王 麗

（1.中國鐵道科學研究院集團有限公司鐵道建筑研究所，北京 100081；2.高速鐵路軌道技術國家重點實驗室，北京 100081）

20世紀80年代以前，鐵路鋼橋設計多采用鋼板梁或者縱橫梁體系的鋼桁梁，鋼板梁和鋼桁梁的縱橫梁一般采用工形截面梁。為了避免受拉翼緣產(chǎn)生疲勞裂紋，加勁肋或橫隔板僅與受壓翼緣進行焊接，而在靠近受拉翼緣側將加勁肋截短或將加勁肋磨光頂緊受拉翼緣。這種構造在實橋加勁肋端部容易產(chǎn)生裂紋，是疲勞薄弱環(huán)節(jié)。此類裂紋產(chǎn)生的原因包括以下幾個方面：①列車蛇形運動引起的橫向振動；②軌道中心距與縱梁中心距的差異引起豎向荷載對縱梁腹板的偏心作用；③在豎向荷載作用下，橫梁變形引起縱梁腹板的面外變形。此外，加勁肋的剛度比腹板的面外彎曲剛度大很多，導致腹板的面外變形集中發(fā)生在加勁肋焊縫端部與受拉翼緣之間的微小間隙處。最大彎曲應力發(fā)生在加勁肋與腹板連接角焊縫端部的焊趾處，且該處主拉應力的方向為豎向，所以疲勞裂紋一般從加勁肋焊縫端部產(chǎn)生，并大致沿水平方向擴展，見圖1。最初的裂紋平行于應力場，不會對橋梁的安全造成嚴重影響，但當裂紋尖端轉向與應力場垂直時，裂紋可能進一步擴展到翼緣，導致主梁喪失承載能力，應及時予以修復［1-3］。

圖1 工形梁腹板豎向加勁肋端部構造裂紋

關于工形梁豎向加勁肋端部構造，有些學者認為只要滿足構造要求，就可避免裂紋的產(chǎn)生，即滿足加勁肋下端與翼緣的距離為 8～10t（t為腹板厚度）［4-6］，TB 10002.2—2005《鐵路橋梁鋼結構設計規(guī)范》也是如此規(guī)定［7］。然而，在國內某運煤專線64 m 下承式鋼桁梁上，縱梁腹板厚度為10 mm，加勁肋下端與翼緣的距離為80 mm，滿足構造要求，在列車荷載長期反復作用下仍有開裂現(xiàn)象［8］。因此，僅滿足構造要求角度還是不能完全避免此類疲勞裂紋的產(chǎn)生。

基于此，本文設計疲勞試件進行疲勞試驗，從而得到該構造的熱點應力疲勞強度，為其疲勞評估提供依據(jù)。通過設計節(jié)段模型，制定不同的加固方案進行疲勞試驗，研究采用不同方案加固后構造細節(jié)的疲勞性能，最終提出合理有效的加固方法。

1 豎向加勁肋端部構造細節(jié)疲勞性能試驗研究

由于在實驗室無法模擬實際情況中所有的影響因素，如列車蛇形運動、軌道中心距與縱梁中心距的差異等。若采用在縱梁上翼緣直接加載的方式會導致試件難以破壞，或不在預想位置發(fā)生破壞，試驗難度較大。因此，采用直接在腹板上加面外荷載的方式進行試驗，通過熱點應力和面外變形來研究該處疲勞性能。

1.1 有限元分析及靜載試驗

采用ANSYS有限元計算軟件建立模型（見圖2）對構造進行計算，約束條件與試驗相同。在兩側豎板上施加簡支約束，在豎向加勁肋靠近端部的位置施加8 kN 的豎向荷載（腹板的面外荷載），應力和位移分布云圖見圖3。可知：構造的最大應力為238.3 MPa，最大位移為0.244 mm，均發(fā)生在豎向加勁肋端部，表明設計方案能夠實現(xiàn)在豎向加勁肋端部產(chǎn)生裂紋的目標。

圖2 豎向加勁肋端部構造有限元模型

圖3 豎向加勁肋端部構造應力和位移分布云圖

對端部構造進行靜載試驗，見圖4。加載至8 kN時應力實測值與理論值對比見表1。

圖4 豎向加勁肋端部構造靜載試驗

表1 豎向加勁肋端部構造測點應力實測值與理論值對比

由表1 可知，在8 kN 的面外荷載作用下，受拉側應力理論值與實測值較為接近，受壓側相差稍大。由于計算熱點應力時采用的是受拉側應力，所以該模型可以用于熱點應力的計算分析。

依據(jù)文獻［9］中建議的計算方法（見式1）對構造的熱點應力進行計算，即

式中：σhs為熱點位置的應力；σ0.4t為0.4t測點位置的應力；σ1.0t為1.0t測點位置的應力。

在8 kN的面外荷載作用下，σ0.4t=183.62 MPa，σ1.0t=129.68 MPa，根據(jù)式（1）計算得到σhs=219.76 MPa。

1.2 疲勞試驗

本文共完成了8 組試件的疲勞試驗，按最長裂紋擴展至母材45 mm 時的循環(huán)次數(shù)作為破壞次數(shù)進行統(tǒng)計。當熱點應力幅為137 MPa 時，裂紋發(fā)展非常緩慢，在應力循環(huán)次數(shù)滿500萬次后，裂紋長度達到最大值20 mm。說明只要控制熱點應力在一定的范圍內，在實橋中構造不會產(chǎn)生疲勞裂紋，即使產(chǎn)生疲勞裂紋，擴展速度也很緩慢，在壽命期內不會引起結構的破壞。對8 組試件的試驗數(shù)據(jù)進行回歸分析，得到其97.7%保證率的回歸曲線為

