陳康明， 黃漢輝， 吳慶雄

(福州大學(xué)土木工程學(xué)院， 福建 福州　350116)

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錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)焊縫抗疲勞性能研究

陳康明， 黃漢輝， 吳慶雄

(福州大學(xué)土木工程學(xué)院， 福建 福州350116)

摘要：以組合斜拉橋錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)為對(duì)象， 進(jìn)行1 ∶2.5的錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)縮尺模型疲勞試驗(yàn)， 并采用MSC Marc有限元軟件建立有限元模型進(jìn)行數(shù)值模擬， 研究了錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)中錨拉板的應(yīng)力分布規(guī)律及疲勞性能. 結(jié)果表明， 錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)關(guān)鍵部位為錨拉板與加勁肋、 主梁頂板間連接焊縫處， 以及錨拉板中部開(kāi)口附近部位； 循環(huán)加載過(guò)程中的動(dòng)應(yīng)變時(shí)程曲線和靜載時(shí)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力-荷載曲線均基本呈線性關(guān)系， 靜載時(shí)測(cè)點(diǎn)的Von Mises應(yīng)力、 測(cè)點(diǎn)應(yīng)力-荷載曲線均不隨荷載循環(huán)次數(shù)發(fā)生變化， 錨拉板試驗(yàn)?zāi)Ｐ吞幱趶椥怨ぷ鳡顟B(tài)； 200萬(wàn)次疲勞試驗(yàn)后， 整個(gè)試驗(yàn)?zāi)Ｎ闯霈F(xiàn)裂紋和異?，F(xiàn)象； 該錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)所有焊縫的應(yīng)力幅小于BS5400規(guī)定的容許疲勞應(yīng)力.

關(guān)鍵詞：錨拉板； 索梁錨固； 疲勞試驗(yàn)； 數(shù)值模擬； 應(yīng)力集中

0引言

錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)傳力途徑明確， 改變了斜拉索索力直接作用于主梁的傳力方式， 能夠分散作用在主梁上的索力， 減少主梁的應(yīng)力集中[1-6]. 同時(shí)， 錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了斜拉索錨固結(jié)構(gòu)的“化整為零， 化零歸整”. 目前錨拉板式的索梁錨固結(jié)構(gòu)已經(jīng)成為大跨斜拉橋中斜拉索錨固的主流方式之一， 如表1所示， 國(guó)內(nèi)諸如東沙大橋[2]、 廈漳跨海大橋[3]、 湛江大橋[7]等多座大跨斜拉橋梁的斜拉索錨固結(jié)構(gòu)均采用了錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu).

錨拉板式索梁錨固區(qū)構(gòu)造復(fù)雜， 幾何形狀突變， 焊縫立體交錯(cuò)， 錨固區(qū)域應(yīng)力分布極其不均， 應(yīng)力集中現(xiàn)象嚴(yán)重. 在活載長(zhǎng)期作用下索力變化幅度較大， 容易使錨拉板產(chǎn)生疲勞損傷裂紋， 所引起的疲勞問(wèn)題比較突出， 且錨固區(qū)結(jié)構(gòu)可靠與否， 將直接關(guān)系到整個(gè)大橋的安全性和耐久性， 因此有必要對(duì)錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗疲勞性能研究.

目前國(guó)內(nèi)外鋼橋設(shè)計(jì)規(guī)范中的疲勞設(shè)計(jì)規(guī)范均只對(duì)以鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件為基礎(chǔ)的各種簡(jiǎn)單連接構(gòu)造細(xì)節(jié)做了規(guī)定[2-13]， 并不適用于受力復(fù)雜的索梁錨固結(jié)構(gòu). 若單純依靠空間有限元仿真分析， 所得理論結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果可能存在差異， 且難以把握焊縫部位和幾何復(fù)雜部位的實(shí)際受力狀況， 無(wú)法掌握其疲勞性能. 因此， 對(duì)索梁錨固結(jié)構(gòu)疲勞性能的評(píng)估較為有效的方法是采用模型加載試驗(yàn)進(jìn)行研究, 僅強(qiáng)士中、 衛(wèi)星等[2, 11]通過(guò)模型試驗(yàn)， 分別研究了湛江大橋和廣州東沙大橋的錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)的疲勞性能.

