重慶兩江大橋正交異性鋼橋面板疲勞性能試驗(yàn)研究

葉華文，徐勛，強(qiáng)士中，任偉平

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都，610031)

正交異性鋼橋面板形式廣泛應(yīng)用于大跨橋梁箱形截面的橋面板結(jié)構(gòu)。在國內(nèi)外實(shí)際工程中，正交異性鋼橋面發(fā)生疲勞開裂的情況比較嚴(yán)重，如英國的塞文橋引起了國內(nèi)外橋梁界的重視及進(jìn)行研究[1-2]。國內(nèi)錢冬生等[3-8]對(duì)正交異性鋼橋面板進(jìn)行了疲勞性能的理論和試驗(yàn)研究，得到了很多有益的結(jié)論。但現(xiàn)有疲勞研究幾乎都是針對(duì)閉口縱肋的鋼橋面板。作為一種重要的縱肋形式—板型縱肋(簡稱板肋)，目前在我國已得到應(yīng)用，但關(guān)于其疲勞性能尤其是雙向疲勞問題研究卻很少。Fryba等[2]對(duì)各種板肋形式正交異性板進(jìn)行了一系列的疲勞試驗(yàn)研究。我國橋規(guī)[9]沒有對(duì)其疲勞性能及分析方法進(jìn)行詳細(xì)規(guī)定，歐洲規(guī)范[10]給出了開口肋正交異性鋼橋面板的疲勞強(qiáng)度。本文作者對(duì)重慶東水門長江大橋和千廝門嘉陵江大橋(簡稱兩江大橋)的開口肋正交異性鋼橋面板在面內(nèi)和面外雙向疲勞荷載下疲勞性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，研究其關(guān)鍵構(gòu)造的應(yīng)力、分布規(guī)律和雙向疲勞特性具有重要意義。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷拇_定

1.1 拉索橫梁選取

重慶兩江大橋均為單索面公軌兩用斜拉橋，全長分別為858 m和720 m，其拉索橫梁是最為重要的承力結(jié)構(gòu)，如圖1所示。大橋主橋正交異性鋼橋面板設(shè)計(jì)參數(shù)為：橋面板厚24 mm，板形縱肋厚16 mm，高200 mm，標(biāo)準(zhǔn)間距700 mm，通過橫隔板開孔為蘋果形和鑰匙形；橫隔板厚18 mm，標(biāo)準(zhǔn)間距2.4 m。

在巨大的拉索豎向分力作用下，拉索橫梁上部承受較高的拉應(yīng)力；在拉索水平分力作用下，拉索橫梁要產(chǎn)生一定的平面外彎曲和扭轉(zhuǎn)變形，這些均與普通鋼桁梁的橫梁受力存在明顯差別，并可能直接影響到正交異性鋼橋面板加勁肋與拉索橫梁交叉細(xì)節(jié)的疲勞性能。鑒于本橋該細(xì)節(jié)的重要性和受力復(fù)雜性，為確保結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)的疲勞安全性滿足使用要求，選取板肋在拉索橫梁交叉細(xì)節(jié)處進(jìn)行靜載和疲勞性能試驗(yàn)研究。

圖1 兩江大橋拉索橫梁細(xì)節(jié)構(gòu)造圖Fig.1 Cable-beam detail of Liangjiang Bridge

1.2 疲勞荷載的確定

已有研究結(jié)果表明：正交異性鋼橋面板的影響線非常短，其疲勞開裂主要由局部輪壓造成的變形引起的，因此，忽略輕軌的影響，只考慮作用其上的公路汽車荷載作為疲勞荷載。由于公路橋梁尚無標(biāo)準(zhǔn)疲勞汽車荷載，也沒有荷載譜，所以，根據(jù)兩江橋交通量預(yù)測(cè)及重慶市其他跨江大橋交通量統(tǒng)計(jì)分析，取典型荷載的作用次數(shù)為橋梁壽命期內(nèi)實(shí)際交通量的10%，按照線性疲勞累積損傷理論，得到換算等效疲勞加載車重力為316 kN，與BS5400標(biāo)準(zhǔn)疲勞車(320 kN)接近，故選擇 BS5400標(biāo)準(zhǔn)疲勞車進(jìn)行疲勞加載。而考慮到正交異性鋼橋面板構(gòu)造的局部受力行為對(duì)其疲勞性能起控制作用，采用標(biāo)準(zhǔn)疲勞車軸重 80 kN更合理[11-15]。

