大跨度鐵路鋼箱梁斜拉橋正交異性橋面疲勞試驗研究

施 洲， 蒲黔輝， 楊仕力， 劉振標(biāo)

（1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031；2.中鐵第四勘察設(shè)計院集團(tuán)有限公司 橋梁設(shè)計研究院，湖北 武漢 430063）

正交異性橋面鋼箱梁具有承載能力高、抗風(fēng)、抗扭、比強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)［1-4］，廣泛應(yīng)用于大跨度公路懸索橋、斜拉橋［5-7］，但在大跨度鐵路斜拉橋等橋型中應(yīng)用極少［2］。正交異性橋面板焊縫處存在較高的殘余應(yīng)力及較大的應(yīng)力集中，由此導(dǎo)致的疲勞開裂等問題在國內(nèi)外屢見不鮮［3-4，8-10］。國內(nèi)外學(xué)者針對大跨度公路橋梁正交異性鋼箱梁橋面疲勞特性已做了大量的研究工作［3-4，11-12］。Roy等［8］針對 Verrazano海峽大橋維修更換的正交異性橋面開展足尺模型試驗研究。Paul A.Tsakopoulos等［9］通過足尺模型動態(tài)靜態(tài)實驗對Bronx-Whitestone懸索橋正交異性鋼橋面板疲勞行為和疲勞抗力進(jìn)行了相關(guān)研究。Yamada Kentaro等［10］研究了采用沖壓閉合裂紋的處理方式來提高公路正交異性橋面的疲勞壽命。周建林等［6］對蘇通大橋正交異性鋼橋面板局部模型進(jìn)行了極限承載力試驗，并考慮了板件局部穩(wěn)定、初始缺陷和殘余應(yīng)力等的影響。張清華等［11］通過足尺模型試驗對港珠澳大橋正交異性鋼橋面板的疲勞特性進(jìn)行試驗和理論研究。唐亮等［12］針對金堂大橋開展鋼箱梁正交異性橋面的足尺疲勞試驗研究。

盡管正交異性橋面鋼箱梁在大跨度鐵路橋梁中應(yīng)用極少，但正交異性橋面結(jié)構(gòu)已經(jīng)應(yīng)用于大跨度鐵路桁架梁、桁架拱橋等結(jié)構(gòu)，并開展了相關(guān)正交異性橋面結(jié)構(gòu)的疲勞試驗研究［13-15］，如廈深鐵路榕江特大橋密布橫梁體系整體鋼橋面靜力行為試驗研究［13］、福廈鐵路木蘭溪特大橋和丘后特大橋正交異性橋面U肋足尺試件疲勞試驗分析［14］以及鐵路正交異性鋼橋面板典型疲勞裂紋壽命估算［15］。

主跨468 m的寧波鐵路樞紐北環(huán)線甬江特大橋為國內(nèi)首座大跨度鐵路鋼箱混合梁斜拉橋，是正交異性鋼箱梁在大跨度鐵路斜拉橋中的新拓展［16］。在鐵路荷載沿軌道固定位置作用下的鋼箱梁正交異性橋面結(jié)構(gòu)的傳力與受力更為復(fù)雜，與傳統(tǒng)的公路荷載下鋼箱梁正交異性橋面結(jié)構(gòu)以及鐵路桁架梁拱正交異性橋面的受力存在顯著的差異，其高周次反復(fù)列車輪壓荷載下的疲勞問題更加突出，而目前鐵路荷載下的大跨度鋼箱梁正交異性鋼橋面板疲勞足尺試驗研究極少。在此，以甬江特大橋為依托，開展大跨度鐵路鋼箱梁正交異性橋面的疲勞試驗研究工作。