鑒于目前對(duì)錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)尚未進(jìn)行全面研究， 不能單純采用國(guó)內(nèi)外鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范按照名義應(yīng)力檢算和評(píng)估疲勞， 且本文的錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)與文獻(xiàn)[2， 11]不同， 在錨拉筒四周增加了四塊加勁肋板. 因此， 以某組合斜拉橋錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)為對(duì)象， 進(jìn)行該錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)的1 ∶2.5縮尺模型試驗(yàn)， 并采用有限元軟件建立有限元模型進(jìn)行數(shù)值模擬， 研究錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)中錨拉板的應(yīng)力分布規(guī)律， 確定錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部位， 評(píng)價(jià)疲勞性能， 為以后此類結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)和研究提供參考.

1工程概況

研究對(duì)象為某單塔空間索面組合梁斜拉橋， 其跨徑布置為150 m+130 m， 總體布置示于圖1. 主塔采用鉆石型混凝土索塔， 索塔處固結(jié)， 主塔兩側(cè)不等跨. 主梁由工字形主縱梁、 小縱梁和橫梁組成， 兩橫梁間距4 m， 兩主縱梁間距25.5 m， 索距8 m. 橋面板采用鋼-混凝土組合橋面板， 橋面總寬38.5 m， 凈寬2×11.5 m.

混凝土橋面板上設(shè)置縱橫向預(yù)應(yīng)力鋼筋， 并通過(guò)剪力釘與縱梁及橫梁連接. 斜拉索與工字形主梁的錨固采用錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)形式. 錨拉板索梁錨固結(jié)構(gòu)是由錨拉板(N1)、 錨拉板加勁肋(N5、 N6a和N6b)、 錨拉筒(N3)、 錨拉筒加勁肋(N4)、 錨拉筒套圈(N7)和斜拉索端承板(N2)組成， 各部件采用全焊接連接. 其中， 與現(xiàn)有橋梁中采用的錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)相比， 加勁肋N4為研究對(duì)象橋梁所采用的錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)的新增構(gòu)件. 實(shí)橋錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)的具體構(gòu)造示于圖2.

2實(shí)橋疲勞荷載確定

采用橋梁專用軟件MIDAS/Civil建立全橋空間有限元模型， 示于圖3， 模型共由375個(gè)節(jié)點(diǎn)、 433個(gè)單元組成. 經(jīng)計(jì)算表明， 在公路Ⅰ級(jí)荷載作用下MC04斜拉索的索力變化量最大， 為981 kN. 斜拉索編號(hào)示于圖1. 因此， 以MC04斜拉索處錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)為疲勞試驗(yàn)對(duì)象.

我國(guó)目前缺乏針對(duì)性的疲勞設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)車輛， 公路橋梁疲勞設(shè)計(jì)荷載基本參照英美相關(guān)規(guī)范. 根據(jù)我國(guó)湛江大橋、 東沙大橋等的設(shè)計(jì)交通流量， 及對(duì)各種車型所占比例分析， 按等效疲勞損傷原理， 得到疲勞車輛總重與英國(guó)規(guī)范BS5400[14]規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)疲勞車輛接近[2-3， 9-13, 15-16]， 因此， 該組合斜拉橋錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)疲勞車輛采用英國(guó)規(guī)范BS5400規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)疲勞車輛. 交通量通過(guò)《公路工程技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)(JTG B01—2014)》[17]和橋梁設(shè)計(jì)要求進(jìn)行確定， 總重在300 kN以上的會(huì)產(chǎn)生疲勞影響的車輛取總交通量的30%， 并根據(jù)BS5400規(guī)定， 雙向六車道汽車超車道與主車道的交通量按比值1 ∶2分配， 由此可以得到設(shè)計(jì)基準(zhǔn)期內(nèi)， 主車道和超車道通過(guò)的車輛數(shù)分別為6 570萬(wàn)輛和3 285萬(wàn)輛. 進(jìn)行全橋空間有限元計(jì)算分析， 可以求出一輛BS5400標(biāo)準(zhǔn)疲勞車作用在不同車道的MC04斜拉索的索力幅值， 示于表2.

