衛(wèi) 星，強士中

南京至安慶城際鐵路安慶長江鐵路大橋采用101.5+188.5+580+217.5+159.5+116 m 四線鐵路鋼桁梁斜拉橋，全長1 363 m，兩線客運專線設計速度250 km/h，兩線Ⅰ級干線設計速度160 km/h。主梁為3片主桁鋼桁梁，節(jié)間長14.5 m，桁高15 m。斜拉索為空間3索面，斜拉索的梁端錨固結構采用了雙拉板栓焊式錨箱結構［1］。大跨鋼斜拉橋的梁端錨固結構主要包括錨箱式、耳板式、錨拉板式、錨管式等［2－4］，錨固區(qū)受力集中，結構復雜，焊縫密集，局部應力集中劣化了結構的抗疲勞性能。梁端錨固結構包含多種缺口效應的構造細節(jié)，這些構造細節(jié)直接決定梁端錨固結構抗疲勞性能，是橋梁抗疲勞設計的關鍵部位。國內外學者對公路鋼斜拉橋梁端錨固結構等復雜焊接結構多采用試驗方法進行抗疲勞性能研究，并取得一些成果。隨著國內外高速鐵路發(fā)展，受高速列車沖擊交變荷載作用下，鐵路鋼橋關鍵結構的疲勞性能及耐久性成為研究熱點。與公路斜拉橋梁端錨固結構一樣，高速鐵路斜拉橋梁端錨固結構的抗疲勞性能需要引起關注。

1 鋼桁梁斜拉橋典型梁端錨固結構

目前高速鐵路斜拉橋主梁多數(shù)采用鋼桁梁，鋼桁梁桿件主要承受軸向力，錨固點結構多設置在主梁的節(jié)點處。為了利用主桁節(jié)點板，鋼桁梁斜拉橋梁端錨固形式主要分節(jié)點內置式和節(jié)點外置式。節(jié)點內置式包括弦桿內錨箱和節(jié)點板內錨箱兩種，節(jié)點外置式主要有3種形式:雙拉板栓焊式錨箱、雙拉板整體式錨箱、完全錨箱式及雙拉板錨管式。

圖1 鋼桁梁斜拉橋常用錨固結構形式Fig.1 Typical anchorage of cable-stayed bridge with truss girder

弦桿內置錨箱式錨固結構的斜拉索錨于上弦桿件內，斜拉索的傳力鋼板直接焊在桿件上弦桿腹板，索力由錨箱與弦桿腹板的焊縫承擔，如圖1(a)所示。將錨箱置于弦桿內部的的錨固結構多用于主梁采用三角形的鋼桁梁(如鄭州黃河大橋)，此種結構由于錨固點位于桿件內部，操作空間狹小，制造及安裝都比較困難，特別是在拉索與上弦角度較大時，矛盾更加突出。節(jié)點板內置錨箱式錨固結構的斜拉索錨于節(jié)點板內，斜拉索的傳力鋼板直接焊在桿件節(jié)點板上，索力由錨箱與節(jié)點板的焊縫承擔，如圖1(b)所示。將錨箱置于節(jié)點板下方的錨固結構多用于主梁采為N形鋼桁梁(如武漢天興洲大橋)，此構造有利于拉索的安裝與維護，但節(jié)點構造復雜，且由于錨管穿過桿件，會對截面造成削弱。