依照目前的實(shí)驗(yàn)設(shè)備、技術(shù)水平和試驗(yàn)研究周期要求，不可能進(jìn)行幾億次以上的加載試驗(yàn)，所以，必須適當(dāng)提高試驗(yàn)荷載幅度，以降低循環(huán)次數(shù)。按照常規(guī)疲勞試驗(yàn)的做法，根據(jù)Miner疲勞損傷累積理論，可以把壽命期內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)疲勞車計(jì)算的內(nèi)力幅值等效成循環(huán)次數(shù)為200萬次時(shí)的內(nèi)力幅值。考慮橋面鋪裝(厚度取為50 mm)對(duì)輪載的擴(kuò)散作用，車輛沖擊作用(沖擊系數(shù)取為1.15)和軸重的變異性(系數(shù)為1.1)，僅從線性累計(jì)損傷角度經(jīng)計(jì)算得到：循環(huán)200萬次時(shí)，作用于正交異性鋼橋面板的等效疲勞車軸重力為140 kN。同理，可得斜拉索等效水平疲勞索力70 kN。

建立兩江橋全橋和拉索局部分析模型，在有限元模型上通過移動(dòng)車輪荷載在橋面橫向和縱向位置，找到最不利載加載位置，得到對(duì)應(yīng)200萬次循環(huán)實(shí)橋疲勞應(yīng)力幅(本文以下簡稱實(shí)橋疲勞應(yīng)力幅)為15 MPa。

1.3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)原則

正交異性鋼橋面板加勁肋與拉索橫梁交叉細(xì)節(jié)受力非常復(fù)雜，無法采用傳統(tǒng)的內(nèi)力等效方法，只能采用應(yīng)力等效方法。應(yīng)力等效必須保證等效的兩方在變形模式和受力模式上的合理相似?？紤]到焊縫中的應(yīng)力在現(xiàn)有條件下難以測(cè)量，選取了正交異性鋼橋面板加勁肋與拉索橫梁交叉細(xì)節(jié)的橫隔板開孔處1個(gè)點(diǎn)作為應(yīng)力等效控制點(diǎn)，位于橫隔板腹板與板肋交叉蘋果形開孔頂端處，因該處應(yīng)力較大，且易于測(cè)量。

根據(jù)實(shí)橋受力情況和試驗(yàn)條件，由應(yīng)力等效原則確定試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷恼划愋凿摌蛎姘迮c拉索橫梁交叉細(xì)節(jié)采取足尺寸進(jìn)行模擬，其余構(gòu)件采用其他合適比例的等效模擬。試驗(yàn)荷載考慮面內(nèi)(豎向加載)和面外(水平向加載) 2個(gè)方向力的影響，先在橫梁跨中采用千斤頂施加1個(gè)向上力(1 300 kN)模擬斜拉索的豎向力，然后同時(shí)對(duì)試驗(yàn)梁的橋面板施加 2處豎向荷載(模擬兩車輪荷載)和水平荷載(模擬斜拉索疲勞荷載水平方向力)進(jìn)行疲勞加載。施加荷載根據(jù)試驗(yàn)梁板肋連接細(xì)節(jié)控制點(diǎn)處在與實(shí)橋中相同位置產(chǎn)生的主拉應(yīng)力幅相同或稍大(應(yīng)力等效原則)確定，試驗(yàn)等效車軸重力為200 kN。

2 疲勞試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

試驗(yàn)箱梁模型長×寬×高為 5 750 mm×1 200 mm×1 800 mm，如圖2所示，鋼材為Q370qD，試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭圃旃に嚭筒牧闲阅芤缶c實(shí)橋一致。由于兩江橋采用蘋果形和鑰匙形2種橫隔板開孔方式，試驗(yàn)方案利用對(duì)稱原理，在試件跨中兩側(cè)分別對(duì)稱布置 2種開孔形式，以得到更多試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

