施 洲，周凱旋，張曉江，蒲黔輝

(1.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2.中鐵第四勘察設計院集團有限公司 橋梁設計院，湖北 武漢 430063)

斜拉橋索梁錨固區(qū)傳遞斜拉索巨大的集中力，是斜拉橋的關鍵局部構造之一。目前主要錨固形式有錨箱式、錨管式、耳板式和錨拉板式四種。李小珍等[1]介紹了錨箱式、錨管式、耳板式、錨拉板式四種連接形式的構造，討論了傳力機理、應力分布，結果表明，不同構造形式出現(xiàn)應力集中的位置和程度不同。其中，錨箱式結構應用最廣泛，但其構造相對復雜[2-3]。朱勁松等[4]對耳板式結構進行試驗，研究耳板和鋼箱梁的力學性能，研究證明，耳板式連接滿足工程需求，但是銷鉸處的應力集中嚴重。王嘉弟等[5]針對宕石大橋的錨管式錨固區(qū)開展應力應變分析并進行靜載試驗，結果顯示，在1.7倍荷載下需對主梁腹板進行適當加強。任偉平等[6]和包立新等[7]對湛江海灣大橋錨拉板進行了靜載及疲勞模型試驗，發(fā)現(xiàn)錨筒與錨板連接焊縫末端、錨板開槽圓弧倒角處存在嚴重的應力集中，但其靜載及疲勞強度均滿足要求。衛(wèi)星等[8]針對東沙大橋中采用的外腹板伸出頂板并與錨板焊接的新型連接形式，開展疲勞性能的研究，驗證其可以降低應力集中程度，改善結構的抗疲勞性能[9]。周金枝等[10]和姚建軍等[11]研究廈漳跨海大橋錨拉板疲勞性能及錨下區(qū)域應力，結果表明，隨著過渡區(qū)曲率半徑的增大，應力集中區(qū)的最大應力減小，塑性區(qū)范圍也隨之發(fā)生變化。曾永平等[12]研究了一種整體式雙錨拉板結構的靜力及疲勞性能，結果表明，錨拉板僅在其與承壓板相交處焊縫存在應力集中，整體構造的受力性能及疲勞性能較好。駱煒然[13]對豐都長江二橋錨拉板疲勞性能的研究表明，最大主拉應力出現(xiàn)在錨板與錨筒的連接圓弧處。丁秉昊等[14-15]對烏江大橋錨拉板疲勞性能的研究表明，錨板與錨筒連接焊縫圓弧過渡處存在應力集中，其他位置應力偏低，應力由上往下隨拉板寬度增大而減小，錨板與主梁腹板焊縫最大應力出現(xiàn)在內(nèi)側圓弧過渡處。

目前，錨拉板式結構多應用于公路斜拉橋，已有研究成果表明，錨拉板與主梁的連接形式、幾何構型和構造細節(jié)不同時，其受力特性差別較大，且多存在應力集中點。對于鐵路斜拉橋，因其荷載大、軌道相對固定等特點，錨拉板錨固結構應用極少。在此，針對岳口漢江特大橋新型對接式無肋錨拉板結構，開展仿真分析及足尺疲勞模型試驗，深入研究其疲勞特性。

1 對接式無肋錨拉板構造特點

潛江鐵路岳口漢江特大橋位于天門市岳口鎮(zhèn)，主橋結構采用(32+50+93+260+38)m的鋼箱混合梁獨塔斜拉橋跨越漢江。邊跨及其附近中跨23 m(含結合段)主梁為預應力混凝土箱梁，其余中跨主梁為鋼箱梁。鋼箱梁采用帶風嘴的單箱三室截面。斜拉索采用空間雙索面體系，通過對接式無肋錨拉板結構實現(xiàn)索梁的錨固。如圖1所示，該錨拉板結構由邊腹板、錨板、錨筒、承壓板等構件組成。邊腹板(N5)局部豎直伸出箱梁頂板開孔15 cm，與向橋面中心線微傾斜的錨板(N1)對接焊接；錨板與伸出腹板、箱梁均無連接加勁肋；錨筒(MT)上下側焊縫連接錨板中部開槽孔；錨筒上部設置與錨板焊接連接的圓形蓋板(N6)，錨筒下部焊接連接于與錨板焊接連接的承壓板(N4)，錨筒圓周均勻布置四條加勁肋(N3)；在承壓板底部設錨墊板(N2)直接接觸斜拉索錨頭。