采用節(jié)點外置式錨固結構時，斜拉索錨于上弦節(jié)點頂板之上，需要在上弦頂板節(jié)點板對應的位置焊接出錨固拉板，或者將主桁上弦節(jié)點兩側節(jié)點板直接向上延伸形成錨固拉板。在伸出的錨固拉板間焊隔板形成節(jié)點外置錨箱式或焊接加勁板及錨管形成節(jié)點外置錨管式。與節(jié)點內置式錨固結構相比，節(jié)點外置式錨固結構具有構造簡單、受力明確、便于制造、安裝和后期維護的優(yōu)點。雙拉板錨管式錨固結構的斜拉索錨頭錨固于錨墊板上，錨墊板將索力分散于承壓板，如圖1(c)所示，與日本東神戶大橋錨固裝置傳力機理相類似［4］。為保證錨管的面外剛度，除兩側錨腹板外，沿錨管設置縱向加勁肋，錨腹板與拉板間焊縫將索力傳遞至上弦桿。錨管與承壓板的焊縫位置由于承壓板的面外變形，容易引起錨管平面外的變形，在這一位置容易引起較大的應力集中。雙拉板整體式錨箱錨固結構中拉板為整體結構，在拉板上部焊接承壓板形成封閉的箱式結構，拉板下部為與鋼梁上弦桿焊接，斜拉索穿過箱內錨管，固定在錨墊板上，如圖1(d)所示，渝利鐵路韓家沱長江大橋采用了該類錨固結構。雙拉板栓焊錨箱式索梁錨固中拉板采用分離式，上部拉板與錨墊板、承壓板形成封閉的箱式結構，下部拉板與鋼梁弦桿連為一體，上拉板與下拉板通過高強螺栓連接，斜拉索穿過箱內錨管，固定在錨墊板上，如圖1(e)所示。分離式結構給錨固結構的制造與施工帶來方便。

2 梁端錨固結構傳力機理

雙拉板栓焊錨箱式錨固結構由錨墊板、主承壓板、次承壓板、定位板及加勁肋構成，如圖2所示。斜拉索索力通過錨固結構傳遞到鋼桁梁。斜拉索錨餅與錨墊板直接接觸索力轉變?yōu)槊娣植級毫Γ^墊板受主承壓板及次承壓板支承面分布壓力轉變?yōu)榫€分布壓力，次承壓板所受壓應力通過焊縫傳遞到主承壓板，主承壓板所受壓力通過焊縫傳遞到上部拉板，上部拉板通過高強螺栓傳遞拉應力到下部拉板，下部拉板通過焊縫傳遞到拉應力到上弦桿。傳力途徑為:斜拉索→錨墊板→承壓板→錨拉板→上弦桿→鋼桁梁。

利用有限元軟件ANSYS建立梁端錨固結構空間有限元模型，如圖3所示。除錨墊板用實體單元模擬外，其余板件用板單元模擬。

圖2 梁端錨固結構構造Fig.2 Structure of cable-to-girder anchorage

圖3 錨固結構有限元模型Fig.3 FEM model of anchorage

計算得到索力作用下，錨固結構應力分布。在焊接結構中，焊縫的靜力強度要高于母材，但由于存在初始缺陷，疲勞裂紋往往還是在焊縫附近開始起裂，連接處是決定結構疲勞性能的關鍵部位［5］。選擇錨固結構中板件連接焊縫為研究對象，圖4給出沿連接焊縫的Von.mises應力變化趨勢。

拉板與上弦桿的連接焊縫受拉剪作用，從圖4(a)可以看出該焊縫應力數(shù)值較小，除焊縫端部應力較小外，總體分布均勻;主承壓板與錨墊板的連接焊縫受壓應力作用，從圖4(a)可以看出該焊縫應力數(shù)值較大，焊縫端部存在明顯應力集中;次承壓板與錨墊板的連接焊縫受壓應力作用，從圖4(a)可以看出該焊縫應力數(shù)值較大，但分布均勻;主承壓板與拉板的連接焊縫受剪應力作用，從圖4(b)可以看出該焊縫在中部位置應力數(shù)值較大，遠離錨墊板時應力減小較快。次承壓板與主承壓板的連接焊縫受剪應力作用，從圖4(b)可以看出該焊縫在靠近錨墊板處應力數(shù)值較大，沿著焊縫應力呈線性減小。錨固結構在索力傳遞過程中，將集中索力有效擴散，錨箱板件連接焊縫應力約為拉板與弦桿連接焊縫應力的2～3倍。疲勞荷載作用下，錨固結構受拉或受剪焊縫應力水平不高。

