

（6）在U肋内外两侧沿焊缝线设置折弯薄钢板并进行弹性支撑的方法¹⁴⁾

（7）切割U肋-桥面板焊接接头的焊缝金属，用滑动螺栓或高强度双头螺栓安装倒L形钢板的方法¹⁵⁾

（8）切割U肋-桥面板焊接接头的焊缝金属，用带螺纹钢钉或高强度双头螺栓安装倒L形铸铁板的方法¹⁶⁾

这些对策的焊缝应力降低效果和疲劳耐久性已得到验证，部分已实现实用化，但由于均需追加补强材料，会导致恒载增加。

2.2不追加补强材料的对策

除追加补强材料外，针对焊缝金属扩展型裂纹的对策主要为焊接修补。焊接修补仅能大致恢复焊缝的原始状态，恒载基本无变化。例如，英国塞文桥就有大规模焊接修补的案例¹⁷⁾；在日本，也有采用二氧化碳气体保护电弧焊进行补焊或堆焊¹⁸⁾、TIG焊进行修补¹⁹⁾的案例。

U肋-桥面板焊接接头采用单侧角焊缝，根部疲劳强度较低。因此，如文献11)的研究所示，通过从U肋内侧追加焊接形成双侧角焊缝，可在几乎不增加恒载的情况下提升疲劳强度。基于该思路，已有提出采用二氧化碳气体保护电弧焊²⁰⁾或TIG焊熔敷²¹⁾进行内侧追加焊接的方法，海外也存在应用双侧角焊缝的桥梁²²⁾。但需指出，尽管根部疲劳强度得到改善，裂纹起点可能转移至焊趾^11),23),24)，该方法在日本尚未实现实用化。

3. 基于U肋开截面化及双侧角焊缝化的对策方案提案

由前文可知，从内侧追加角焊缝（以下简称追加焊接）是不增加恒载的有效方法，但需防止焊趾裂纹的产生。为此，本文提出切断并拆除U肋下翼缘，使其成为开截面。这一做法不仅能提升追加焊接的施工性，还便于焊趾处理和检测，且因拆除部分构件，在恒载控制方面也具有优势。

综合以上考虑，本文探讨了图1所示的基于U肋开截面化及双侧角焊缝化的对策方案（以下简称本对策）。参考文献6)中车辆行驶位置的分布规律，假定选取靠近正态分布中值的2根U肋实施本对策。考虑到行驶位置的离散性，通过对3条焊缝线实施对策，可覆盖70%以上的轮载直接作用区域，因此最终确定对2根U肋（对应4条焊缝线）进行处理。图2(a)给出了开截面化后的U肋截面图。需说明的是，本对策虽会增加焊接长度和涂装面积，但与前文所述的既有对策相比，可实现施工省力化。

4. 对承载性能的影响

为验证承载性能，选取依据规范修订^3)-5)前标准设计的钢斜拉桥钢桥面板箱梁6)作为典型案例，确认了U肋的承载性能及作为承受双向面内力加劲板的承载性能。本次验证基于当时的设计计算书，并换算为SI单位进行表述。此外，为偏于安全评估，假定U肋沿桥轴方向全长度开截面化。

4.1U肋的承载性能

依据既有桥梁修缮设计中普遍采用的文献5)，对U肋的承载性能进行验证。根据设计计算书中记载的最大/最小弯矩Mmax、Mmin、开截面化后U肋绕中性轴的截面惯性矩I、中性轴至上缘/下缘的距离yu、yl，计算U肋上下边缘的应力σu、σl。验证所用设定值及结果如表1所示。同时考虑主桁作用与桥面板及桥面系作用时，应力值均在允许应力范围内，表明文献6)中的桥梁即便U肋开截面化，仍具备足够的承载性能。此外，开截面化导致的应力增幅为：|σu|增大1.17倍，|σl|增大1.68倍。

4.2作为承受双向面内力加劲板的承载性能

依据文献25)，验证了本对策应用于横向面内应力不可忽略的宽幅钢桥面板时的承载性能。

4.2.1桥轴方向抗压强度

采用柱模型近似法26)计算桥轴方向抗压强度。假定横肋刚度充足，U肋为支柱，有效屈曲长度Leff按此设定。定义绕桥面板上缘的截面惯性矩与图2(a)相等的T形柱为有效加劲构件，设有效加劲构件的截面积为Aeff、截面惯性矩为Ieff、截面回转半径为reff，则长细比参数λeff按式(1)计算：

式中，σY为屈服强度，E为弹性模量。需说明的是，式(1b)中reff的计算需先确定有效宽度beff，此处先以加劲构件腹板间距bl作为初始值代入。有效加劲构件的极限应力σesm按式(2)计算：

 式(2)是针对SM490钢得出的，尽管与目标桥梁所用的SM490Y钢种不同，但假定其极限应力等效。板件的长细比参数Rp按式(3)计算：

式中，μ为泊松比，t为桥面板厚度。有效宽度beff按式(4)计算：

将式(4)求得的beff重新代入式(1)，反复迭代计算直至σesm收敛，最终得到σesm、Aeff和beff。桥轴方向抗压强度σxmo按式(5)计算：

将U肋内部对应的桥面板视为柱体计算抗压强度。由于U肋间的桥面板由U肋和横肋共同提供简支支撑，其抗压强度高于仅由U肋支撑的U肋内部桥面板。首先验证开截面化后是否能满足最小刚度比要求，最小必要截面惯性矩Ireq按式(6)计算：