表2　一輛BS5400標(biāo)準(zhǔn)疲勞車作用在不同車道時(shí)MC04斜拉索的索力幅值

根據(jù)模型試驗(yàn)研究周期要求， 各車道產(chǎn)生的荷載幅值和相應(yīng)的作用次數(shù)及BS5400關(guān)于沖擊效應(yīng)和多車效應(yīng)， 由疲勞損傷累積理論， 把整體計(jì)算得到的內(nèi)力幅值等效成循環(huán)次數(shù)為200萬(wàn)次時(shí)的內(nèi)力幅值， 計(jì)算按公式(1)計(jì)算[15]， 可得到：

(1)

根據(jù)Miner疲勞損傷累積理論， 把設(shè)計(jì)基準(zhǔn)期內(nèi)按標(biāo)準(zhǔn)疲勞車計(jì)算得到的變幅疲勞等效成循環(huán)200萬(wàn)次的等幅疲勞， 可得大橋MC04斜拉索200萬(wàn)次疲勞循環(huán)次數(shù)對(duì)應(yīng)的等效索力幅為403 kN， 對(duì)應(yīng)的斜拉索應(yīng)力幅為68 MPa.

采用該橋的設(shè)計(jì)荷載—公路-Ⅰ級(jí)， 計(jì)算得到所有斜拉索產(chǎn)生的最大應(yīng)力幅值為156 MPa， 是BS5400標(biāo)準(zhǔn)疲勞車作用下MC04斜拉索等效應(yīng)力幅68 MPa的2.3倍. 考慮到中國(guó)目前的超載現(xiàn)象， 并為了全面考察錨固結(jié)構(gòu)的疲勞性能， 確定實(shí)橋200萬(wàn)次斜拉索等效索力幅由403 kN提高2.3倍， 即取403×2.3=936 kN.

3試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

3.1試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)與制作

1 ∶2.5縮尺后錨拉板試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆?gòu)造示于圖4， 與實(shí)橋結(jié)構(gòu)形式相同， 其中有部分構(gòu)件縮尺后， 由于市面沒(méi)有銷售， 所以用與實(shí)橋模型縮尺后尺寸相近的鋼材進(jìn)行替換， 錨拉筒縮尺后管徑采用140 mm， 壁厚12 mm， 錨拉板加勁肋(N5、 N6a和N6b)板厚采用14 mm， 其余按1 ∶2.5正常縮尺后， 具體尺寸及參數(shù)示于圖4.

采用與實(shí)橋相同的材料和制造工藝進(jìn)行錨拉板加工制作， 局部不能做到時(shí)， 采用相近的替代工藝， 以不致使模型的抗疲勞性能優(yōu)于或劣于原型. 試驗(yàn)?zāi)Ｐ弯摌?gòu)件均在工廠加工完成后， 運(yùn)至實(shí)驗(yàn)室采用手工電弧焊接成型， 所有焊縫構(gòu)造尺寸均滿足規(guī)范要求. 由于試驗(yàn)條件限制， 試驗(yàn)時(shí)未對(duì)焊縫質(zhì)量進(jìn)行檢測(cè).

3.2試驗(yàn)加載

湛江大橋、 廈漳跨海大橋等已進(jìn)行的試驗(yàn)均采用豎向加載的方法， 使用壓力機(jī)進(jìn)行錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)疲勞試驗(yàn)[1-3]. 試驗(yàn)為了保證錨拉板模型定位更加準(zhǔn)確， 減少了豎向加載所需的反力架， 避免MTS加載時(shí)由于豎向反力架剛度不足而使荷載不能有效施加到縮尺模型上， 試驗(yàn)通過(guò)制作錨固反力裝置， 錨拉板底部直接焊接在加載錨固反力裝置斜面鋼板上， 對(duì)錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)進(jìn)行水平加載. 錨拉筒與MTS伺服加載系統(tǒng)作動(dòng)頭直接水平相連接， 作動(dòng)頭另一端錨固于剛度很大的剪力墻上， 縮尺模型的加載示意圖和加載照片示于圖5.