圖4 錨固結構連接焊縫應力分布Fig.4 Stress distribution on main welds of anchorage

3 四線鐵路疲勞荷載

鋼橋疲勞損傷，決定于經(jīng)常作用的、各種實際的車輛荷載。利用有限元模型可以計算錨固結構對應各線列車的影響線，列車沿著各自的影響線從一端進入，另一端完全駛出為一加載歷程。把一個加載例歷程中內力隨時間的變化過程記錄下來就可以得到一個內力歷程。用雨流計數(shù)法對內力歷程進行內力幅統(tǒng)計，可以得到內力頻值譜。通過變幅疲勞強度和常幅疲勞強度之間的關系式，可以推出列車的等效內力幅及其循環(huán)次數(shù)［6］。

安慶長江鐵路大橋為3索面鋼桁梁斜拉橋，主梁采用3片主桁結構，承受4線鐵路活載作用。斜拉索梁端錨固結構所承受的索力大，索力變化幅度大，是雙拉板栓焊錨箱式索梁錨固結構在高速鐵路鋼桁梁斜拉橋中的首次采用。鐵路桁梁疲勞荷載4線系數(shù)的確定不僅與主桁的荷載分配系數(shù)有關，而且與橋梁上4線鐵路列車的相遇概率、相遇次數(shù)以及4線列車引起的疲勞損傷度有關。列車相遇概率的大小與過橋的時間有關，過橋時間越長相遇的概率就越大。

列車的相遇情況較為復雜，可以假定列車在橋上一旦相遇，視為完全相遇，即每次相遇時各線列車同時到達各自應力歷程曲線的應力最大值。設四線列車對梁端錨固結構的荷載分配系數(shù)各為 δa，δb，δc，δd，考慮橋梁橫向平面框架結構，計算得a，b，c，d四線列車對邊桁錨箱及中桁錨箱的荷載分配系數(shù)，見表1。

表1 荷載分配系數(shù)Tab.1 Load distribution coefficient

a、b二線列車相遇1次時的損傷為:

a、b、c三線列車相遇1次時的損傷為:

a、b、c、d四線列車相遇1次時的損傷為:

上面各式中Dc為C線列車單獨作用引起的損傷。

考慮時域T內各種相遇情況，設四線系數(shù)為k，則:

km=(Dabcd+Dabc+Dbcd+Dcda+Ddab+Dab+Dac+Dad+Dbc+Dbd+Dcd+Da+Db+Dc+Dd)/(ncDC)

考慮4線列車運行速度及每天運行次數(shù)，計算得到4線鐵路索梁錨固結構疲勞荷載折減系數(shù)為0.32，索梁錨固結構疲勞荷載按0.32倍4線活載引起的斜拉索索力考慮。

4 疲勞試驗模型設計

國內外研究表明，影響焊接結構疲勞性能的因素主要是焊接細節(jié)分類、應力幅及加載次數(shù)。選取安慶鐵路長江大橋斜拉橋活載索力幅值最大的斜拉索梁端錨固結構作為研究對象，受試驗條件限制，參考國內外疲勞試驗資料，采用1∶2大比例縮尺模型進行疲勞試驗。試驗模型包括上弦桿、錨固結構。試驗模型長約8.1 m，寬約2.3 m，高約 4.6 m。有限元局部應力分析表明，該長度能夠保證錨固結構附近的上弦桿基本不受模擬邊界條件與實際情況不同而帶來的影響。試驗模型材質與焊接工藝與實橋結構完全一致。根據(jù)試驗模型實際錨固及加載方式，完成試驗模型的有限元應力分析，通過分析比較試驗模型與實橋結構主要板件應力分布數(shù)值模擬結果，試驗模型與實橋結構的應力分布狀態(tài)一致，焊接細節(jié)具有相似的應力集中程度，圖5給出了試驗模型及實際結構錨拉板應力分布。因此當試驗模型與實橋結構具有相同的焊接細節(jié)分類、應力幅及加載次數(shù)時，試驗模型與實橋結構具有一致的疲勞性能。