式中，a为加劲板长度，α为截面比（即bl/a）。U肋开截面化后，其半面绕桥面板上缘的截面惯性矩I1与最小必要截面惯性矩I req的比值按式(7)计算：

本次研究中该比值大于1，表明满足最小刚度比要求。桥轴直角方向抗压强度σ ymp按式(8)计算：

承受双向面内力的加劲板的抗压强度σu按式(9)计算：

验证所用设定值及结果如表2所示。该加劲板的抗压强度为设计作用力的2倍以上，表明即便U肋开截面化，仍具备足够的加劲板承载性能。需说明的是，文献27)指出活荷载产生的面外力可能导致加劲板承载性能下降，但即便考虑该因素，本对策仍能保证足够的承载性能。此外，对比开截面化前后的抗压强度发现，双向抗压强度差异在1%以内。影响桥轴方向抗压强度的有效加劲构件长细比参数差异仅约3%，而桥轴直角方向抗压强度均满足最小刚度比要求，因此二者相等，最终确认本对策对承受双向面内力的加劲板承载性能无显著影响。

5. 焊接施工性及成型质量

追加焊接需在狭小空间内采用仰焊姿势现场施工，难度较高。通过焊接施工试验验证了该焊接的可行性。本对策假定在桥梁运营期间施工，需关注振动可能引发的热裂纹风险。利用文献28)图6的分析模型和表1的分析案例，解析计算轮载导致的根部间隙开合位移，结果表明该位移远小于文献29)中热裂纹的判定阈值。但轮载以外的动态外力对开合位移的影响，以及振动环境下的焊接施工性和成型质量，仍需进一步研究。

焊接施工试验所用试验体如图3所示，包含2根U肋和2根横肋。U肋材质为SM490A，其余构件材质为SM490YA，材料特性如表3所示。焊接材料采用含氟焊丝，型号为JIS Z 3313 T49J 0T1-0CA-U。U肋除横肋腹板两侧150mm范围外，其余部分均为开截面（横肋附近保留闭截面的原因将在第7章说明）。对于部分闭截面区域的追加焊接、TIG焊处理及第8章所述的锤击处理，均从开截面区域伸手操作。图中Line1、3、4、6位于U肋焊缝线正上方，Line2、5位于相邻U肋焊缝线中间位置；Sec.A、G为横肋交叉部位，Sec.B~F为横肋之间的等分截面。试验体焊缝的熔深设置不同：Line 1、3的熔深不小于U肋板厚的75%，Line 4、6的熔深约为10%。

Line1、3的焊接采用58°坡口，双电极焊接工艺：前电极电压380V、电流31A，后电极电压310V、电流40A，焊接速度均为800mm/min。Line 4、6采用自然坡口，第一道焊缝（起焊侧）电压200V、电流22A、焊接速度420mm/min，第二道焊缝（第一道与U肋之间）电压200V、电流25A、焊接速度500mm/min。

在正式焊接施工试验前，通过预备试验确定焊接参数。设定追加焊接的焊脚尺寸目标值为6mm，TIG焊处理后的焊趾半径目标值不小于3mm（目标值设定理由及TIG焊处理的必要性将在第7章说明）。预备试验结果确定：追加焊接采用二氧化碳气体保护半自动电弧焊，焊丝型号为JIS Z 3313 T49J 0T1-1CA-UH5，焊接参数为电压210V、电流31A、焊接速度440mm/min；TIG焊处理参数为电压150V、电流11A、焊接速度80mm/min。为提升施工性，追加焊接和TIG焊处理均采用单道焊接工艺。

在Line 1、3、4、6实施追加焊接和TIG焊处理。基于第7章的研究结果，TIG焊处理的范围为：横肋交叉部位对既有焊缝和追加焊缝的桥面板侧及U肋侧焊趾均进行处理，一般部位仅对既有焊缝和追加焊缝的桥面板侧焊趾进行处理。Sec. B~F范围设置导向轨，追加焊接和TIG焊处理均采用自动焊接；横肋交叉部位及其他无法设置导向轨的范围采用手工移动焊枪的手工焊接，焊接顺序为先自动焊接后手工焊接。手工焊接的焊缝起端与自动焊接的焊缝终端重叠搭接。

图5给出了手工焊接Line 4横肋交叉部位（Sec. A）的焊缝截面显微照片，可确认追加焊接无内部缺陷。图6给出了焊缝形状的测量结果（焊脚尺寸和焊趾半径按图中定义），焊缝形状采用印模材料制模后切片成像，通过CAD软件测量，测量截面包括Sec. A、C、G及其焊缝线方向前后10mm的截面，图中同时给出各条件下的平均值和标准差。由图6 (a)可知，焊脚尺寸均大于目标值6mm；自动焊接与手工焊接的标准差相近，但U肋侧焊脚尺寸存在差异：自动焊接的U肋侧焊脚尺寸较小，手工焊接的较大。由图6 (b)可知，TIG焊处理后的焊趾半径基本满足目标值3mm以上的要求，且自动焊接的标准差小于手工焊接。

6. 对沥青铺装的影响

6.1桥面板变形

当主桁或U肋腹板位于轮载正下方时，桥面板的局部变形可能导致沥青铺装产生桥轴方向裂缝。本对策通过U肋开截面化改变桥面板的变形特性，因此需关注其对铺装的影响。参考既有研究30)，采用弹性有限元分析计算U肋开截面化后的桥面板最小曲率半径，验证是否满足本州四国联络桥桥面铺装标准（草案）31)规定的曲率半径不小于20m的要求。需说明的是，据报告32)，按该标准设计施工的钢桥面板铺装，在使用约10年后仍保持完好状态。但铺装损伤与铺装厚度、交通量相关，本对策现场应用时需确认其耐久性。