式中，N為應力循環(huán)次數(shù)。

根據(jù)式（2）得到應力循環(huán)200 萬次對應的疲勞強度σ0(2×106)=190.30 MPa，應力循環(huán)500萬次對應的疲勞強度σ0(5×106)=97.27 MPa，1 億次應力循環(huán)對應的疲勞強度σ0(1×108)= 37.94 MPa。

由式2可知，熱點應力S-N曲線的斜率m=1.365 3，小于常規(guī)的m=3，S-N曲線較陡。減去2 個標準差時的500 萬次疲勞強度為97.27 MPa，對應的面外變形值（加勁肋端部與翼緣的相對位移）為0.1 mm。若整個壽命期內的應力幅換算至500萬次下的應力幅小于97.27 MPa，或最大面外變形值小于0.1 mm 時，則認為該構造即使產(chǎn)生疲勞裂紋，也不會引起結構的破壞。

2 豎向加勁肋端部加固方案試驗研究

2.1 超聲波錘擊效果驗證

對5 組試件進行了疲勞試驗，其中3 組為原狀試件直接加載，2組為超聲波錘擊后加載，見圖5。

圖5 疲勞試驗

試驗表明，若不采取加固措施，在-2～-42 kN（負號為壓應力）的荷載幅值作用下，試件某一處裂紋長度擴至母材45 mm 時應力循環(huán)次數(shù)為21萬次，而經(jīng)過超聲波錘擊后，應力循環(huán)次數(shù)為24萬次。原因是當面外荷載太大，局部應力遠超過錘擊產(chǎn)生的壓應力時，錘擊的效果不明顯。

2.2 翼緣增設角鋼加固方案

對3 組翼緣增設角鋼試件進行了疲勞試驗，其中1組為開裂后在翼緣增設角鋼，2組為直接在翼緣增設角鋼，見圖6。

圖6 在翼緣增設角鋼

翼緣增設角鋼加固方案疲勞試驗結果見表2?？芍糌Q向加勁肋端部已產(chǎn)生裂紋，在翼緣增設角鋼將其與豎向加勁肋連接，可以有效阻止裂紋的進一步擴展。未產(chǎn)生裂紋時，該種加固方法可有效避免裂紋的產(chǎn)生。

表2 翼緣增設角鋼加固方案疲勞試驗結果

2.3 腹板增設角鋼加固方案

對4 組腹板增設角鋼試件進行了疲勞試驗，其中2組為開裂后在腹板上增設角鋼，2組為直接在腹板上增設角鋼，見圖7。

圖7 在腹板增設角鋼

腹板增設角鋼加固方案疲勞試驗結果見表3?？芍糌Q向加勁肋端部已產(chǎn)生裂紋，在腹板增設角鋼可以阻止裂紋的進一步擴展。未產(chǎn)生裂紋時，該種加固方法可延緩裂紋的產(chǎn)生?？傮w來說，該方案的效果略差于在翼緣增設角鋼方案。

2.4 止裂孔效果驗證

對豎向加勁肋端部構造疲勞試件和節(jié)段模型試件分別進行了止裂孔的效果驗證。結果表明，節(jié)段模型試件止裂孔對裂紋的延緩效果明顯優(yōu)于疲勞試件（本文第1節(jié)中獲得S-N曲線的試件）。由于實橋模型的尺寸大于節(jié)段模型，因此止裂孔對裂紋的延緩效果會更為明顯。

表3 腹板增設角鋼加固方案疲勞試驗結果

3 實橋處理建議

1）在開行重載列車時，通過實測或者建立反映實橋受力特征的局部模型，掌握該構造在實車作用下的熱點應力或面外變形值。若整個壽命期內的應力幅換算至500 萬次下的熱點應力幅小于97.27 MPa，或最大面外變形值小于0.1mm，則認為該處的疲勞性能滿足要求，無需進行處理。

2）如果熱點應力幅或面外變形值超過了步驟1中所述限值，但未發(fā)現(xiàn)裂紋，建議首先采用超聲波錘擊的方法對豎向加勁肋端部100 mm 范圍內的焊趾進行錘擊處理。

3）在發(fā)現(xiàn)裂紋后應盡快打止裂孔，并采用鋼板加固的方法進行加固。建議優(yōu)先采用翼緣增設角鋼的加固方法。在必要的情況下，可以略過步驟2，直接采用鋼板加固的方法進行加固。

4 結論

1）針對鐵路鋼橋工形梁腹板豎向加勁肋端部構造容易產(chǎn)生疲勞裂紋的情況，設計疲勞試件并開展了疲勞試驗，制定了熱點應力S-N曲線，提出了疲勞強度設計指標。

2）利用設計的節(jié)段模型對不同加固方案進行了疲勞試驗，結果表明在翼緣增設角鋼的加固方法效果最好，并給出了實橋處理方案建議。