1 大跨度鋼箱梁斜拉橋正交異性橋面概況

為和下游既有的主跨468 m的公路斜拉橋孔跨對位，寧波鐵路樞紐北環(huán)線甬江特大橋主橋設(shè)計為主跨468 m的混合箱梁斜拉橋，邊跨及中跨兩側(cè)24.5 m采用預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁，跨中419 m梁段采用鋼箱梁，這也是鋼箱梁在我國大跨度鐵路橋上的首次應(yīng)用。甬江特大橋鋼箱梁采用帶雙中邊腹板的單箱五室截面，梁高5 m，梁寬21 m。縱橋向每3 m設(shè)置一道橫隔板，梁頂設(shè)有2%的橫坡，頂板、底板設(shè)置閉口加勁肋，頂板加勁肋與橫隔板、頂板一起組成正交異性鋼橋面板。箱梁正交異性橋面，初始設(shè)計為U形加勁肋，橫隔板設(shè)置蘋果形切口，加勁肋板厚10 mm，高280 mm，寬300 mm，間隔600 mm。頂板板厚16 mm，橫隔板板厚16 mm，見圖1。箱梁各板件材料均為Q345qD。在試驗研究中，還優(yōu)化設(shè)計了V形加勁肋對比方案，V肋過橫隔板處設(shè)置圓形切口。兩種方案見圖2。正交異性鋼橋面結(jié)構(gòu)頂面設(shè)MMA防水層及防滑層，并在其上直接鋪設(shè)道砟橋面。

圖2 加勁肋形式及切口形式構(gòu)造圖(單位：mm)

圖1 鋼箱梁橫截面圖(單位：cm)

2 鋼箱梁正交異性橋面受力特性分析

2.1 甬江特大橋有限元模型

為系統(tǒng)分析鐵路鋼箱梁正交異性橋面的受力特性，分別建立全橋桿系模型及箱梁局部板殼單元有限元模型來分別分析鋼箱梁在結(jié)構(gòu)第一體系及第二三體系下的受力特性，其中鋼箱梁整體參與全橋整體受力與變形為第一體系，鋼箱梁橋面局部（含U／V肋及橫隔板）承受列車荷載為第二受力體系，鋼橋面板局部（不含U／V肋及橫隔板）承受列車荷載為第三受力體系。全橋桿系有限元模型采用Midas建模，系統(tǒng)計算分析橋梁各類構(gòu)件最不利受力狀況。在鐵路鋼箱梁正交異性橋面細(xì)部受力分析中，選取全橋桿系模型分析結(jié)果中受力最不利的4個鋼箱梁節(jié)段，采用ANSYS軟件建立其包含道砟及鋼軌等的有限元模型，箱梁鋼板均采用SHELL63板單元模擬，重點(diǎn)考察部位的單元網(wǎng)格尺寸不大于5 mm；鋼軌采用空間梁單元BEAM4模擬；道砟等采用實體單元SOLID45模擬；不同單元之間的連接采用節(jié)點(diǎn)自由度耦合來實現(xiàn)，計算中道砟彈性模量根據(jù)試驗結(jié)果采用120 MPa。四節(jié)段板殼有限元模型，見圖3，采用的是一端固定、一端鉸支的約束方式，在鋼軌上施加列車輪對荷載，在邊界上施加通過全橋桿系模型提取的相應(yīng)邊界力并進(jìn)行細(xì)部受力分析。

圖3 四節(jié)段有限元模型圖(半幅箱梁)

2.2 第一、二、三體系影響分析

為考察第一、二、三體系力對考察點(diǎn)應(yīng)力水平與應(yīng)力幅的影響情況，尤其是對控制疲勞開裂的主拉應(yīng)力的影響情況，分別在四節(jié)段有限元模型上加載計算二三體系力和一體系力下，以及各體系力相互疊加下的各板件的應(yīng)力分布狀況。根據(jù)計算結(jié)果以及正交異性橋面?zhèn)鹘y(tǒng)的疲勞敏感區(qū)域，重點(diǎn)關(guān)注鋼箱梁頂板、加勁肋及橫隔板的焊接連接部位，橫隔板開孔部位的應(yīng)力狀況。正交異性鋼箱梁橋面分別按照采用U肋、V肋的兩種模型進(jìn)行計算，兩種模型中除U肋、V肋及橫隔板開孔不同外均相同。在受力體系影響分析中，選取的應(yīng)力考察點(diǎn)中，受力較為不利的主要是腹板內(nèi)側(cè)相鄰加勁肋及與之相連的橫隔板局部區(qū)域，相應(yīng)的應(yīng)力考察點(diǎn)位置見圖4。