6.1.1分析模型与加载条件

分析模型参考文献28)，基于实桥钢桥面板面板建模，桥轴直角方向设置3根主桁（G1~G3）、7根U肋（U1~U7），桥轴方向设置3根横肋（Cr1~Cr3）。参考文献30)的结论 —— 主桁腹板上方承受轮载时桥面板曲率半径较小，为设定对铺装不利的加载条件，在文献28)分析模型的桥轴直角方向中部增设主桁G3。钢桥面板主要尺寸为：桥面板厚度12mm，U肋厚度6mm，U肋中心间距640mm，U肋间距（横肋间距）2750mm，U肋截面形状及横肋的加劲肋、隔板尺寸如图7 (b)所示。桥面板上铺设80mm厚的沥青铺装，采用通用有限元分析软件Abaqus 2021进行分析，单元以线性三维8节点实体单元为主，复杂形状部位辅以线性三维6节点实体单元。钢材的弹性模量为206000N/mm²，泊松比为0.3；沥青铺装的弹性模量为2000N/mm²，泊松比为0.3530)。假定桥面板与沥青铺装完全组合，界面节点共用；支撑条件为固定主桁下翼缘全表面。

加载荷载考虑F荷载33) 100kN及冲击系数0.4，总荷载为140kN，按1.75N/mm² 的均布荷载作用于双轮加载面（200mm×200mm，间距100mm的两个加载面）；单轮加载则将相同大小的均布荷载作用于200mm×200mm的单个加载面。

U肋开截面化设置两种工况：U4、U5开截面（记为 “Op1”）和U3、U4开截面（记为 “Op2”），通过删除图7 (b)中蓝色部分单元实现开截面建模，U肋除横肋腹板两侧150mm范围外均为开截面。加载工况设置6种（如图8所示），以形成对铺装不利的加载条件；其中，单轮加载位置为Cr2上方，双轮加载位置为Cr2与Cr3中间位置。

6.1.2分析结果

图9给出了桥面板上表面的竖向位移和最小曲率半径（图中凡例 “Op1-Ld1” 表示U肋开截面工况为 “Op1”、加载工况为 “Ld1”）。最小曲率半径参考文献30)的方法，对图中箭头所示极值点，取桥轴直角方向（x轴方向）±100mm范围的桥面板上表面竖向及水平位移，采用最小二乘法拟合近似圆，其半径即为最小曲率半径，该范围的网格尺寸与文献30)一致，设为0.5mm。由图可知，所有工况的最小曲率半径均不小于20m，满足文献31)的规定，表明本对策导致的桥面板变形特性变化对铺装的影响较小。

此外，U肋开截面化导致桥面板上表面竖向位移在U肋间距中部最大增幅达1.3倍。但由于轮载引起的桥面板变形具有局部性，对行驶舒适性和振动的影响较小，不过仍需后续进一步确认。另外，当钢桥面板的主桁与U肋间距、U肋之间间距等结构尺寸与本次研究不同时，最小曲率半径可能发生变化；且铺装刚度、铺装结构组成与本研究假定不同时，即使曲率半径相同，对铺装裂缝产生的影响也可能不同，这些方面均需进一步研究。

6.2焊接热影响

本对策假定在桥梁运营期间施工，为确保施工过程中车辆行驶安全，开展了焊接热对沥青铺装影响的确认试验。

6.2.1温度确认试验

单独制作图3所示的试验体，在图中蓝框区域铺设40mm厚的沥青铺装，按第5章的焊接参数仅对Line 3实施追加焊接和TIG焊处理。通过粘贴在Sec. D桥面板上表面的热电偶测量温度，同时通过测量铺装与桥面板的残余附着力，确认焊接热对铺装的影响。残余附着力的测试方法为：从铺装表面向桥面板钻取直径50mm的芯样，将试验体在23℃恒温室内放置24小时以上后，采用建研式拉伸试验在相同温度下进行测试。测试部位包括Line 3的自动焊接区、手工焊接区、330℃加热区，以及作为对比的未追加焊接Line 1区，每个部位设置3个测试点，分别记为附着力试验1~4。其中，附着力试验3的 “330℃加热” 是指在追加焊接和TIG焊处理后，通过燃气加热器从钢桥面板下表面对焊缝线进行加热，使热电偶测量温度达到330℃（本试验在5℃环境下焊接，实测最高温度为280℃，考虑夏季桥面板温度可达50℃，故设定加热温度为330℃）。

残余附着力的测量结果如表4所示。未追加焊接的附着力试验4在桥面板附近发生凝集破坏；追加焊接的附着力试验1~3的残余附着力比试验4高30%~40%，且在铺装表面附近发生材料破坏。

6.2.2热传导分析

为探究上述现象的原因，采用Abaqus 2021进行热传导分析。分析对象为试验体的Sec. D，采用图10所示的模型，为缩短计算时间并聚焦焊缝周边局部温度分布，采用平面应变单元进行二维分析。钢材的温度相关材料特性与文献34)一致（如图11所示，图中同时列出后续说明所需的非热传导相关材料特性）；铺装的材料特性参考针对钢桥面板铺装的文献35)，设定比热容为879J/(K・kg)，热导率为1.05W/(m・K)，密度为23.5kg/m³。