采用1 000 kN電液伺服加載系統(tǒng)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)加載， 疲勞荷載采用常幅正弦波荷載. 試驗(yàn)加載的循環(huán)次數(shù)為加至模型疲勞破壞或循環(huán)200萬(wàn)次. 為了使錨拉板在反復(fù)荷載作用下始終處于受拉狀態(tài)和避免MTS施加的荷載峰值過(guò)大導(dǎo)致加載頻率下降， 確定疲勞試驗(yàn)最小加載荷載為50 kN， 根據(jù)加載力幅為150 kN， 確定最大加載荷載為200 kN. 疲勞試驗(yàn)過(guò)程中對(duì)試驗(yàn)荷載的波動(dòng)、 疲勞裂紋的出現(xiàn)位置等進(jìn)行觀測(cè)， 出現(xiàn)裂紋， 須停機(jī)測(cè)量應(yīng)力一次.

同時(shí)， 在疲勞試驗(yàn)前(零次應(yīng)力循環(huán))和試驗(yàn)過(guò)程中(約每隔40萬(wàn)次， 停機(jī)一次)進(jìn)行靜載試驗(yàn)， 測(cè)量模型各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力， 并與初始狀態(tài)進(jìn)行相互對(duì)照. 由于靜力試驗(yàn)最大荷載為疲勞荷載150 kN， 且構(gòu)件疲勞是由于應(yīng)力幅引起， 故試驗(yàn)按0→30→60→90→120→150 kN分5級(jí)加載， 并按原級(jí)卸載， 每級(jí)加載或卸載穩(wěn)定5 min后讀數(shù).

3.3測(cè)點(diǎn)布置

測(cè)點(diǎn)布置在構(gòu)件焊縫應(yīng)力較大處， 錨拉板與鋼板連接焊縫及錨拉板和錨拉筒連接幾何突變處為主要測(cè)試對(duì)象. 疲勞試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置示于圖6， 共布置48個(gè)測(cè)點(diǎn)， 采用三向電阻應(yīng)變花和少量單軸電阻應(yīng)變片測(cè)量應(yīng)變， 采用JM3813多功能應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)測(cè)量動(dòng)應(yīng)變. 同時(shí)， 為了采集到應(yīng)變峰值， 采集頻率取加載頻率(5 Hz)的8倍， 即40 Hz.

4錨拉板的疲勞關(guān)鍵部位分析

為了確定錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布規(guī)律和關(guān)鍵部位， 采用MSC Marc有限元軟件建立實(shí)橋MC04索梁錨固結(jié)構(gòu)的有限元模型， 如圖7所示. 有限元模型中采用線彈性殼單元138模擬鋼板構(gòu)件. 根據(jù)實(shí)橋錨拉板構(gòu)造特點(diǎn)， 在有限元模型中未模擬鋼混組合梁， 僅將錨拉板與主梁連接處節(jié)點(diǎn)固結(jié)， 并將拉索力施加在錨拉筒上. 通過(guò)以上建立有限元模型求得在MC04斜拉索索力為936 kN時(shí)實(shí)橋錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)有限元模型的應(yīng)力云圖， 示于圖8. 有限元模型中除了極個(gè)別點(diǎn)由于建模的原因， 而出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象導(dǎo)致應(yīng)力較大， 其他部分應(yīng)力分布表現(xiàn)為錨拉板與加勁肋、 主梁頂板間連接焊縫處， 錨拉板的中部開(kāi)口周圍的應(yīng)力值較大， 最大Von Mises應(yīng)力值為41.4 MPa和錨拉板中部開(kāi)口附近Von Mises應(yīng)力值范圍為22.1～31.5 MPa， 其余部分Von Mises應(yīng)力值范圍只有1.22～10.7 MPa. 故錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部位為錨拉板與加勁肋、 主梁頂板間連接焊縫處以及錨拉板中部開(kāi)口附近部分.

5試驗(yàn)結(jié)果分析

5.1疲勞荷載試驗(yàn)結(jié)果

在50～200 kN的正弦反復(fù)荷載作用下， 各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變隨荷載變化的時(shí)程曲線基本相同， 以典型測(cè)點(diǎn)A6-2-2、 A6-3-3、 A6-4-3和A6-5-3為例， 其應(yīng)變隨荷載變化的時(shí)程曲線示于圖9， 其中藍(lán)色部分為黑色部分的局部放大圖. 由此可以得到測(cè)點(diǎn)應(yīng)力與荷載大致成線性關(guān)系， 即整個(gè)疲勞加載過(guò)程中整個(gè)結(jié)構(gòu)處于彈性工作狀態(tài). 在動(dòng)載過(guò)程中， 索梁錨固結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷淖畲髴?yīng)力出現(xiàn)在錨拉板與主梁相交部分， 該位置最大Von Mises應(yīng)力為46.21 MPa， 加載過(guò)程中應(yīng)力變化范圍為41.44～46.21 MPa， 其它大部分測(cè)點(diǎn)Von Mises應(yīng)力均小于40 MPa.