圖4 應(yīng)力考察點(diǎn)布置圖

第一體系力又分別計算恒載和活載的情況，恒載選擇跨中的成橋內(nèi)力，活載選擇中-活載作用下跨中的最大軸力工況。通過局部板殼有限元模型計算分析得到各應(yīng)力考察點(diǎn)在考慮不同體系組合力下的應(yīng)力結(jié)果，見表1。其中“主拉應(yīng)力角度”為主拉應(yīng)力與水平線的夾角，逆時針為正；表中“恒”“活”分別指考慮恒載一體系力作用和活載一體系力作用，其中-活載一體系力作用指中-活載作用下最大軸力工況。

表1 不同受力體系力下考察點(diǎn)的應(yīng)力

從計算結(jié)果可知一體系作用力主要引起鋼箱主梁縱橋向的應(yīng)力，即在頂板、加勁肋和腹板上產(chǎn)生較大的應(yīng)力，對橫隔板的應(yīng)力影響很小。從考察點(diǎn)的應(yīng)力結(jié)果可見，U形及V形加勁肋正交異性橋面考察點(diǎn)應(yīng)力量值均不大，主拉應(yīng)力最大為24.38 MPa，主壓應(yīng)力最大為－54.47 MPa；U形加勁肋在各體系下應(yīng)力結(jié)果均略大于V形加勁肋結(jié)果。在不同的受力體系中，二三體系下應(yīng)力結(jié)果為主導(dǎo)地位，第一體系中-活載效應(yīng)大于恒載效應(yīng)。

在確定疲勞荷載時，第一體系中恒載應(yīng)力不影響考察點(diǎn)的應(yīng)力幅，僅影響應(yīng)力循環(huán)的上下限；第一體系中的活載效應(yīng)在一列車整體通過一次，考察點(diǎn)產(chǎn)生一次應(yīng)力循環(huán)；而在第二三體系受力中，列車各車輛的每一車廂經(jīng)過即發(fā)生一次應(yīng)力循環(huán)，為典型的高周低幅疲勞作用力。

3 正交異性橋面疲勞模型試驗設(shè)計

3.1 模型方案比選

正交異性鋼橋面等鋼結(jié)構(gòu)疲勞試驗?zāi)Ｐ屯ǔ２捎?∶1的足尺模型，在考察疲勞結(jié)構(gòu)構(gòu)造受力特性的同時也考察施工焊接工藝、鋼材母材性能等。限于疲勞試驗設(shè)備、場地等條件，疲勞試驗?zāi)Ｐ驮诒ＷC核心試驗構(gòu)件部分與原結(jié)構(gòu)相同之外，還通過支撐、傳力等輔助構(gòu)件組成獨(dú)立的結(jié)構(gòu)體。疲勞試驗?zāi)Ｐ偷暮诵脑囼灅?gòu)件的受力、傳力應(yīng)與原結(jié)構(gòu)盡可能相同，應(yīng)力水平與分布規(guī)律誤差控制在一定范圍內(nèi)。