2.2 疲勞加載

試件的疲勞荷載由2臺(tái)50 t作動(dòng)器豎向作用于試件頂板設(shè)計(jì)位置，1臺(tái)30 t作動(dòng)器水平作用于箱梁側(cè)向中部位置，3個(gè)作動(dòng)器進(jìn)行同相加載。試件左右兩側(cè)為簡支支承。在豎向疲勞機(jī)作動(dòng)器與試件蓋板之間放置面積為600 mm×200 mm的鋼板用以模擬均布作用的車輪荷載，如圖2所示。經(jīng)有限元模型計(jì)算，獲得實(shí)橋疲勞應(yīng)力幅的豎向作動(dòng)頭加載模式為Pmax=300 kN，Pmin=100 kN，ΔP=200 kN，水平向作動(dòng)頭加載模式為Pmax=100 kN，Pmin=10 kN，ΔP=90 kN；2倍實(shí)橋疲勞應(yīng)力幅的每個(gè)豎向作動(dòng)頭的加載模式為Pmax=500 kN，Pmin=100 kN，ΔP= 400 kN，水平向作動(dòng)頭加載模式為Pmax=100 kN，Pmin=10 kN，ΔP=90 kN。加載頻率在5～7 Hz范圍。

本試驗(yàn)加載方案根據(jù)需要分 2種：(1) 在實(shí)橋疲勞應(yīng)力幅作用下加載200萬次，驗(yàn)證細(xì)節(jié)設(shè)計(jì)的疲勞可靠性；(2) 在 2倍實(shí)橋疲勞應(yīng)力幅作用下繼續(xù)加載225萬次，研究試驗(yàn)?zāi)Ｐ烷_展超長服役期內(nèi)超負(fù)荷疲勞性能。試驗(yàn)中每隔一定周期對(duì)試件疲勞裂紋進(jìn)行 1次超聲波或磁粉無損探傷，并每隔一定循環(huán)次數(shù)后進(jìn)行1次靜載試驗(yàn)，靜載試驗(yàn)采用逐級(jí)加載，加載分級(jí)為：橫向作動(dòng)器10 kN→50 kN→100 kN，每級(jí)停留幾分鐘，待結(jié)構(gòu)應(yīng)力穩(wěn)定后進(jìn)行讀數(shù)；將水平向作動(dòng)器荷載穩(wěn)定在 100 kN水平，豎向作動(dòng)器加載模式為：20(20) kN→100(200) kN→200(400) kN→400(500)kN→200(400) kN→100(200) kN→20(20) kN(括號(hào)內(nèi)數(shù)據(jù)為2倍加載值)，每級(jí)停留幾分鐘，待結(jié)構(gòu)應(yīng)力穩(wěn)定后進(jìn)行讀數(shù)，一共為13級(jí)加載。

2.3 測(cè)試方案

在研究區(qū)域的控制點(diǎn)處粘貼應(yīng)變片，測(cè)定應(yīng)力分布規(guī)律與應(yīng)力水平，并與理論計(jì)算值進(jìn)行比較。在跨中及其他控制點(diǎn)處設(shè)置百分表，監(jiān)測(cè)梁變形情況。

Sharmila Parmanand用一個(gè)話題說明了己方立場(chǎng)：婦女參政人數(shù)的“緩慢的轉(zhuǎn)變是不能接受的”。因此，我們提議政府要在議會(huì)為婦女保留30%到40%的席位。

在疲勞試驗(yàn)過程中，為了監(jiān)測(cè)各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力變化及傳力機(jī)理，在加載到0，50，100，150，200，250，300，350及 425萬次時(shí)，均停機(jī)進(jìn)行逐級(jí)加載的靜力試驗(yàn)，以便考察試件是否出現(xiàn)裂紋以及測(cè)點(diǎn)應(yīng)力的變化規(guī)律。