疲勞試驗模型加載方案如圖6所示。試驗時，通過地腳錨固螺栓和錨固橫梁將試驗模型上弦桿錨固，模擬拉索采用鋼絞線體系并采用MTS系統(tǒng)作動器按常幅正弦波循環(huán)加載。鋼絞線一端通過錨餅錨固在試驗模型的錨墊板上，另一端通過拉桿連接裝置與MTS作動頭相連。拉桿連接裝置由上蓋板、下承壓板和4根高強螺桿組成，上蓋板與MTS作動頭采用高強螺栓連接，錨固鋼絞線的錨餅直接作用于下承壓板。試驗中通過調節(jié)螺桿長度使上蓋板與下承壓板平行，保證索力加載方向。

圖5 錨拉板的應力分布(單位:Pa)Fig.5 Stress distribution of anchor plate

圖6 疲勞試驗加載方法Fig.6 Loading method of Fatigue test

試驗采用電阻應變計法進行應變測試，根據(jù)有限元局部分析，拉板與錨箱承壓板焊接處及承壓板與錨墊板連接位置受力最不利，因此在這些位置布置較多應變測點，其它部位則做適當布置。圖7給出了錨固結構試驗模型內側拉板及主承壓板測點布置。雖然在試驗室進行疲勞試驗，但考慮到試驗過程時間較長，通過設置溫度補償應變片來減少環(huán)境溫度對應變測試結果的影響。

圖7 錨固結構主要板件測點布置Fig.7 Sensor location on main plate of anchorage

受力復雜的測點采用三軸應變花，受力簡單的測點采用單軸應變片。采用UCAM－70A(日本共和公司生產(chǎn))應變數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進行應變數(shù)據(jù)采集。疲勞試驗過程中，每20萬次循環(huán)加載后進行一次靜載加載測試，考察加載過程中測點應力變化。靜載試驗采用逐級加載，疲勞試驗機加載分級為:

50 kN→150 kN→250 kN→350 kN→420 kN→350 kN→250 kN→150 kN→50 kN。疲勞機加載下限選擇50 kN是為了消除試驗模型的非彈性變形，同時提高疲勞加載的頻率

5 疲勞試驗結果

在試驗模型上，選取主拉應力測試值最大的測點B6、B7，給出了 40、70、100、125、150、175 及 200 萬次加載循環(huán)后的加載歷程曲線，如圖8所示。選取試驗模型內側拉板及主承壓板上應力測點，給出了應力測試值隨加載循環(huán)次數(shù)變化曲線，如圖9所示。

不同循環(huán)次數(shù)后，考慮測試誤差影響，各測點應力測試值變化不大。測點主拉應力測試值沒有隨加載循環(huán)次數(shù)的增加而變化。從試驗結果來看，拉板與鋼桁梁上弦桿連接焊縫附近的測點主拉應力低于20 MPa，所有測點主拉應力均低于40 MPa。100萬次循環(huán)加載、200萬次循環(huán)加載后各測點的應力與循環(huán)加載前的應力變化不大，模型應力分布狀態(tài)沒有隨循環(huán)作用次數(shù)的增加而發(fā)生改變。

圖8 部分測點加載歷程曲線Fig.8 Curve of stress vs.loading of test point B7

整個疲勞加載過程未發(fā)現(xiàn)試件有異?，F(xiàn)象。每次停機靜載試驗，檢查試件，未發(fā)現(xiàn)裂紋。200萬次疲勞試驗后，對試件進行檢查，未發(fā)現(xiàn)裂紋。繼續(xù)加載至240萬次，檢查試件，仍未發(fā)現(xiàn)裂紋。實測值與計算值的整體變化趨勢基本上是相同的，除個別測點外，大多數(shù)測點都和計算值比較接近。