為優(yōu)化鐵路鋼箱梁正交異性橋面疲勞試驗?zāi)Ｐ偷牡刃裕⒖紤]實驗室內(nèi)的試驗條件，截取原橋結(jié)構(gòu)鋼箱梁頂板、加勁肋和橫隔板的焊接部位以及橫隔板開孔部位等局部疲勞敏感區(qū)并構(gòu)造輔助支撐板件，考慮不同的加載模式等條件，先后優(yōu)化改進(jìn)了五種模型方案，并進(jìn)行了大量的有限元分析驗證其與原橋箱梁正交異性橋面疲勞敏感區(qū)域應(yīng)力分布與應(yīng)力量值的等效性，分析各方案的優(yōu)劣。最終優(yōu)化的正交異性橋面局部1∶1疲勞模型采用由2U肋、2V肋共4肋的正交異性橋面板，以兩橫梁、兩側(cè)豎板為主支撐，并結(jié)合加勁肋、著地板等組成的模型結(jié)構(gòu)。兩個橫隔板上都設(shè)置了人孔以方便模型的測試與觀察。箱梁各板件材料均為Q345qD，模型長6 m，寬3 m，高1.386 m。模型質(zhì)量減至8.12 t，見圖5。模型結(jié)構(gòu)頂面設(shè)MMA防水層及防滑層，并在其上直接鋪設(shè)道砟，同實橋橋面相同。

圖5 試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計圖(單位：mm)

3.2 模型應(yīng)力等效分析

進(jìn)行疲勞驗證模型試驗的前提是模型受力與實際結(jié)構(gòu)等效，等效性越好試驗?zāi)Ｐ途驮侥軌蚍从吵鲈Y(jié)構(gòu)的疲勞受力特征。在模型等效性分析中，主要考察原橋正交異性橋面結(jié)構(gòu)疲勞敏感區(qū)域應(yīng)力水平及其分布規(guī)律的等效性。原橋在進(jìn)行應(yīng)力計算時，選擇中-活載前5個集中力進(jìn)行實橋加載，對每根鐵軌各加一半軸重荷載，按考察的橫隔板對稱加載，使得橫隔板各處應(yīng)力達(dá)到最大。另外計算得出試驗?zāi)Ｐ透骺疾禳c(diǎn)的應(yīng)力，以考查試驗?zāi)Ｐ偷牡刃闆r。模型中道砟的模擬按照實際加載試驗結(jié)果，彈性模量均取為120 MPa。表2列出了加載模型與實橋結(jié)構(gòu)各點(diǎn)等效情況，各考察點(diǎn)的應(yīng)力誤差介于－1.14～4.14 MPa，試驗?zāi)Ｐ团c原橋模型受力情況等效相對較好，由于考察點(diǎn)的應(yīng)力相對較小而顯得相對誤差稍大。

表2 加載模型與實橋結(jié)構(gòu)各點(diǎn)應(yīng)力等效情況

3.3 疲勞試驗?zāi)Ｐ蛻?yīng)力測點(diǎn)布置

鐵路鋼箱梁正交異性橋面疲勞模型試驗中，重點(diǎn)考察的疲勞敏感點(diǎn)包括加勁肋與頂板以及橫隔板連接焊縫及焊縫周圍母材、橫隔板與加勁肋連接處及開孔邊緣部位等。為盡可能獲取各板件以及連接部分的應(yīng)力水平及應(yīng)力分布規(guī)律，在模型上布置了應(yīng)變片及應(yīng)變花，共計415個應(yīng)變測點(diǎn)，9個撓度測點(diǎn)。其中U肋、橫隔板構(gòu)件一側(cè)的應(yīng)力測點(diǎn)布置見圖6、圖7。

圖6 加勁肋腹板應(yīng)變測點(diǎn)布置圖

圖7 橫隔板應(yīng)變測點(diǎn)布置圖

4 疲勞加載荷載等效

4.1 加載荷載幅及加載次數(shù)

鐵路鋼箱梁正交異性橋面主要承受列車輪軸的高周次疲勞作用，合理的模型等效疲勞荷載幅度及加載次數(shù)是試驗的關(guān)鍵參數(shù)之一。根據(jù)Miner損傷度理論，確定疲勞加載荷載幅與加載次數(shù)的常用方法是首先得出考察點(diǎn)的應(yīng)力影響線，用標(biāo)準(zhǔn)疲勞車進(jìn)行影響線加載，得出考察點(diǎn)應(yīng)力的時程曲線，由時程曲線得出標(biāo)準(zhǔn)疲勞車通過時的應(yīng)力幅與相應(yīng)的循環(huán)次數(shù)，根據(jù)設(shè)計基準(zhǔn)期內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)疲勞車的運(yùn)量，得出總的應(yīng)力幅與總的循環(huán)次數(shù)，由Miner損傷度理論折算成相應(yīng)次數(shù)的常幅應(yīng)力循環(huán)。