圖1 錨拉板結構三維視圖

對比既有錨拉板結構形式，該對接式無肋錨拉板構造有如下特點：①錨板與伸出頂板的豎直腹板對接焊接，結構簡單明了，但錨板有2°～4°向梁中心線的傾角；②僅在錨筒上設加勁肋，錨板上不設置任何加勁肋，構造簡單，傳力流暢，減少了局部應力集中及焊接殘余應力；③設置承壓板與錨板相連，并與錨筒加勁肋連接，減緩錨筒受力集中的問題。傳力途徑為：斜拉索力由錨具直接傳遞至錨墊板、承壓板，再由承壓板分別傳遞至錨板中下部及錨筒(含加勁肋)，傳遞至錨筒的分力再通過焊縫和上圓板傳遞給錨板中上部，最后匯聚于錨板的力通過對接焊縫傳遞給伸出頂板的邊腹板，進而傳遞至整個鋼箱梁。

2 對接式無肋錨拉板疲勞受力特性分析

2.1 錨拉板有限元模型

為系統(tǒng)了解對接式無肋錨拉板的受力特性，首先進行有限元仿真分析，選取主橋恒載索力以及活載索力幅均較大的索梁錨固段作為研究對象，截取相應錨拉板前后共7個節(jié)段(21 m)箱梁部分，采用Ansys軟件建立空間板殼單元有限元模型，為降低計算量，取半幅橋梁并在分界面施加正對稱邊界約束，如圖2所示。有限元模型在錨拉板附近細化了單元尺寸，最小單元尺寸為4 cm，全模型共68 286個板殼單元。模型采用約束梁段兩端節(jié)點全部平動自由度的邊界條件。根據(jù)橋梁全橋桿系有限元模型計算結果，該位置錨拉板在恒載與活載共同作用下最不利索力為3 388 kN，活載產(chǎn)生的最不利疲勞索力幅為1 167 kN，以疲勞索力幅施加于錨墊板承壓面計算錨拉板及箱梁局部疲勞受力特性。

圖2 錨拉板結構幾何模型

2.2 主要板件疲勞應力幅分布特性分析

原橋節(jié)段的有限元仿真分析表明，在疲勞索力幅下，錨拉板結構最大主拉應力幅值為77.04 MPa，出現(xiàn)在錨板開孔1/4圓弧處。錨拉板結構的主拉應力幅值總體在60.24 MPa以內(nèi)。在垂直于斜拉索方向，主拉應力幅值從開孔直邊向外逐漸降低，從開孔邊緣向外5 cm，應力幅值降到50.43 MPa以內(nèi)。沿拉索方向，主拉應力幅值從錨墊板端向塔端逐漸下降至20.09 MPa以內(nèi)。

疲勞索力幅下的錨板主拉應力幅值分布如圖3所示。錨板中部開孔直邊附近以及1/4圓弧區(qū)域受力最為不利，且應力梯度陡峭，是疲勞敏感區(qū)域之一。

圖3 疲勞索力幅下錨板主拉應力幅值等值線(單位：MPa)

疲勞索力幅下，錨筒主拉應力幅值以焊縫中間區(qū)段為最大點，其值為30.25 MPa，向四周逐漸擴散降低。錨筒在靠近錨墊板側端點處附近存在應力集中，且存在明顯的應力梯度，應力幅值最大為54.17 MPa。此外，以錨板為分界面將錨筒分為左右兩側，在兩側的中心區(qū)域主要受壓，主壓應力幅值達到-19.23 MPa。承壓板應力分別以其與錨板、錨筒加勁肋及錨筒連接位置為中心向四周擴散降低，其中承壓板與錨板連接焊縫內(nèi)側端點以及承壓板與錨筒接觸圓弧的四個端點位置應力集中最為嚴重，最大應力幅值為77.36 MPa。疲勞索力幅下的錨拉板結構主要受力最不利位置處的主拉應力幅值，以及其附近能夠粘貼應變片測試的“測點處”的主拉應力幅值結果見表1?？梢姡^拉板整體結構疲勞應力幅值水平總體并不高，但存在一定的應力集中。