焊接输入热量按式(10)计算，其中电压E、电流I、焊接速度v采用第5章的参数，输入热效率根据试验测量温度校准为65%。采用双重半椭圆高斯热源模型36)，通过随时间变化的体积热流密度模拟二维移动热源，热源模型的分布形状参数假定与输入热量成正比34)。具体而言，按图12所示随时间施加体积热流密度，总输入热量q和输入热时间T按式(10)、(11)计算：

式中，A为输入热区域的截面积，根据焊缝截面显微照片确定为热影响区范围。

为验证分析的有效性，对比了分析得到的温度历程与试验测量结果。图13给出了TIG焊处理（图10中2部位）表面温度与时间的关系，二者吻合良好；其他部位（图10中1、3部位）的温度对比结果也大致一致，表明分析模型合理。

图14给出了铺装温度达到最高时的温度云图（红色区域表示温度超过沥青铺装的常规铺设温度240℃），可知该高温区域仅从桥面板上表面向铺装内延伸约1mm，且铺装温度超过240℃的持续时间仅为7.3秒。短期暴露在与铺设温度相当的高温下，沥青铺装不易发生热劣化，反而可能因粘结剂重熔导致残余附着力增加。

7. 局部应力特性确认

7.1有限元分析概述

通过弹性有限元分析验证本对策对根部裂纹的作用效果。分析模型为图7模型去除主桁G3和沥青铺装后的结构，与文献28)外形一致，支撑条件和加载荷载与第6章(1)相同。截面命名如图15所示：桥轴方向为Line I~VI，桥轴直角方向为Sec. A~E。各Line假定对应车辆左右轮位于主桁G2上方时的位置，其中Line II、V位于U肋焊缝线正上方，Line I、III、IV、VI位于相邻U肋焊缝线中间位置；Sec. A与横肋Cr2重合，Sec. E为U肋间距中部截面。选取Line II作为关注焊缝线（与靠近主桁的Line V相比，Line II位于主桁之间，局部应力略大），关注截面为横肋交叉部位（Sec. A）和U肋间距中部截面（Sec. E），采用子模型对这些截面的焊缝形状进行详细建模（如图15 (b)~(d)所示）。具体而言，参考图5的焊缝截面显微照片，为使焊缝局部应力最大化，设定焊趾半径0.2mm、焊缝尺寸6mm，既有焊缝和追加焊缝对U肋板厚的熔深分别为10%和0%。需说明的是，追加焊接若焊缝尺寸过大，由于采用仰焊，可能因熔滴下落导致U肋侧焊脚尺寸增大；而U肋侧焊脚尺寸偏大的不等脚焊缝形状，会使桥面板侧焊趾应力相对增大37)，因此设定追加焊接的目标尺寸与既有焊缝相同（6mm），图6已验证该尺寸可实现近乎等脚的焊接成型。此外，参考图6，TIG焊处理面按焊趾半径2.5mm的圆弧建模；根部设置半径0.2mm的裂隙状缺口28)。应力评估部位的单元尺寸统一为约0.02×0.05×0.1mm（如图15 (e)所示），以确保不同分析工况间的可比性。

分析工况设置5种（如表5所示）：无对策（NR）、SFRC铺装对策（SFRC）、仅U肋开截面化（OP）、OP +追加焊接（AW）、AW+TIG焊处理（AW+TIG）。SFRC铺装是通过更换铺装材料实现疲劳对策的常用方法，作为对比纳入分析工况。参考文献38)进行SFRC铺装建模：SFRC厚度40mm，弹性模量33000N/mm²，泊松比0.2，通过厚度1mm、弹性模量2000N/mm²、泊松比0.2的粘结剂与桥面板组合。U肋开截面化针对包含关注焊缝线的2根U肋（U3、U4），沿全长度（含横肋交叉部位）实施。

7.2关注焊缝的局部应力特性

聚焦根部和焊趾的局部应力，以绝对值最大的主应力作为评估应力σ1~σ8，通过将荷载沿桥轴直角方向移动至Sec. A和E正上方，获取应力影响线，结果如图16所示。

首先观察裂纹起点（根部）的应力σ3、σ4影响线：Sec. E处，U肋开截面化可降低应力，追加焊接后应力进一步减小，且应力降低效果优于SFRC铺装；Sec. A处，U肋开截面化无明显应力降低效果，但追加焊接可有效降低应力，效果与SFRC铺装相当。其次观察追加焊缝根部的应力 σ5、σ6，其值小于 σ3、σ4。再次观察文献23)、24)中报告的追加焊缝焊趾应力 σ7、σ8：Sec. A处该应力较大，但TIG焊处理可使应力降低约50%。最后观察文献11)中报告的既有焊缝焊趾应力 σ1、σ2：追加焊接会导致该应力增大，但TIG焊处理后，Sec. E处应力小于无补强状态，Sec. A处应力降至与无补强状态相当的水平。

总体而言，通过开截面化和追加焊接，可将裂纹起点（根部）的局部应力降低至SFRC铺装对策同等或更低水平；且在本研究的根部形状下，可将高局部应力的发生位置从根部转移至焊趾，通过对焊趾进行处理，可将应力降低至无补强状态相当的水平。

7.3裂纹扩展抑制效果

通过弹性有限元分析验证本对策对已存在桥面板扩展型裂纹的扩展抑制效果。需说明的是，若对策实施时发现焊缝金属扩展型裂纹，假定采用气刨清除后补焊修复，因此本研究暂不涉及该类型裂纹。