目前，我國鐵路橋梁規(guī)范中沒有關(guān)于疲勞計算的標(biāo)準(zhǔn)疲勞車及相應(yīng)的運(yùn)量，保守考慮，計算采用軸重較大的C64貨車，年運(yùn)量按設(shè)計的2 700萬t計算。

在疲勞荷載的等效分析中，以各疲勞敏感點(diǎn)為對象，計算各考察點(diǎn)的主應(yīng)力影響線，結(jié)果表明主應(yīng)力影響線長度基本相同，為10 m左右，應(yīng)力縱向影響范圍為橫隔板每側(cè)不超過2個節(jié)段。且荷載位于橫隔板位置時，各點(diǎn)應(yīng)力均達(dá)最大。每節(jié)C64車廂經(jīng)過1次時，各點(diǎn)發(fā)生一次主應(yīng)力循環(huán)，且由于各軸之間影響有重疊，每次循環(huán)谷值并不為0。按每年2 700萬交通量計算，橋梁運(yùn)營100年，最不利的總循環(huán)次數(shù)為29 347 826次，為典型的高周低幅疲勞作用。在模型試驗中，如此高周低幅試驗難以實現(xiàn)，遂采用 Miner損傷度等效的方法，提高疲勞荷載幅以降低疲勞循環(huán)次數(shù)。當(dāng)將疲勞循環(huán)次數(shù)降低為400萬次時，各考察點(diǎn)的峰值應(yīng)力為1.36～1.47倍中-活載產(chǎn)生的應(yīng)力，谷值應(yīng)力為0.3～0.15倍中-活載產(chǎn)生的應(yīng)力，見表3。

為方便，將疲勞峰值取為1.5倍中-活載，谷值取為0.1倍中-活載，疲勞循環(huán)次數(shù)略小于400萬次。換算模型等效試驗所需施加的荷載幅度為578.34 k N，下限荷載為41.31 k N，荷載循環(huán)次數(shù)為400萬次，可以滿足正交異性板疲勞驗證試驗的要求。模型試驗400萬次后，可進(jìn)一步驗證疲勞破壞性能，并同時提高荷載幅度至691.56 k N，下限荷載不變，進(jìn)行疲勞破壞試驗。

表3 各考察點(diǎn)應(yīng)力幅轉(zhuǎn)化情況

4.2 疲勞試驗加載方法與測試

在鐵路鋼箱梁正交異性橋面的疲勞試驗中，為模擬實際橋梁上道砟的分載作用，在模型鋼橋面上設(shè)置滿布20 cm厚的道砟，并在其上擱置2塊帶肋鋼筋混凝土分載板。試驗?zāi)Ｐ桶惭b于實驗室內(nèi)MTS專用反力架下，MTS液壓伺服千斤頂作動器通過分載鋼梁傳力于2塊鋼筋混凝土分載板實現(xiàn)疲勞加載。疲勞加載布置見圖8，加載試驗照片見圖9。

圖8 試驗?zāi)Ｐ图虞d示意圖(單位：mm)

圖9 模型現(xiàn)場加載圖

在疲勞試驗正式加載之前，先對模型進(jìn)行預(yù)加載，以0.5～2.5 Hz不同的加載頻率各試加載數(shù)分鐘，以選取合適的疲勞加載頻率并測試試驗數(shù)據(jù)采集等設(shè)備是否正常工作。完成預(yù)加載后進(jìn)行首次靜載試驗，采用MTS分5級逐步加載至疲勞上限荷載再逐次降載至疲勞下限荷載，并循環(huán)2次，記錄實測應(yīng)力、變形等數(shù)據(jù)。之后，進(jìn)行正式疲勞試驗，在疲勞至1、2、5、10、50、100、200、300、400、420、440、460、480、500、520、540、560萬次后，分別進(jìn)行靜載試驗測試，各次靜載試驗測試同首次靜載試驗。