表1 典型位置的主拉應力幅值計算值

2.3 主要焊縫應力幅值分布特性分析

在疲勞索力幅作用下，錨板與錨筒連接焊縫主要傳遞剪應力，沿焊縫長度方向自近錨墊板端至600 mm處由25.15 MPa減小至5.06 MPa，在其后的1 200 mm焊縫長度范圍內(nèi)，焊縫剪應力幅值趨于穩(wěn)定，其與按名義應力計算結果對比見圖4?？梢姲疵x應力計算會嚴重低估靠近錨墊板端600 mm區(qū)段內(nèi)的應力結果。因此，靠近錨墊板端焊縫區(qū)段的疲勞問題值得關注。

圖4 錨板與錨筒焊縫剪應力幅值分布

匯聚于錨板的索力通過錨板與腹板對接焊縫傳遞到整個鋼箱梁，傳力形式為順橋向的剪應力與豎向垂直焊縫的正應力。以靠近索塔端為起點，分析疲勞索力幅下主拉應力幅、剪應力幅與豎向正應力幅隨焊縫長度的分布情況，見圖5。對接焊縫的剪應力幅及豎向正應力幅在近塔端均出現(xiàn)最不利負值，其值分別為-10.67、-12.61 MPa；沿著焊縫呈現(xiàn)先增大，后在中部開孔區(qū)域前后降低，并再增大后又降低的變化規(guī)律，主拉應力幅變化規(guī)律同豎向正應力幅，最大主拉應力幅值為23.58 MPa，位于遠塔端附近。從對接焊縫的應力分布可見，由于結構構造及中部開孔的影響，應力分布明顯不均勻，并在焊縫兩端存在快速變化的高應力，對接焊縫兩端及中部開孔下前方區(qū)段(焊縫1 200 mm處)的高應力位置是疲勞敏感區(qū)域。

圖5 錨板與腹板對接焊縫應力幅值分布

3 錨拉板足尺疲勞試驗模型設計

3.1 模型設計研究

為進一步分析對接式無肋錨拉板的實際疲勞性能，開展室內(nèi)足尺疲勞模型試驗，重點考察錨板與邊腹板的對接焊縫、錨板與錨筒連接焊縫、錨板開孔周圍等應力集中區(qū)域的疲勞性能。在疲勞試驗模型設計中，錨板及錨筒等整體構造同原橋一致，以確保錨板與錨筒連接角焊縫疲勞敏感區(qū)域同原橋的等效性；為保證錨板與邊腹板對接焊縫、邊腹板與箱梁頂板圍焊縫的受力、傳力等效性，疲勞試驗模型設計了部分箱梁頂板、腹板等輔助構造。以錨板應力量值及分布規(guī)律與原橋等效為準則，基于實驗室疲勞試驗條件，在仿真計算分析的基礎上，先后優(yōu)化調(diào)整出三種模型試驗方案，如圖6所示。