5.2 不同疲勞循環(huán)作用下的應(yīng)力退化

試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜕蟅on Mises應(yīng)力較大的幾個(gè)測(cè)點(diǎn)(A6-2和A6-5、 C1-4和C1-5分別為錨拉板和加勁肋的測(cè)點(diǎn))在不同循環(huán)次數(shù)后靜載的應(yīng)力變化曲線示于圖10. 可以看出， Von Mises應(yīng)力測(cè)試值并沒(méi)有隨加載循環(huán)次數(shù)的增大而發(fā)生較大變化.

不同加載循環(huán)次數(shù)后進(jìn)行靜載試驗(yàn)時(shí)Von Mises應(yīng)力測(cè)試值最大測(cè)點(diǎn)A6-2的應(yīng)力-應(yīng)變曲線示于圖11. 可以看出， 每次靜載過(guò)程中測(cè)點(diǎn)A6-2的應(yīng)力-荷載曲線成線性變化， 且不同循環(huán)次數(shù)后， 測(cè)點(diǎn)應(yīng)力應(yīng)變曲線基本相同， 表明結(jié)構(gòu)處于彈性階段.

表3給出了在不同循環(huán)加載次數(shù)后進(jìn)行靜載試驗(yàn)， 且靜力荷載為150 kN時(shí)， 部分測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力測(cè)試結(jié)果. 可以看出， 錨拉板與主梁頂板連接焊縫的測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力值最大， 所有測(cè)點(diǎn)的Von Mises應(yīng)力均小于40 MPa. 各測(cè)點(diǎn)在各階段循環(huán)加載后的應(yīng)力與循環(huán)加載前的應(yīng)力相差很小， 應(yīng)力分布狀態(tài)沒(méi)有隨循環(huán)加載次數(shù)的增大而發(fā)生變化.

此外， 通過(guò)對(duì)比縮尺模型試驗(yàn)結(jié)果和MSC Marc有限元數(shù)值模擬結(jié)果， 關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)應(yīng)力值大致相等， 因而試驗(yàn)?zāi)Ｐ湍軌蛘鎸?shí)地反映實(shí)橋的疲勞性能， 試驗(yàn)結(jié)果可信.

表3　部分關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)在不同循環(huán)加載次數(shù)后靜載的Von Mises應(yīng)力

5.3錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)連接可靠性評(píng)價(jià)

在國(guó)內(nèi)外橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范中， 按抗疲勞性能不同， 將各種常見(jiàn)接頭連接細(xì)節(jié)分成若干等級(jí)， 根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果給出表征疲勞應(yīng)力幅S與循環(huán)次數(shù)N之間關(guān)系的S-N曲線[6, 17].

斜拉橋錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)的焊縫主要包括橫向角焊縫、 十字形焊接接頭、 圓弧過(guò)渡部位、 等厚等寬對(duì)接焊縫等. 針對(duì)以上這些連接細(xì)節(jié)， 參考英國(guó)規(guī)范BS5400， 列出了其疲勞強(qiáng)度， 詳見(jiàn)表4.

根據(jù)對(duì)比表4中各測(cè)點(diǎn)應(yīng)力幅和英國(guó)規(guī)范BS5400的疲勞極限可知， 錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)所有測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力均小于容許疲勞應(yīng)力， 因此， 該結(jié)構(gòu)具有足夠的安全儲(chǔ)備. 在該斜拉橋設(shè)計(jì)基準(zhǔn)期內(nèi)， 其錨拉板式的索梁錨固結(jié)構(gòu)具有較好的疲勞性能， 錨固結(jié)構(gòu)各構(gòu)造細(xì)節(jié)連接焊縫的疲勞強(qiáng)度滿足要求. 此外， 通過(guò)表4可以看出， 試驗(yàn)錨拉板與工字形主梁頂板的連接焊縫的應(yīng)力幅39.47 MPa和加勁肋與錨拉板連接焊縫的應(yīng)力幅27.94 MPa分別占相應(yīng)BS5400中D級(jí)和F級(jí)疲勞強(qiáng)度的73.9%和70.2%. 此類錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)的應(yīng)力較小， 但需注意疲勞性能的設(shè)計(jì)， 特別要關(guān)注錨拉板與工字形主梁頂板連接處和加勁肋與錨拉板連接處焊縫.