5 試驗結(jié)果與分析

5.1 疲勞試驗應(yīng)力結(jié)果分析

正交異性橋面板模型在疲勞加載試驗中，多次進(jìn)行分級靜載加載試驗，考察各構(gòu)件的受力與變化情況。在試驗初期，實測應(yīng)力結(jié)果與理論結(jié)果有一定差異，檢查發(fā)現(xiàn)為模型著地板與地面接觸有一定不平順，在疲勞試驗10萬次后，在模型著地板與地面接觸面增加5 cm厚砂漿墊層，之后模型實測應(yīng)力情況有一定改善。試驗中，模型結(jié)構(gòu)疲勞敏感區(qū)域的部分測點(diǎn)的實測應(yīng)力見表4及圖10。試驗實測應(yīng)力結(jié)果表明，絕大部分應(yīng)力測點(diǎn)在0～400萬次疲勞過程中應(yīng)力量值基本不變，其疲勞性能良好。2039測點(diǎn)對應(yīng)的外側(cè)U肋和橫隔板連接部位在150萬次疲勞后發(fā)生應(yīng)力偏離理論值變化趨勢并隨疲勞次數(shù)增加而增大，表明該處在150萬次疲勞時發(fā)生內(nèi)部裂紋并導(dǎo)致應(yīng)力重分布，并隨疲勞循環(huán)次數(shù)增加及疲勞裂紋擴(kuò)展而應(yīng)力重分布加大。

表4 靜載下應(yīng)力數(shù)據(jù)處理結(jié)果MPa

圖10 測點(diǎn)應(yīng)力隨疲勞次數(shù)變化曲線

5.2 鐵路鋼箱梁正交異性橋面疲勞性能分析

鐵路鋼箱梁正交異性橋面疲勞試驗數(shù)據(jù)結(jié)果表明，應(yīng)力考察點(diǎn)應(yīng)力水平基本同理論計算值相近。除外側(cè)U肋在橫隔板處的應(yīng)力測點(diǎn)外，其余測點(diǎn)隨著疲勞試驗次數(shù)的增加，模型數(shù)據(jù)整體波動情況不大，均保持較為平穩(wěn)的應(yīng)力狀態(tài)，證明試驗?zāi)Ｐ驮?60萬次疲勞荷載作用期間內(nèi)仍然處于彈性工作狀態(tài)。除U肋外的其余構(gòu)件均具有良好的疲勞性能，疲勞使用壽命遠(yuǎn)超過設(shè)計的100年。

在試驗過程中，外側(cè)U肋和橫隔板連接部位附近母材的測點(diǎn)存在顯著的應(yīng)力變化，對應(yīng)的應(yīng)變花測點(diǎn)（水平、豎向、45°3個測點(diǎn)）應(yīng)力變化圖表明，在疲勞循環(huán)進(jìn)行到150萬次的時候，豎向測點(diǎn)應(yīng)力值下降，而其余兩個測點(diǎn)的應(yīng)力值上升，并隨著疲勞次數(shù)的增加不斷發(fā)展。在250萬疲勞后，在該測點(diǎn)附近的橫隔板焊縫正下方焊趾U肋母材處發(fā)現(xiàn)其表面產(chǎn)生肉眼可見疲勞裂縫，裂縫呈現(xiàn)水平分布。裂縫產(chǎn)生后，該測點(diǎn)的應(yīng)力重分布進(jìn)一步發(fā)展，豎向測點(diǎn)的應(yīng)力持續(xù)下降，而其余兩應(yīng)變片處的應(yīng)力隨疲勞次數(shù)增加而持續(xù)變化，表明裂縫隨疲勞次數(shù)增加而不斷擴(kuò)展。疲勞裂縫位置處于U肋與橫隔板焊縫焊趾處，其理論疲勞應(yīng)力幅量值相對較大，并受施工焊接熱影響顯著，驗證了該位置處是鐵路鋼箱梁U肋正交異性橋面的疲勞薄弱環(huán)節(jié)之一。根據(jù)外側(cè)U肋橫隔板處3個測點(diǎn)的實測值反算疲勞開裂壽命，可以反算得到其開裂壽命為25～38年。加勁肋腹板與橫隔板連接焊縫構(gòu)造的疲勞開裂壽命并不能影響整體鋼箱梁的使用壽命，但其影響正交異性橋面的局部承載能力、適用性及耐久性。