圖2 疲勞試驗(yàn)?zāi)Ｐ?單位：mm)Fig.2 Fatigue test setup of orthotropic steel deck

試驗(yàn)中在腹板研究區(qū)域的兩邊控制點(diǎn)位置和翼板下表面粘貼應(yīng)變片，并在試驗(yàn)梁跨中設(shè)置百分表監(jiān)測(cè)梁的豎向撓度和橫向位移。在2片橫隔板上都粘貼了應(yīng)變片，分為 P1(直接承載橫隔板)和 P2(間接承載橫隔板)，應(yīng)變片編號(hào)以“H”開頭，且P1和P2的應(yīng)變片位置都是對(duì)應(yīng)的。橫隔板，橋面板和加勁肋都按一般鋼結(jié)構(gòu)測(cè)量要求離焊縫一定距離布置了應(yīng)變片，應(yīng)變片編號(hào)分別以“H”，“Q”和“J”開頭。

3 三維板單元有限元模型

采用大型有限元分析軟件 ANSYS.10.0中的SHELL181板單元來模擬試件的疲勞試件受力行為，根據(jù)計(jì)算精度的要求進(jìn)行單元尺寸劃分，在橫隔板開孔處劃分尺寸為2 mm，其他地方為10 mm。采用簡支約束，跨中千斤頂采用彈簧單元 COMBINE14。豎向和水平向活載按實(shí)際情況采用均布荷載形式施加。

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 設(shè)計(jì)壽命期疲勞試驗(yàn)

4.1.1 應(yīng)力及疲勞開裂情況

首先進(jìn)行設(shè)計(jì)壽命期研究細(xì)節(jié)的疲勞試驗(yàn)，采用實(shí)橋疲勞應(yīng)力幅進(jìn)行200萬次加載，以驗(yàn)證細(xì)節(jié)設(shè)計(jì)內(nèi)疲勞強(qiáng)度。為了校核應(yīng)力控制點(diǎn)處應(yīng)力是否達(dá)到設(shè)計(jì)幅值，比較該處應(yīng)力測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)值及有限元計(jì)算值，如表1所示。由表1可知：試驗(yàn)?zāi)Ｐ湍芊从硨?shí)橋受力情況。由于試驗(yàn)數(shù)據(jù)較多，試驗(yàn)結(jié)果分析取自主拉應(yīng)力較大的測(cè)點(diǎn)。同時(shí)測(cè)量結(jié)果顯示橫隔板的內(nèi)外表面主拉應(yīng)力差可達(dá)6 MPa，以主拉應(yīng)力大的為代表值。

在進(jìn)行了425萬次，即等效實(shí)橋疲勞應(yīng)力幅作用2 000萬次循環(huán)疲勞試驗(yàn)后，得到正交異性板關(guān)鍵細(xì)節(jié)：加勁肋與橫隔板焊縫和蓋板與橫隔板焊縫附近測(cè)點(diǎn)，在100 kN橫向和400 kN豎向荷載幅共同作用下(產(chǎn)生2倍實(shí)橋疲勞應(yīng)力幅)各焊縫處主拉應(yīng)力幅。

表1 控制點(diǎn)處疲勞應(yīng)力幅理論值和測(cè)量值對(duì)比Table 1 Comparison of experimental and numerical results

由試驗(yàn)結(jié)果可得：焊縫處應(yīng)力幅一般都在20 MPa以下，極個(gè)別點(diǎn)達(dá)到27.9 MPa?？紤]到作用荷載為實(shí)橋疲勞荷載的2倍，故實(shí)橋正交異性板焊接細(xì)節(jié)焊縫疲勞應(yīng)力幅應(yīng)在15 MPa以下，遠(yuǎn)小于歐洲規(guī)范規(guī)定的56 MPa(對(duì)應(yīng)200萬次循環(huán))。經(jīng)425萬次實(shí)橋疲勞應(yīng)力幅循環(huán)加載后，無損探傷檢查試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜎]有發(fā)現(xiàn)裂紋及異常情況。