分析方法除以下变更点外，与7.1节一致；关注截面选取有桥面板贯穿裂纹报告39)的Sec. A：

为使桥面板扩展型裂纹更易发生28)，设定既有焊缝对U肋板厚的熔深为50%；

裂纹尺寸、形状建模及扩展方向参考文献8)，不考虑残余应力和裂纹面接触；

省略余高形状建模。

图17给出了Line II正上方加载时，裂纹沿板厚方向最深部的应力强度因子范围（I型）ΔKI与裂纹深度的关系，已确认本对策下I型应力强度因子主导裂纹扩展，与裂纹深度无关。应力强度因子KI采用位移外推法计算（与文献8)一致），以裂纹面张开位移为正，由于未考虑裂纹面接触，闭合位移对应的KI为负值（图中实线表示张开位移，虚线表示闭合位移）。无对策时 ΔKI较大；本对策和SFRC铺装对策下，当裂纹深度≤9mm（板厚的3/4）时，ΔKI降至无补强状态的1/3以下。本对策中，裂纹深度≥8mm时 ΔKI增大，裂纹可能继续扩展；而裂纹深度在7~8mm之间时，裂纹面位移正负反转，ΔKI减小，因此小于该深度的裂纹可能扩展至约7mm后停止。此外，与SFRC铺装相比，本对策对深度≤9mm的裂纹具有更优的扩展抑制效果。

7.4对其他部位的影响

本对策可能导致U肋-桥面板焊接接头以外其他部位的局部应力增大。选取3个对车辆行驶性能或U肋防腐性能有重要影响（疲劳裂纹产生和扩展后可能造成不利影响）的部位，通过弹性有限元分析确认结构改造引起的局部应力变化，并根据需要探讨结构细节的改进方法：①横肋交叉部位的下侧隔板环绕焊接接头；②U肋对接焊接接头；③桥面板-垂直加劲构件焊接接头。

分析模型与7.1节一致。尽管钢桥面板的U肋间距（横肋间距）、主桁与相邻U肋间距等尺寸差异可能影响分析结果，但本研究旨在明确本对策对局部应力特性的影响，因此未考虑这些尺寸差异，各分析工况的模型外形保持一致。部分分析工况参考文献6)的钢桥面板桥梁，在U肋内设置19mm厚的隔板：横肋交叉部位下侧隔板环绕焊接接头分析时，隔板布置在关注横肋两侧100mm和1100mm位置（Sec. B、D）；U肋对接焊接接头分析时，隔板布置在Sec. B和D的中间截面（Sec. C）；在Sec. E位置，主桁G1、2设置垂直加劲构件。横肋交叉部位下侧隔板环绕焊接接头和桥面板-垂直加劲构件焊接接头的焊缝尺寸均按6mm建模。

7.4.1横肋交叉部位的下侧隔板环绕焊接接头

参考应力定义为U肋侧焊缝焊趾下方5mm处板表面沿焊缝线垂直方向的应力分量。虽有横肋侧焊缝焊趾裂纹的相关报告，但已确认该焊趾下方5mm处的应力与上述参考应力的加载位置变化规律相似，且参考应力数值更大，因此本研究仅关注该参考应力。当存在隔板时，加载中心沿Line IV移动加载时U7的参考应力范围最大，因此设定加载位置为Line IV，开截面化U肋为U6、U7。分析工况参数包括隔板（有、无、带缺口）和开截面化（全长度、部分长度、无）：“缺口” 指隔板按图19所示形状切除部分区域；“全长度” 指沿桥轴方向全长度开截面化；“部分长度” 指如图1、3所示，沿桥轴方向部分开截面化，横肋腹板两侧150mm范围保留闭截面。

结果如表6所示：以无对策的Case 1为基准，全长度开截面化的Case 2应力范围增大19.7%，部分长度开截面化的Case 3应力范围增大72.8%；存在隔板时，全长度开截面化的应力范围增幅较小，但仍比对策前更不利。这可能是因为存在隔板时，U肋的旋转变形导致参考点附近的板弯曲变形增大，而开截面化进一步加剧了该变形。但与Case 1相比，隔板带缺口的Case 7、8（无论开截面化方式如何），应力范围降低约75%；无隔板时，部分长度开截面化的Case 6应力范围小于全长度开截面化的Case 5，且低于无对策的Case 4。

综上，本对策可能增大横肋交叉部位下侧隔板环绕焊接接头的局部应力，但通过保留横肋附近的闭截面并在隔板上设置缺口，可有效减轻该影响。此外，图16 (a)中NR和OP的影响线几乎一致，表明保留横肋交叉部位的闭截面对U肋-桥面板焊接接头的应力特性几乎无影响。

7.4.2 U肋对接焊接接头

假定对接焊接接头位于Sec. C，参考应力定义为Sec. C处U肋板表面沿桥轴方向的最大应力分量。Line II加载时U4的参考应力范围最大，因此设定加载位置为Line II，开截面化U肋为U3、U4。分析工况参数包括隔板（有、无）和开截面化（全长度、部分长度、无）：U肋对接焊接存在以隔板为衬垫的施工方法1)，因此将隔板有无纳入参数；部分长度开截面化中 “（xx mm）” 表示以设置隔板的Sec. C为中心，桥轴方向xx mm范围保留U肋闭截面，其余部分开截面化。

结果如表7所示：以无对策的Case 1为基准，有隔板的Case 2应力范围更小；

Case 3~5（开截面化工况）的应力范围均大于Case 1，表明开截面化使U肋对接焊接接头的应力状态更不利；且保留闭截面的范围越广，应力范围越小。综上，本对策会增大U肋对接焊接接头的局部应力，但通过将焊接接头附近的U肋部分保留闭截面，可减轻该影响。