通過鐵路鋼箱梁正交異性橋面疲勞試驗結(jié)果分析可知：鐵路鋼箱梁正交異性橋面總體結(jié)構(gòu)疲勞性能良好，但U形加勁肋腹板與橫隔板連接焊縫構(gòu)造的局部安全儲備較低，在100年的設(shè)計使用期內(nèi)容易產(chǎn)生疲勞開裂。V形加勁肋及其余構(gòu)件等在試驗過程中沒有產(chǎn)生可見裂縫，工作性能良好。V形加勁肋比U形加勁肋表現(xiàn)出更好的疲勞工作性能，其原因在于V肋與橫隔板連接比U肋具有更長的焊縫及更傾斜的角度降低了V肋的局部應(yīng)力。試驗后建議原橋頂板U肋方案改為V肋方案，并在實橋道砟槽范圍內(nèi)的頂板上予以實用。

6 結(jié)論

通過對鐵路鋼箱梁正交異性橋面結(jié)構(gòu)的詳細(xì)仿真分析與疲勞模型試驗研究工作，得到如下結(jié)論：

（1）列車作用于鐵路鋼箱梁正交異性橋面時，主拉應(yīng)力最大為24.38 MPa，主壓應(yīng)力最大為－54.47 MPa，其第二三體系下的效應(yīng)占主導(dǎo)地位，第一體系下活載效應(yīng)對疲勞敏感點(diǎn)的影響相對較小，列車輪軸作用正交異性橋面表現(xiàn)為每節(jié)車廂循環(huán)一次的典型高周低幅疲勞荷載。

（2）以應(yīng)力等效為原則，通過5個方案優(yōu)化比選設(shè)計了2U肋＋2V肋對比試驗?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)，設(shè)置了道砟及帶肋混凝土板模擬軌枕與鋼軌的作用，模型各部位應(yīng)力與原橋等效性良好。

（3）在疲勞荷載等效中，以實際常用的軸重較大的C64車輛進(jìn)行加載計算，按100年設(shè)計壽命單線年設(shè)計運(yùn)量2 700萬t考慮，計算分析出原橋最高循環(huán)次數(shù)為29 347 826次，通過Miner損傷度等效原理轉(zhuǎn)化為400萬次，等效荷載幅為578.34 k N。

（4）疲勞試驗全過程數(shù)據(jù)結(jié)果表明，應(yīng)力考察點(diǎn)應(yīng)力水平基本同理論計算值相近。大部分測點(diǎn)隨著疲勞試驗次數(shù)增加至560萬次全過程應(yīng)力均保持較為平穩(wěn)的彈性受力狀態(tài)，正交異性橋面結(jié)構(gòu)總體結(jié)構(gòu)疲勞性能良好。

（5）在試驗過程中，U肋與橫隔板連接部位附近母材的測點(diǎn)在循環(huán)進(jìn)行到150萬次時發(fā)生顯著應(yīng)力重分布，并在250萬次時觀察到可見疲勞裂縫；V肋總體受力水平低于U肋，疲勞中未發(fā)生開裂，其疲勞性能優(yōu)于U肋，并在實橋的道砟槽范圍內(nèi)頂板U肋改為V肋。

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