4.1.2 雙向荷載影響

表2所示為不同開孔處橫隔板，橋面板和加勁肋在不同荷載形式作用下的應(yīng)力變化情況。由于試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑橄淞航Y(jié)構(gòu)，構(gòu)造細(xì)節(jié)主要受力方向?yàn)樨Q向荷載，水平向荷載影響的主要構(gòu)造單元是橫隔板。蘋果形開孔處各構(gòu)造單元應(yīng)力變化均小于鑰匙形開孔處，說明蘋果形開孔受力要優(yōu)于鑰匙形開孔受力。

表2 橫向與豎向荷載作用下構(gòu)造單元主拉應(yīng)力變化Table 2 Stress analysis in vertical and horizontal loadings

橫隔板(P1和P2)上同一位置的內(nèi)外表面的應(yīng)變測(cè)點(diǎn)的主拉應(yīng)力變化對(duì)比分析如圖3所示。

由圖3可知：P1橫隔板的內(nèi)外表面主拉應(yīng)力有差值，差值最大可達(dá)6 MPa，說明橫隔板中產(chǎn)生因水平荷載產(chǎn)生的面外彎曲變形，這種面外變形將會(huì)在豎向荷載下繼續(xù)產(chǎn)生面外次應(yīng)力。面內(nèi)應(yīng)力和面外應(yīng)力的疊加將深刻影響了細(xì)節(jié)的疲勞行為，應(yīng)該予以重視。雖然P1和P2只相距1.2 m，但主拉應(yīng)力差很大，最大可達(dá)10 MPa，說明正交異性鋼橋面板受力行為主要受局部荷載控制。

圖3 P1和P2橫隔板表面主拉應(yīng)力比較Fig.3 Stress comparison of different crossbeams (P1 and P2)

4.1.3 關(guān)鍵細(xì)節(jié)構(gòu)造疲勞性能

(1) 橫隔板孔洞邊緣。橫隔板孔洞的作用是彌補(bǔ)制造和安裝誤差，降低焊接殘余應(yīng)力，它影響著橫梁腹板中的應(yīng)力分布。正交異性橋面板的失效最可能發(fā)生在橫梁腹板孔洞周圍，因而孔洞形狀十分重要。H3和H4分別為蘋果形和鑰匙形腹板孔洞(開孔圓弧半徑為20 mm)頂端處測(cè)點(diǎn)，試驗(yàn)中主拉應(yīng)力變化如圖4和圖5所示。兩測(cè)點(diǎn)主拉應(yīng)力變化基本相同，主拉應(yīng)力值均在15 MPa以下。蘋果形孔洞的應(yīng)力分布要優(yōu)于鑰匙形孔洞的應(yīng)力分布，鑰匙形孔洞為非對(duì)稱孔洞，疲勞性能較差，但其對(duì)制造和焊接誤差容忍度較高。

圖4 蘋果形開孔處(H3)測(cè)點(diǎn)荷載-主拉應(yīng)力變化曲線Fig.4 Stress-loading curves of measurement point H3

(2) 加勁肋與橫隔板焊接處。橫隔板與縱肋豎向連接角焊縫的下端部焊趾處容易出現(xiàn)疲勞裂紋。H2和 H5分別為橫隔板蘋果形和鑰匙形孔洞處與縱肋的焊縫處的應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，此處蘋果形孔洞應(yīng)力較大，如圖6和圖7所示。蘋果形開孔處加勁肋兩表面均與橫隔板焊接，剛度比鑰匙形開孔處連接構(gòu)造大，承受的荷載也就更大。

(3) 蓋板與橫隔板焊接處。橫隔板一般通過 2個(gè)角焊縫連接到橋面板上，接頭的影響線表明：當(dāng)1個(gè)車輪通過時(shí)，在橫梁的焊趾上有1個(gè)單一的交變循環(huán)，而橋面板的焊趾受到1個(gè)主要的全壓循環(huán)和相關(guān)的1個(gè)微小循環(huán)。當(dāng)車輪荷載直接作用在橫隔板上時(shí)，2個(gè)循環(huán)間的差異最大。蘋果形孔洞處橋面板與橫隔板焊縫測(cè)點(diǎn)主拉應(yīng)力都在5 MPa以下，而鑰匙形孔洞處測(cè)點(diǎn)主拉應(yīng)力較大，如圖8和圖9所示。