7.4.3桥面板-垂直加劲构件焊接接头

参考应力定义为桥面板侧和垂直加劲构件侧焊缝焊趾下方5mm处板表面沿焊缝线垂直方向的应力分量。Line VI加载时应力范围最大，因此设定加载位置为Line VI，开截面化U肋为U6、U7。

结果如表8所示：本对策导致应力范围增大约30%，推测原因是开截面化增大了桥面板的挠度。该部位即使在补强前也处于较高应力状态，需重点关注；若实施本对策的U肋与垂直加劲构件相邻，需特别重视疲劳问题。

 

8. 疲劳耐久性验证

8.1定点疲劳试验概述

通过定点疲劳试验验证实施本对策后的U肋-桥面板焊接接头疲劳耐久性，试验体与第5章所用一致。制作时确保U肋与桥面板的组装焊缝及自动焊接与手工焊接的起止端不位于加载范围内。此外，对该试验体进行有限元分析，对比实桥钢桥面板面板（图15）横肋交叉部位和一般部位桥面板下表面的桥轴直角方向应力分布，结果如图20所示，二者焊缝附近的应力分布几乎无差异，表明该试验体可有效再现实桥的局部应力行为。

采用最大动态加载能力200kN的疲劳试验机，加载板为20mm厚的不锈钢板加工而成（平面尺寸200×200mm）：单轮加载采用1块加载板，双轮加载采用2块加载板（桥轴直角方向间距100mm），通过刚性加载夹具施加荷载。荷载范围基于道路桥示方书33)的F荷载100kN（考虑冲击系数0.4，总荷载140kN，对应面压1.75N/mm²）和车辆限制令最高限度5t（考虑冲击影响，总荷载70kN，对应面压0.875N/mm²）设定；加载下限固定为3kN（压缩），上限根据加载位置适当调整；加载频率约5Hz。以下表述中，“A2s” 表示以Sec. A与Line 2的交点为加载中心进行单轮加载，“C1d” 表示以Sec. C与Line 1的交点为加载中心进行双轮加载。试验体通过夹具固定在刚性支撑台架上，支撑点为横肋下翼缘四隅。

加载过程中定期进行动态应变测量，采用栅长1mm的应变片，粘贴在加载截面Sec. A、C、E、G的Line 1、3、4、6焊缝焊趾下方5mm处的桥面板下表面和U肋外表面，测量方向均为桥轴直角方向。应力计算采用钢材弹性模量206000N/mm²（应变测量值乘以弹性模量）。应变测量频率为每10分钟1次，动态采样频率1kHz，持续记录10秒，根据波形最大最小值计算当时的应变范围。

试验流程如下：

Step 1：导入预制裂纹的疲劳试验（对策前）Step 2：实施本对策Step 3：验证对策后疲劳耐久性的疲劳试验Step 4：裂纹破面及截面观察

各疲劳试验的加载条件如表9所示。

8.2 定点疲劳试验结果

8.2.1 Step 1：预制裂纹导入

Step 1旨在向试验体导入桥面板扩展型裂纹。Step 1-1加载至88.6万次时，采用70° 聚焦斜角探头超声波探伤检测到Line 3存在桥面板扩展型裂纹；加载至255.8万次时，裂纹贯穿桥面板，停止加载。Step 1-2、1-3未产生裂纹。推测原因如下：该试验体先焊接U肋与桥面板，矫正残余变形后再焊接横肋，矫正过程可能在根部引入压缩残余应力40)；且本试验中根部应力仅在压缩区域反复变化（而非轮载行驶时的拉压交替41)），因此一般部位（Step 1-2、1-3）未产生裂纹。而横肋交叉部位在横肋焊接过程中可能重新引入拉伸残余应力42)，因此即使应力仅在压缩区域反复变化，仍产生了裂纹。

8.2.2 Step 2：本对策实施

在保留Step 1-1产生裂纹的前提下，对U肋进行开截面化、追加焊接和TIG焊处理，具体步骤如下：

除横肋交叉部位前后150mm范围外，U肋开截面化；

沿桥轴方向全长度实施追加焊接；

沿桥轴方向全长度，按追加焊接、既有焊接的顺序，对桥面板侧焊趾进行TIG焊处理；

横肋交叉部位前后约150mm范围，按追加焊接、既有焊接的顺序，对U肋侧焊趾进行TIG焊处理。

8.2.3 Step 3：对策后疲劳耐久性验证

Step 3旨在验证对策后的疲劳耐久性。焊缝附近的应力测量值与分析值大致一致（如图20所示），表明加载符合预期。图21 (a)给出了Step 3-1中应变范围变化率与加载次数的关系（应变范围变化率=试验过程中应变范围/初始应变范围）。参考文献28)，定义应变范围变化率达到10%时为裂纹产生，对应的加载次数为裂纹产生次数。由图可知，首先Line 1既有焊接的U肋侧焊趾附近应变范围发生变化（裂纹产生次数22万次），随后Line 3追加焊接的桥面板侧焊趾附近应变范围变化（裂纹产生次数58万次），之后继续加载至200万次结束试验。图21 (b)给出了Step 3-2中应变范围变化率与加载次数的关系，裂纹产生顺序为：Line 1既有焊接的U肋侧焊趾附近（30万次）→Line 1追加焊接的桥面板侧焊趾附近（50万次）→Line 3追加焊接的桥面板侧焊趾附近（56万次），继续加载至200万次时，Line 1、3桥面板侧焊趾的裂纹贯穿桥面板。需说明的是，后续截面观察（详见下文）未发现根部裂纹；Step 3-3、3-4未产生裂纹。