圖6 模型設計方案

方案一：在保留錨拉板主體的基礎上，截取原橋鋼箱梁的部分邊腹板、部分頂板，并在腹板下構造焊接與所截頂板等寬、等厚的鋼板作為模型鋼主梁底板，形成模型的工字形截面鋼主梁。為實現(xiàn)便捷的豎向疲勞加載，鋼主梁斜倒置，一端著地，另一端與構造的鋼支撐柱連接。方案一與原橋具有良好的應力等效性，但頂板在其與腹板連接焊縫起始端、鋼支撐柱與梁連接處等局部的應力集中問題突出；此外還存在模型整體運輸困難，整個模型穩(wěn)定性不足等問題。針對方案一存在的問題，方案二在其基礎上，采用錨固于反力墻上的預制混凝土板代替鋼支撐柱，鋼主梁上增設水平支撐鋼梁，水平鋼梁通過墻板錨固在反力墻上。仿真計算分析結果表明，方案二模型應力集中有所緩解。拉板和錨筒連接焊縫的應力模擬狀況進一步優(yōu)化。但錨板與邊腹板的連接焊縫、邊腹板與頂板的連接焊縫的起始端和結束端主應力都偏大。通過多次調(diào)整與試算分析，縮短鋼主梁上端長度，增加鋼主梁下端長度，縮短水平鋼梁長度，減小混凝土板在水平鋼梁底板處的支撐長度，從而得到優(yōu)化的方案三。方案三中頂板長7.1 m、寬1.5 m，底板長8.1 m、寬1.5 m，模型高6.8 m、總質量11 t。方案三模型受力與原橋等效良好，模型其他輔助構造結構應力量值均小于試驗主要考察區(qū)域的應力值。

3.2 錨拉板足尺疲勞試驗模型的等效性分析

模型錨筒與錨板連接焊縫與原橋主拉應力分布趨勢相同，應力量值基本相同，少量測點在數(shù)值上略大于原橋結構；模型錨板與邊腹板對接焊縫應力分布趨勢與原橋相同，應力量值接近，在遠塔端模型略大于原橋，錨板開孔處至近塔端附近略小于原橋，其余焊縫應力分布與原橋相近。疲勞試驗模型重點考察錨筒與錨板連接焊縫靠近承壓板端區(qū)域、錨板開孔圓弧位置、錨板與邊腹板對接焊縫的遠塔端以及中部區(qū)域等受力不利位置，即疲勞敏感區(qū)。錨拉板試驗模型主要疲勞敏感區(qū)域測點處的應力結果與原橋的應力對比情況見表2。

由表2可見，錨拉板試驗模型各主要板件及焊縫處主要疲勞敏感點的主拉應力與原橋相比，絕對誤差基本在5.0 MPa以內(nèi)，相對誤差主要在15%以內(nèi)。除少部分點的模型應力比原橋應力小外，大部分模型測點以及關鍵測點的應力均比原橋略大，錨拉板關鍵構造處以及疲勞敏感點的應力情況被良好模擬。

3.3 試驗加載與測試方案

基于錨板中部開孔錨固的構造，疲勞試驗采用杠桿式加載方式，加載梁穿過錨板中部開孔，其一端通過張拉鋼絞線束連接于支撐鋼立柱的頂部，鋼立柱底部固定于實驗室地面提供反力，加載梁的另一端與MTS試驗機連接。加載梁與模型錨墊板之間設置球冠板以保證加載梁的微小轉動并減小加載偏心。在試驗中，以斜拉索的索力幅等效加載，錨拉板結構的最大加載索力幅為1 167 kN。疲勞加載等效周次的計算中，先根據(jù)錨拉板對應斜拉索索力影響線加載最不利的中-活載列車，并將其等效為標準疲勞列車，再按橋梁設計年平均運量計算等效標準疲勞列車的年循環(huán)周次，進而計算得到100 a設計壽命期內(nèi)錨拉板疲勞循環(huán)等效次數(shù)約為200萬次，為進一步驗證錨拉板疲勞性能，試驗共進行了300萬次。在進行疲勞加載循環(huán)過程中，在0、2萬、5萬、10萬、25萬次以及之后每隔25萬次進行一次靜載試驗并檢查模型，靜載分為5級加載并卸載，具體分級為10→ 243.4→ 476.8→ 710.2→ 943.6→ 1 177→943.6 →710.2→ 476.8→ 243.4→ 10 kN，以10 kN為基準加載的目的是消除加載設備接觸縫隙等引起的測試誤差。