表4　疲勞試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒煌缚p形式容許疲勞應(yīng)力

6結(jié)論

通過(guò)組合斜拉橋錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)的疲勞性能試驗(yàn)和有限元分析, 得到以下結(jié)論：

1) 有限元和試驗(yàn)結(jié)果均表明錨拉板與加勁肋、 主梁頂板間連接焊縫處以及錨拉板中部開(kāi)口附近部分為錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部位.

2) 在反復(fù)正弦荷載作用下， 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷淖畲髴?yīng)力位于錨拉板與主梁相交部分， 加載過(guò)程中該位置應(yīng)力變化范圍為41.44～46.21 MPa， 其它大部分測(cè)點(diǎn)Von Mises應(yīng)力均小于40 MPa. 反復(fù)加載過(guò)程中， 測(cè)點(diǎn)應(yīng)力與荷載大致成線性關(guān)系， 整個(gè)結(jié)構(gòu)處于彈性工作狀態(tài).

3) 不同循環(huán)加載次數(shù)后進(jìn)行靜載試驗(yàn)時(shí)， 測(cè)點(diǎn)應(yīng)力-荷載曲線均基本呈線性關(guān)系， 靜載時(shí)測(cè)點(diǎn)的Von Mises應(yīng)力與靜載時(shí)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力-荷載曲線均不隨荷載循環(huán)次數(shù)發(fā)生變化， 表明錨拉板試驗(yàn)?zāi)Ｐ吞幱趶椥怨ぷ鳡顟B(tài).

4) 錨拉板式索梁錨固結(jié)構(gòu)所有焊縫的應(yīng)力幅小于BS5400規(guī)定的容許疲勞應(yīng)力， 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮?.3倍實(shí)橋斜拉索等效索力幅作用200萬(wàn)次后， 整個(gè)試驗(yàn)?zāi)Ｐ臀闯霈F(xiàn)裂紋和異?，F(xiàn)象， 從而說(shuō)明結(jié)構(gòu)具有較大的安全儲(chǔ)備.

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(責(zé)任編輯： 洪江星)

Study on the weld’s anti-fatigue performance of cable-to-girder anchorage with tensile anchor plate

CHEN Kangming， HUANG Hanhui， WU Qingxiong

(College of Civil Engineering， Fuzhou University， Fuzhou， Fujian 350116， China)

Abstract:Based on the cable-to-girder anchorage with tensile anchor plate of a composite cable-stayed bridge, an experiment on a 1 ∶2.5 scale-model was conducted, and finite element (FE) analysis is carried out by software of MSC Marc to reveal the regularity of stress distribution and fatigue performance of the tensile anchor plate for cable-stayed bridge. It is found that the critical locations of the cable-to-girder anchorage with tensile anchor plate include the welding seam where tensile anchor plate associates with stiffeners and the beam, besides the anchor tensile plate openings near the central part. Both time-history curves of the dynamic strain and the stress-static load curve show linear relationships in loading process, and cycle-index had little influence on Von Mises stress and stress-static load curve of test points, which presents that the test model remains elastic. No fatigue cracks and abnormal phenomena were found in the whole of the tensile anchor plate after the 2-million cycles of fatigue loading test. The stress that stems from the welding seam of the cable-to-girder anchorage with tensile anchor plate is all less than the allowable fatigue stress provided in standard of BS5400.

Keywords:tensile anchor plate； cable-to-girder anchorage； fatigue test； numerical simulation； stress concentration

中圖分類號(hào)：U448.27

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51408132)

通訊作者:吳慶雄(1973-)， 研究員， 主要從事橋梁與結(jié)構(gòu)工程研究， wuqingx@fzu.edu.cn

收稿日期:2015-04-22

文章編號(hào)：1000-2243(2016)02-0238-08

DOI:10.7631/issn.1000-2243.2016.02.0238