由于Step 3-1、3-2中发现既有焊接和追加焊接的焊趾裂纹，在Step 3-5、3-6前，对相关加载部位的焊趾实施锤击处理，以防止焊趾裂纹产生。锤击处理范围为Line 4、6所有既有焊接和追加焊接的焊趾，仅覆盖横肋交叉部位前后约150mm范围。采用图22所示的市售气锤，锤头尖端加工为直径5mm的球面（匹配TIG焊处理后的焊趾半径）。锤击顺序为：追加焊接的U肋侧焊趾→ 追加焊接的桥面板侧焊趾→ 既有焊接的桥面板侧焊趾→ 既有焊接的U肋侧焊趾（最后处理Step 3-1、3-2中最先产生裂纹的既有焊接U肋侧焊趾）。施工采用与实桥相同的仰焊姿势，参考文献43)，通过外观和凹陷深度确认施工质量。图23给出了Sec. G与Line 4交点附近锤击处理前后的照片作为参考。

Step 3-5、3-6旨在验证锤击处理后的疲劳耐久性，试验结束后外观检查未发现裂纹。

8.2.4 Step 4：裂纹观察

通过观察裂纹破面和截面，确认内部裂纹情况（如图24所示）。裂纹破面采用以下方法获取：切割包含裂纹的桥面板部分，浸入液氮后，通过万能试验机在裂纹背面施加线荷载，使裂纹暴露；截面观察采用切割试验体或钻取芯样，对切割面进行观察（观察位置如图24 (a)所示）。结果未发现图24所示以外的裂纹；所有试验结束后，对U肋-桥面板焊接接头以外的焊缝线及U肋开截面化的切割面进行磁粉探伤，未发现其他裂纹。

8.3疲劳裂纹产生原因分析

Step 3-1、3-2中发现的裂纹包括既有焊接的U肋侧焊趾裂纹（裂纹3-1B、3-2C）和追加焊接的桥面板侧焊趾裂纹（裂纹3-2A、3-2B），桥面板内扩展的裂纹路径与文献23)、24)报告相似。Step 1-1产生并在Step 2中保留的裂纹（图24 (b)中蓝色标记），对策后停止扩展。这与7.3节基于应力强度因子范围的扩展评估结果略有差异，推测可能受Step 3-1中追加焊接焊趾裂纹扩展的影响。

探讨Step 3-1、3-2中裂纹产生的原因：本试验中裂纹起点的局部应力（对应图16 (a)的 σ2、σ7）与钢桥面板实桥模型相近，其中 σ2为拉应力，σ7为压应力；而 σ8为更大的压应力（比 σ7大20%），但该部位未产生裂纹。此外，横肋交叉部位的应力无轮载移动导致的正负交替，因此图16中的应力可视为应力范围。尽管分析模型与试验体的焊接形状、TIG焊处理成型质量存在差异，但仅考虑荷载作用无法充分解释裂纹产生原因。

为此，通过温度-位移耦合分析确认残余应力的影响，采用Abaqus 2021软件，分析对象为试验体的Sec. A，采用图25所示的二维平面应变模型（已单独验证该模型可获得与三维分析相近的结果），单元尺寸约0.1×0.1mm。钢材的温度相关材料特性、输入热范围、输入热方法、输入热效率与第6章(2)一致；钢材的应力-应变关系采用双线性模型，屈服后二次斜率为弹性模量的1/100。分析按图25编号分步实施，步骤1、2模拟钢桥面板制作过程，步骤3~7模拟本对策施工流程：

对图25中阴影范围施加焊接输入热后，冷却至常温（未模拟焊接后的矫正过程）；

激活图25中阴影范围的单元（未模拟横肋与桥面板、U肋的焊接）；

激活单元后，对图25中阴影范围施加焊接输入热，冷却至常温；

4~7.删除焊趾处理部位的单元后，对图25中阴影范围施加焊接输入热，冷却至常温。

为验证分析的有效性，对比了定点疲劳试验中桥面板扩展型裂纹焊趾下方5mm处（对应图25中▲标记位置）的焊接残余应力与分析结果。假定裂纹充分贯穿桥面板厚度时，应变片测量的试验后残余应变等同于焊接残余应力44)，据此计算得到3个裂纹对应的残余应力分别为213.8、192.9、252.8N/mm²（平均值219.8N/mm²，标准差30.4N/mm²），分析结果为248.2N/mm²。尽管测量值离散性较大，但分析结果大致反映了残余应力的变化趋势。

图26给出了分析得到的焊接残余应力云图（应力为绝对值最大的主应力）。由图26 (c)可知，最先产生裂纹的 “d” 点及文献23)、24)报告的追加焊接桥面板侧焊趾裂纹起点 “a” 点，均存在拉伸残余应力；而荷载作用下压应力最大但未产生裂纹的 “c” 点，存在压缩残余应力。由此可见，残余应力对疲劳裂纹的产生具有重要影响。需说明的是，“b” 点的拉伸残余应力最大，但荷载作用下的压应力仅为 “a” 点的60%，且随着 “a” 点裂纹扩展，该部位应力降低（如图21所示），因此未产 生裂纹。

为控制残余应力，基于图25的分析模型，探讨了改变TIG焊处理顺序（从图26 (b)阶段开始）及采用磨削处理（分析中仅删除单元，不施加输入热）的效果，但与文献45)一致，均未能充分降低 “a” 点的拉伸残余应力。而Step 4中实施的锤击处理，通过引入压缩残余应力，有效抑制了焊趾裂纹的产生。未来需进一步优化焊趾处理方法及适用范围，不仅涵盖横肋交叉部位，还需包括一般部位。