疲勞試驗的應力測點布置以主要疲勞敏感區(qū)為主，兼顧各類構件，分別在錨板、錨筒、錨筒加勁肋、箱梁頂板、邊腹板等受力不利處及主要焊縫處粘貼應變片或應變花，其中錨板及其附近腹板的應力測點布置見圖7。為監(jiān)測模型總體變形情況，還布置了6個幾何變位測點，在上圓板正下方，以錨板為中心對稱布置兩個，分別位于邊腹板與頂板圍焊縫的起始端與末尾端，以腹板為中心，在頂板最外邊對稱布置各兩個。

圖7 腹板及錨板應力測點

4 錨拉板疲勞試驗結果分析

4.1 疲勞試驗結果分析

4.1.1 主要板件試驗結果

疲勞試驗中的靜載試驗數(shù)據(jù)表明，錨板上最大應力出現(xiàn)在錨板開孔的上側1/4圓弧處，應力最大值為66.97 MPa，下側圓弧過渡處最大應力為47.99 MPa；除以上兩個區(qū)域，錨板上測點的主拉應力均在45 MPa以內(nèi)，其中N1-7～N1-9、N1-34、N1-35測點的應力值達到40 MPa以上。錨筒實測應力在-5.45～23.96 MPa；承壓板實測應力在3.25～32.77 MPa；加勁肋實測應力在3.52～26.98 MPa。從實測應力結果可見，錨板的測點最大主拉應力最為顯著，承壓板應力集中的最不利受力點難以測得。錨板、承壓板、錨筒及錨筒加勁肋上典型測點在經(jīng)歷不同疲勞加載次數(shù)后的靜載下主拉應力的實測結果見表3及圖8。

表3 典型測點的計算值及測試值

圖8 不同加載次數(shù)后典型測點的主拉應力

可見，在300萬次的加載中，各測點在不同加載次數(shù)后的實測應力與最初應力基本一致，不同疲勞加載次數(shù)后的實測值存在4 MPa左右的波動，由于應力集中效應，上1/4圓弧位置測試數(shù)據(jù)及波動幅度均較其他測點大。以上各測點均位于母材上，且距離焊縫相對較遠，雖然應力較大，但其受焊接影響較小，試驗結果表明其具有足夠的疲勞強度。其中300萬次疲勞循環(huán)后靜載下測點的應力-荷載曲線見圖9，可見板件應力隨荷載等級的增加呈線性關系，且應力回零狀態(tài)良好，結構處于彈性工作階段，未發(fā)生明顯應力重分布。

圖9 疲勞300萬次后典型測點靜載歷程曲線

4.1.2 關鍵傳力焊縫試驗結果

錨板與錨筒連接焊縫錨板側的實測應力結果在1.87～15.77 MPa；焊縫錨筒側實測應力結果在3.70～22.74 MPa。錨板與腹板對接焊縫錨板側的實測應力結果在4.77～28.84 MPa；對接焊縫腹板側實測應力結果在3.37～23.80 MPa。各焊縫主要測點隨疲勞次數(shù)增長的實測應力結果見表4。錨筒焊縫處主要測點應力隨疲勞變化情況、錨板對接焊縫處主要測點應力隨疲勞變化情況見圖10。

表4 焊縫處典型測點的計算值及測試值

圖10 不同加載次數(shù)后典型測點的主拉應力

由表4及圖10可知，經(jīng)過300萬次疲勞加載后，錨筒焊縫附近測點應力在不同疲勞次數(shù)加載后存在一定的波動，其規(guī)律性并不顯著且具有一定隨機性，說明此應力波動不是因為構件產(chǎn)生疲勞裂紋引起而是由試驗誤差引起的，因此，錨板與錨筒連接焊縫在300萬次疲勞加載后仍保持良好受力性能，其疲勞強度滿足要求。