圖5 鑰匙形開孔處(H4)測(cè)點(diǎn)荷載-主拉應(yīng)力變化曲線Fig.5 Stress—loading curves of measurement point H4

圖6 蘋果形開孔處(H2)測(cè)點(diǎn)荷載-主拉應(yīng)力變化曲線Fig.6 Stress-loading curves of measurement point H2

由圖4～9可以看出：在每次靜載試驗(yàn)時(shí)，測(cè)點(diǎn)應(yīng)力呈線性變化，各次靜載的主拉應(yīng)力差別不大。實(shí)測(cè)應(yīng)變與荷載大致呈線性關(guān)系，在加載和卸載2個(gè)過程中應(yīng)變具有很好的對(duì)稱性 (可恢復(fù)性)，而且每次靜載試驗(yàn)的應(yīng)力接近。結(jié)果表明：在疲勞荷載循環(huán)加載 200萬次過程中，正交異性鋼橋面板加勁肋與拉索錨固橫梁交叉細(xì)力學(xué)行為未發(fā)生明顯的改變。

4.2 極限壽命期疲勞試驗(yàn)

圖7 鑰匙形開孔處(H5)測(cè)點(diǎn)荷載-主拉應(yīng)力變化曲線Fig.7 Stress-loading curves of measurement point H5

圖8 蘋果形開孔處(J4)測(cè)點(diǎn)荷載-主拉應(yīng)力變化曲線Fig.8 Stress-loading curves of measurement point J4

圖9 鑰匙形開孔處(Q6)測(cè)點(diǎn)荷載-主拉應(yīng)力變化曲線Fig.9 Stress-loading curves of measurement point Q6

為分析重慶兩江大橋正交異性鋼橋面板加勁肋與拉索錨固橫梁交叉細(xì)節(jié)的疲勞壽命，確定其薄弱環(huán)節(jié)，在完成與設(shè)計(jì)壽命期對(duì)應(yīng)的 200萬次疲勞循環(huán)加載試驗(yàn)后，開展超長服役期內(nèi)超負(fù)荷疲勞試驗(yàn)研究。200～425萬次循環(huán)加載時(shí)，疲勞應(yīng)力幅提高1倍。各測(cè)點(diǎn)靜力試驗(yàn)應(yīng)力變化情況與 200萬次內(nèi)基本相同(保持線性變化)，只是主拉應(yīng)力增大。在整個(gè)試驗(yàn)過程中對(duì)各關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)在豎向400 kN和水平向100 kN荷載幅作用下主拉應(yīng)力的變化進(jìn)行監(jiān)測(cè)，如圖10所示。豎向400 kN和水平向100 kN荷載作用下的關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)主拉應(yīng)力隨疲勞加載循環(huán)次數(shù)總體變化不大。個(gè)別測(cè)點(diǎn)測(cè)試結(jié)果有差別，這主要是測(cè)試手段帶來的誤差造成的。

圖10 關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)主拉應(yīng)力-循環(huán)次數(shù)變化曲線Fig.10 Principal tensile stress-cycle number relationship of key points

整個(gè)疲勞加載過程未發(fā)現(xiàn)試件有異?，F(xiàn)象。每50萬次停機(jī)進(jìn)行靜載試驗(yàn)。檢查試件未發(fā)現(xiàn)裂紋，支點(diǎn)處未見有滑移。425萬次疲勞試驗(yàn)后，對(duì)試件進(jìn)行檢查和無損探傷，未發(fā)現(xiàn)裂紋，支點(diǎn)錨固區(qū)也未見有滑移。

根據(jù)結(jié)構(gòu)疲勞裂紋出現(xiàn)前，疲勞試驗(yàn)實(shí)測(cè)應(yīng)力幅及加載循環(huán)次數(shù)，可以對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞壽命進(jìn)行估計(jì)。

根據(jù)描述結(jié)構(gòu)疲勞性能的S-N曲線，任意應(yīng)力幅σi與對(duì)應(yīng)的循環(huán)次數(shù)Ni滿足：=C(式中，m和C是與構(gòu)件材料、構(gòu)造細(xì)節(jié)有關(guān)的常數(shù))。若結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)應(yīng)力幅σ′與循環(huán)次數(shù)N′，則有：根據(jù) Miner線性累積損傷準(zhǔn)則Σ(ni/Ni)=1可得：