圖9 測點主拉應力隨循環(huán)次數(shù)變化曲線圖Fig.9 Curve of the first principal vs.Cycle number

6 錨固結構抗疲勞性能評價

橋梁結構因承受荷載反復作用而產(chǎn)生疲勞裂紋，它與應力變動幅度、荷載反復次數(shù)及構造細節(jié)有關。在鐵路鋼橋設計規(guī)范中，將連接細節(jié)的疲勞強度進行等級分類，再按照使用期限所設定的荷載重復次數(shù)來確定安全的疲勞應力容許值。可以說，按照這種方法進行疲勞驗算的主要構件及其接頭等，疲勞性能可以滿足要求。焊接結構與栓接和鉚接結構相比，由于在接頭處的殘留缺陷、高應力集中區(qū)，以及設計時沒有估計到的變形和二次應力等都會引起疲勞裂紋。在役鋼橋的疲勞裂紋主要有以下原因造成的，有翹曲引起的應力、不恰當?shù)慕Y構細節(jié)以及超載。在傳統(tǒng)的橋梁設計中，基于規(guī)范荷載及分項系數(shù)，構件及連接處是根據(jù)他們主要的承擔荷載而分開設計的。一般人們只關注結構的整體性能，而忽略結構構件之間的相互作用力或變形。如果連接細節(jié)設計不合理，就會產(chǎn)生二次效應。

國內外鋼結構及橋梁設計規(guī)范中，都針對典型連接結構細節(jié)給出了疲勞容許應力。設計規(guī)范給出的連接細節(jié)的疲勞容許應力一般基于細節(jié)試件疲勞試驗結果，試驗結果中包含了各國不同焊接制造工藝水平帶來的焊接缺陷的不同統(tǒng)計表達。因此同一種或類似的連接細節(jié)在不同設計規(guī)范中給定的疲勞容許應力有所差別。安慶長江鐵路大橋所采用的雙拉板栓焊錨箱式梁端錨固結構中，上拉板與下拉板連接屬于高強螺栓拼接連接，下拉板與弦桿頂板連接屬于十字承載焊縫連接，主承壓板與上拉板連接屬于T形承剪焊縫等。雖然雙拉板栓焊錨箱梁端錨固結構所包含的連接構造細節(jié)與各類規(guī)范規(guī)定的細節(jié)不完全相同，不能完全按照規(guī)范有關規(guī)定來檢驗其疲勞強度，但各類規(guī)范規(guī)定的疲勞容許應力可作為參考。

表2 連接細節(jié)疲勞容許應力Tab.2 Fatigue allow stress of connection detail

根據(jù)表2所列的構造細節(jié)的試驗實測應力幅和設計規(guī)范的疲勞極限，可知安慶長江鐵路大橋拉索梁端錨固結構所有測試點的應力幅都滿足設計規(guī)范要求，且應力幅遠小于疲勞容許應力幅，結構具有較大的安全儲備。設計壽命期內，安慶長江鐵路大橋拉索梁端錨固結構具有較好的疲勞性能，錨固結構各構造細節(jié)連接焊縫的疲勞強度能滿足設計要求。

7 結論

(1)與節(jié)點內置式錨固結構相比，雙拉板栓焊錨箱式錨固結構具有構造簡單、受力明確、便于制造、安裝和后期維護的優(yōu)點。

(2)考慮3主桁錨固點荷載分配系數(shù)及4線鐵路列車的相遇概率、相遇次數(shù)，分析得到安慶鐵路長江大橋梁端錨固結構疲勞荷載折減系數(shù)為0.32。

(3)疲勞試驗表明，模型測點最大主拉應力為32 MPa，最大Von.Mises為35 MPa，出現(xiàn)在上拉板與錨箱主承壓板連接焊縫處。拉板與桁梁弦桿上翼緣連接焊縫周圍測點的主拉應力在15 MPa以內;拉板與錨箱連接焊縫的主拉應力35 MPa以內;錨箱各板件之間的焊縫測點最大主拉應力為22 MPa?？紤]4線折減活載索力作用下，試件實測應力水平不高。

(4)試驗模型測點主拉應力在每次靜載試驗時，呈線性變化。各次靜載試驗的主拉應力數(shù)值差別不大，說明測點在疲勞加載過程中受力無異常變化。

(5)試驗模型實測拉應力遠低于設計規(guī)范各種構造細節(jié)的疲勞強度，試件的各種構造細節(jié)在正常養(yǎng)護維修情況下，不會發(fā)生疲勞開裂。

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