錨板對接焊縫的實測應力數(shù)據(jù)顯示，遠塔端焊縫附近及錨板開孔正下方附近測點主拉應力測試值較大，達28.84 MPa，其余測點應力在20 MPa以內(nèi)。在前200萬次疲勞加載中，各典型測點在不同疲勞加載次數(shù)后的實測值變化不大，加載過程中模型未出現(xiàn)異常。在200萬次疲勞加載后，檢測此對接焊縫，沒有發(fā)現(xiàn)疲勞裂紋，疲勞性能滿足正常設計年限的要求。在200萬～300萬次加載中，在275萬次后，測點N1-10、N9-15處應力變化明顯，經(jīng)檢查，測值異常點的應變片工作正常，分析認為可能存在疲勞裂紋進而導致應力重分布，鑒于此，在300萬次之后，對關鍵傳力焊縫進行檢測解剖，進一步驗證疲勞裂紋情況。

4.2 疲勞試驗后檢測與解剖試驗分析

結束300萬次疲勞加載后，對疲勞受力不利的疲勞敏感區(qū)域及焊縫結構進行磁粉及超聲波檢測探傷，檢測結果均未發(fā)現(xiàn)明顯的表面裂紋。為進一步研究疲勞裂紋結果，對疲勞敏感區(qū)及主要焊縫進行疲勞后的分層銑削解剖試驗，解剖試驗的具體位置包括：錨板開孔上下1/4圓弧區(qū)段2個測區(qū)，錨板與錨筒連接焊縫靠近錨墊板區(qū)段2個測區(qū)，錨板與邊腹板對接焊縫兩端以及中間主拉應力峰值區(qū)段3個測區(qū)，見圖11中1～7位置。切割15～20 cm局部鋼板送至專業(yè)鋼結構廠家進行銑床作業(yè)，沿焊縫厚度方向每0.5 mm的厚度逐層銑削。解剖結果顯示，錨板開孔1/4圓弧區(qū)段及錨板與錨筒連接焊縫處(測區(qū)4～7)均未產(chǎn)生疲勞裂紋；對接焊縫測區(qū)2未發(fā)現(xiàn)裂紋；對接焊縫測區(qū)1位置發(fā)現(xiàn)兩條裂紋，長度分別為1.5、2 cm，裂紋與焊縫圓弧邊近乎垂直且近似平行于對接焊縫，一端連接焊縫內(nèi)部焊接缺陷點，另一端位于焊縫邊緣。測區(qū)3位置發(fā)現(xiàn)長度為5.5 cm平行焊縫長度方向的裂紋，此裂紋起始點與結束點均在焊縫內(nèi)部，一端距離焊縫起點約為3 cm，另一端靠近一微小焊接夾渣缺陷。

錨拉板疲勞試驗實測應力數(shù)據(jù)顯示，在275萬次之后對接焊縫遠塔側實測數(shù)據(jù)發(fā)生變化，根據(jù)焊縫附近測點數(shù)據(jù)情況，推測裂紋在275萬次疲勞循環(huán)后出現(xiàn)。但是由于近塔側裂紋相對較小，且在內(nèi)部尚未延伸至表面，其最近表面應力測點數(shù)據(jù)未發(fā)現(xiàn)明顯異?，F(xiàn)象。鑒于疲勞開裂位置的理論及實測應力均不高，對接焊縫中部開孔下受力更為不利的測區(qū)2未發(fā)現(xiàn)開裂，可認為處于對接焊縫兩端的焊接殘余應力以及微小焊接缺陷對疲勞開裂影響顯著。焊接缺陷周圍存在小孔應力集中，缺陷周圍的應力邊界條件接近雙向受拉(壓)與純剪狀態(tài)的疊加，可得孔邊圓周的環(huán)向應力式為

σθ=σx(1-2cos2θ)+σy(1+2cos2θ)-4τxysin2θ

(1)

式中：x為坐標軸水平方向；y為坐標軸豎向；σθ為與x軸夾角為θ方向的環(huán)向正應力；σx為缺陷周圍x方向正應力；σy為缺陷周圍y方向正應力；τxy為缺陷周圍剪應力。對于測區(qū)1位置缺陷，σx=-12 MPa，σy=2 MPa，τxy=3 MPa，計算得最不利應力σmax=σ-11.6°=20.5 MPa。對于測區(qū)3位置缺陷，σx=2 MPa，σy=15 MPa，τxy=2 MPa，σmax=σ-8.6°=44.2 MPa，可見由于小孔存在，導致孔邊應力增大，從而在外力作用下局部的疲勞應力幅被放大。但是焊接缺陷不是規(guī)則圓孔，缺陷附近應力狀態(tài)應比圓孔缺陷更大，且其最不利應力方向也與圓孔存在差別。