因此，保守取m=3，可得設(shè)計(jì)應(yīng)力幅對(duì)應(yīng)的循環(huán)次數(shù)：

計(jì)算結(jié)果表明：在設(shè)計(jì)疲勞荷載幅作用下，試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭姓划愋凿摌蛎姘宓氖褂脡勖?出現(xiàn)裂紋前)將超過其設(shè)計(jì)壽命的10倍。

5 疲勞性能評(píng)價(jià)

本次疲勞試驗(yàn)正交異性板細(xì)節(jié)模型為實(shí)橋的足尺模型，測(cè)點(diǎn)應(yīng)力水平較低，試驗(yàn)誤差對(duì)試驗(yàn)結(jié)果有影響。數(shù)值上存在一定的誤差，但基本上可以把握應(yīng)力分布的規(guī)律，試驗(yàn)結(jié)果可以反映試件的工作狀態(tài)，模型試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果可以反映結(jié)構(gòu)的實(shí)際抗疲勞性能。

從疲勞試驗(yàn)過程中的靜載試驗(yàn)應(yīng)力來看，所有測(cè)點(diǎn)的主拉應(yīng)力在21 MPa以內(nèi)，多數(shù)小于15 MPa，整個(gè)疲勞加載過程未發(fā)現(xiàn)試件有異常現(xiàn)象。200萬次疲勞試驗(yàn)后，對(duì)試件進(jìn)行無損探傷，未發(fā)現(xiàn)裂紋。提高疲勞應(yīng)力幅1倍，繼續(xù)加載至425萬次，仍未發(fā)現(xiàn)疲勞裂紋?？梢哉J(rèn)為，考慮面內(nèi)和面外雙向疲勞荷載作用，實(shí)橋正交異性鋼橋面板與拉索橫梁交叉細(xì)節(jié)在正常養(yǎng)護(hù)維修情況下，設(shè)計(jì)壽命期內(nèi)不會(huì)發(fā)生疲勞開裂。

國內(nèi)外鋼結(jié)構(gòu)及橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范中，只有歐洲規(guī)范針對(duì)正交異性板板肋細(xì)節(jié)給出了疲勞容許應(yīng)力為 56 MPa(對(duì)應(yīng) 200萬次循環(huán))。根據(jù)疲勞試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果，實(shí)橋正交異性鋼橋面板與拉索橫梁交叉細(xì)節(jié)的最大疲勞應(yīng)力幅為21 MPa，低于歐洲規(guī)范的疲勞容許應(yīng)力，滿足規(guī)范要求。

6 結(jié)論

(1) 在實(shí)橋疲勞荷載幅作用下，橫隔板孔洞邊緣的主拉應(yīng)力幅在15 MPa以下，各焊縫測(cè)點(diǎn)的熱點(diǎn)主拉應(yīng)力幅都在21 MPa以下。

(2) 雙向疲勞荷載作用下，正交異性橋面板構(gòu)造細(xì)節(jié)橫隔板產(chǎn)生面外變形，從而導(dǎo)致面外疲勞開裂問題。

(3) 按歐洲規(guī)范(EC3)進(jìn)行疲勞檢算，兩江橋?qū)崢蛘划愋詷蛎姘鍢?gòu)造疲勞應(yīng)力幅小于容許疲勞應(yīng)力幅，疲勞性能滿足使用要求。

(4) 設(shè)計(jì)期及超長服役期的疲勞試驗(yàn)結(jié)果表明：等效實(shí)橋疲勞應(yīng)力幅作用2 000萬次后通過無損探傷，正交異性鋼橋面板連接構(gòu)造未發(fā)現(xiàn)裂紋?？梢哉J(rèn)為，實(shí)橋的正交異性鋼橋面板與拉索橫梁交叉細(xì)節(jié)在焊接工藝良好和正常養(yǎng)護(hù)維修情況下，抗疲勞性能有足夠的安全保證。

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