锤击处理虽抑制了焊趾裂纹，但仅在Sec. A与Line 4交点处发现根部裂纹（如图24 (i)所示），相同条件的Sec. A与Line 6交点、Sec. G与Line 4交点、Sec. G与Line 6交点均未产生根部裂纹。该裂纹未贯穿板厚，不会直接影响行驶安全。推测裂纹未贯穿的原因包括锤击处理引入的压缩残余应力，但锤击处理也可能在根部产生拉伸残余应力，成为裂纹产生的诱因。此外，试验荷载范围（70kN）高于实际运营荷载水平，且图24 (i)所示的根部形状更尖锐、易发生应力集中，这些因素也可能导致裂纹产生。需进一步积累疲劳试验数据，验证此类裂纹对结构性能无不利影响。

8.4试验疲劳荷载与实桥的关联

试算了本试验加载对应的实桥服役年限，试算条件如下：

考虑铺装刚度、行驶位置离散性、荷载频率；

实桥应力范围基于图15分析模型（考虑80mm厚沥青铺装）计算，定点疲劳试验应力范围基于7.1节分析模型计算，根据二者响应值的比值进行试算；

铺装弹性模量参考文献46)，设定铺装温度45℃时为500N/mm²、10℃时为5000N/mm²，泊松比0.35，弹性模量与温度的关系采用自然指数函数描述；气温简化为月变化，采用名古屋地方气象台2021年的日平均气温月均值；

行驶位置离散性参考文献6)，服从标准差200mm的正态分布，按U肋宽度的1/4（80mm）划分区间设定频率，离散中心与应力范围最大的行驶位置一致；

加载荷载模拟双轮加载面，采用笔者已知的都市间高速公路最重实测数据47)的荷载模型；交通量简化为恒定值（不考虑时间变化）；

图27给出了本试验结果与文献28) S-N曲线的对比。本试验产生的裂纹为焊趾裂纹，与根部裂纹类似，基于焊趾处理面（圆弧状建模）的最大主应力（图15 (d)的 σ2、σ7）进行整理。结果表明，本试验中焊趾裂纹的产生寿命可采用相同的S-N曲线描述，因此基于图中非超越概率97.7%的S-N曲线，计算对应的服役年限。

首先，采用Step 1-1的裂纹产生次数，按上述方法试算实桥对应的年限，结果为17.3年。实桥中桥面板扩展型裂纹从发现到贯穿的年限为10~32年48)，该数据包含裂纹产生寿命和扩展寿命，而本试算仅为产生寿命，参考文献44)的结论（此类裂纹的产生寿命与扩展寿命相近），可知试算结果大致合理。其次，试算本试验荷载范围（面压1.75N/mm²）下200万次加载对应的实桥年限：Step 3中产生裂纹的追加焊接桥面板侧焊趾部位为266年，既有焊接U肋侧焊趾部位为102年，表明本对策具有至少100年以上的服役年限。

9. 总结

本研究针对U肋-桥面板焊接接头的桥面板扩展型裂纹和焊缝金属扩展型裂纹，提出了一种无需交通管制且不增加恒载的对策方法，主要研究结果如下：

整理既有对策方法后，提出了拆除U肋下翼缘，从U肋内侧对U肋-桥面板焊接接头进行焊接的对策方案。

以钢斜拉桥钢桥面板箱梁为对象，验证了本对策对承载性能的影响，结果表明结构改造后的承载性能满足设计限值要求。

确认了本对策的焊接施工性和成型质量，通过仰焊姿势可实现预期的焊缝和焊趾处理效果。

探讨了本对策对沥青铺装的影响，结果表明轮载引起的桥面板变形及焊接热对铺装的影响均较小。

弹性有限元分析表明，本对策对U肋-桥面板焊接接头根部裂纹的应力降低效果和扩展抑制效果，等同于或优于常用的SFRC铺装对策；同时确认，需对其他部位的疲劳影响进行结构复核或采取额外对策。

通过定点疲劳试验验证了本对策的疲劳耐久性，结果表明横肋交叉部位出现从追加焊接焊趾向桥面板扩展并贯穿的裂纹，但可通过锤击处理抑制该类裂纹产生；基于疲劳试验结果试算，本对策的服役年限可达100年以上。

未来的研究课题包括：进一步评估本对策实施后产生的根部裂纹及保留的桥面板扩展型裂纹的扩展性；优化焊趾处理方法及适用范围（涵盖横肋交叉部位和一般部位），持续积累疲劳试验数据。

1. 服部 雅史：正会员 株式会社高速道路综合技术研究所 道路研究部（〒194-8508 东京都町田市忠生）E-mail:m.hattori@ai-nexco.co.jp (Corresponding Author)

2. 馆石 和雄：正会员 名古屋大学大学院教授 工学研究科土木工学专攻（〒464-8603 名古屋市千种区不老町）E-mail:t.taishi@civil.nagoya-u.ac.jp

3. 判治 刚：正会员 名古屋大学大学院准教授 工学研究科土木工学专攻（〒464-8603 名古屋市千种区不老町）E-mail:hanji@civil.nagoya-u.ac.jp

4. 清水 优：正会员 名古屋大学大学院助教 工学研究科土木工学专攻（〒464-8603 名古屋市千种区不老町）E-mail:shimizu@civil.nagoya-u.ac.jp