錨拉板對接焊縫兩端的疲勞細節(jié)中，在N=2.75×106，最不利應力幅σ=28.84 MPa時候發(fā)生疲勞裂紋，根據(jù)文獻[16-18]采用的疲勞S-N曲線式為

lgN+mlgΔσi=C

(2)

式中：N為疲勞周次；m為曲線反斜率；Δσi為疲勞應力幅；C為常數(shù)。

根據(jù)TB 10091—2017《鐵路橋梁鋼結構設計規(guī)范》[16]中對接焊縫疲勞細節(jié)S-N曲線方程，m=3.5，將錨拉板N、σ?guī)肭蟮肅=11.55，此時有焊接缺陷的豎向對接焊縫疲勞細節(jié)對應200萬次疲勞強度為31.59 MPa；根據(jù)文獻[17-18]S-N曲線方程，m=3，將錨拉板N、σ?guī)肭蟮肅=10.82，此時有焊接缺陷的豎向對接焊縫疲勞細節(jié)對應200萬次疲勞強度為32.07 MPa。

測區(qū)1、3位置處于焊縫兩端即起滅弧段，存在的焊接缺陷更進一步加大殘余應力的影響，從而導致疲勞裂紋的發(fā)生。在275萬 ～300萬次疲勞加載中，裂紋情況保持穩(wěn)定，沒有明顯發(fā)展擴大跡象，亦未擴展至表面。表明該結構滿足設計壽命期內(nèi)的疲勞強度要求，并有一定的疲勞強度儲備，但在對接焊縫兩端存在相對薄弱的疲勞細節(jié)。通過提高焊縫質量降低焊接缺陷，并通過設置引、熄弧板降低焊接殘余應力，能夠有效提高其抗疲勞開裂性能。

5 結論

對大跨度鐵路鋼箱梁對接式無肋錨拉板進行模型試驗，探討其疲勞性能，得到研究結論如下：

(1)對接式無肋錨拉板，結構簡單，傳力明確，在疲勞索力幅下，結構疲勞應力量值不高，在錨筒與錨板連接焊縫靠近承壓板端、錨板開孔圓弧位置、錨板與邊腹板對接焊縫的遠塔端以及中部區(qū)域存在應力峰值及一定應力集中，對應為錨拉板結構的主要疲勞敏感區(qū)域。

(2)基于多次仿真分析試算，以錨板的對接焊縫受力等效為基礎，設計出包含完整錨拉板、局部箱梁頂板及腹板的足尺疲勞試驗模型，其與原橋結構應力誤差在5.0 MPa以內(nèi)，驗證其與原橋受力等效良好。

(3)疲勞試驗結果表明，絕大多數(shù)測點實測值與試驗模型計算值相符良好，整個結構主拉應力最大為77.04 MPa，其余多在50.0 MPa以內(nèi)，在200萬次疲勞循環(huán)周期內(nèi)，測點應力基本無變化；在200萬次疲勞循環(huán)后的追加疲勞試驗中，在275萬次后發(fā)現(xiàn)對接焊縫兩端出現(xiàn)應力重分布，但未見表面裂縫等，表明新型錨拉板結構結構疲勞性能良好。

(4)在300萬次疲勞試驗后，對7個主要疲勞敏感區(qū)進行銑削解剖試驗，發(fā)現(xiàn)對接焊縫兩端內(nèi)部存在平行于對接焊縫的疲勞裂紋及焊接缺陷，而其余區(qū)域未發(fā)現(xiàn)裂縫，可見殘余應力及焊接缺陷是疲勞開裂的主要影響因素，可通過提高焊接質量并設置引、熄弧板來提升焊縫兩端的抗疲勞開裂性能。