鋼桁梁斜拉橋復(fù)合式索錨結(jié)構(gòu)疲勞試驗(yàn)研究

曹珊珊，雷俊卿，黃祖慰

(1.國(guó)家開(kāi)放大學(xué)實(shí)驗(yàn)學(xué)院，北京，100039；2.北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京，100044)

為滿足鐵路橋梁結(jié)構(gòu)剛度和空間布置的需求，鋼桁梁斜拉橋成為公鐵兩用橋梁的常見(jiàn)結(jié)構(gòu)形式[1-2]，如桂平郁江雙線鐵路斜拉橋(主跨為228 m)[3]、韓家沱大橋(主跨為432 m)[4]、安慶鐵路長(zhǎng)江大橋(主跨為580 m)[5]等?？紤]鋼桁梁橋恒載、公路汽車活載和鐵路列車活載等作用，鋼桁梁斜拉橋中的拉索需對(duì)主梁提供強(qiáng)大的索力支撐，復(fù)合式拉錨箱作為一種新型的索梁錨固結(jié)構(gòu)，可將巨大的索力傳遞給鋼桁梁[5-6]。而由于結(jié)構(gòu)本身在橋梁壽命期內(nèi)難以更換，復(fù)合式拉錨箱的疲勞性能是橋梁安全運(yùn)營(yíng)的關(guān)鍵[7-10]。目前，復(fù)合式拉錨箱的實(shí)橋案例較少，研究成果主要基于實(shí)橋的驗(yàn)證性試驗(yàn)和局部單一細(xì)節(jié)的疲勞試驗(yàn)，單德山等[3]根據(jù)實(shí)際鐵路運(yùn)營(yíng)狀況和鐵路列車編組資料開(kāi)展疲勞試驗(yàn)驗(yàn)證桂平郁江雙線鐵路斜拉橋中的索梁錨固的安全性；曾永平等[4]對(duì)韓家沱大橋中的雙錨拉板-錨箱復(fù)合式索梁錨固結(jié)構(gòu)進(jìn)行了驗(yàn)證性疲勞試驗(yàn)研究；衛(wèi)星等[5]通過(guò)考慮4線列車過(guò)橋的相遇概率，確定梁端錨固結(jié)構(gòu)的疲勞荷載幅，采用1:2縮尺模型對(duì)安慶鐵路長(zhǎng)江大橋橋索錨結(jié)構(gòu)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)研究。王麗等[11]采用底端約束進(jìn)行疲勞試驗(yàn)研究錨壓板焊縫細(xì)節(jié)的主要破壞形式和相應(yīng)S-N曲線[12]，可供參考的規(guī)范成果極少[12-13]。然而，在復(fù)合式索錨結(jié)構(gòu)研究中，對(duì)于整體結(jié)構(gòu)的有效簡(jiǎn)化等效、疲勞性能以及破壞形式的研究較少，本文作者在對(duì)現(xiàn)有疲勞試驗(yàn)研究成果進(jìn)行總結(jié)分析的基礎(chǔ)上，根據(jù)實(shí)橋結(jié)構(gòu)的有限元模擬分析，給出等效簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)，考慮合理的邊界條件，進(jìn)行復(fù)合式索錨結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化模型疲勞試驗(yàn)研究，為該類結(jié)構(gòu)的疲勞壽命評(píng)估和養(yǎng)護(hù)維修提供理論支撐。

1 基本結(jié)構(gòu)模型

1.1 復(fù)合式索錨固結(jié)構(gòu)

概括目前國(guó)內(nèi)現(xiàn)有關(guān)于復(fù)合式索梁錨固結(jié)構(gòu)研究中的結(jié)構(gòu)形式[4]，可以根據(jù)受力特征將索桁錨固結(jié)構(gòu)的組合板件分為3部分：傳力板件、承力板件和輔助板件，如圖1(a)所示。其中，N0 為傳力豎板，與主桁腹板和頂板連接；錨壓板N1、錨壓加勁板N2以及錨板N3組成主要承力板件；N4-A和N4-B為N1的2種類型的輔助加勁板件，保證結(jié)構(gòu)2個(gè)方向的剛度；錨筒N5和頂?shù)撞糠獍錘6、N7為輔助定位板件，確保結(jié)構(gòu)各板件位置對(duì)應(yīng)的精度和索錨結(jié)構(gòu)的密封度，如圖1(b)所示。

圖1 索梁錨固結(jié)構(gòu)分析圖Fig.1 Analysis chart of cable-girder anchorage

為真實(shí)反映復(fù)合式索錨結(jié)構(gòu)的應(yīng)力狀態(tài)和疲勞敏感位置，借助Ansys有限元分析軟件模擬復(fù)合式索梁錨固結(jié)構(gòu)，尺寸參數(shù)按照實(shí)橋中桁索錨結(jié)構(gòu)取值，結(jié)構(gòu)板件采用殼單元SHELL181模擬，考慮上弦桿的約束作用。荷載取1.9倍的疲勞索力幅值，即對(duì)錨板N3 的環(huán)形承載區(qū)施加F=5 MN。取荷載作用方向?yàn)榫植縵軸(沿錨筒N5筒軸，朝頂部方向)。整體結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布如圖2(a)～(b)所示。其中，最大von Mises 應(yīng)力為101.93 MPa，出現(xiàn)在直接承壓的錨板N3 與錨壓板N1 的連接位置，該處承受以壓應(yīng)力為主的多向應(yīng)力；沿局部z軸的最大拉應(yīng)力為87.29 MPa，位于傳力豎板與錨壓板連接端部。根據(jù)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布狀態(tài)，取5類主要承載位置為研究對(duì)象，如圖2(c)所示。

為簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)板件，分別考慮輔助板件(N4，N5和N6)的設(shè)置對(duì)主要承載位置應(yīng)力分布的影響。其中，設(shè)置N4，N5 和N6 對(duì)結(jié)構(gòu)中位置1～4 處的應(yīng)力分布和應(yīng)力影響較小，對(duì)位置5處的應(yīng)力分布和取值影響相對(duì)明顯，但應(yīng)力遠(yuǎn)小于最大值，影響有限，如圖3(a)～(c)所示。為簡(jiǎn)化加載方式，變化傳力豎板N0 傾斜角度α0(20°～90°)，對(duì)比主要承載位置的應(yīng)力分布。其中，隨著傾角的增大，位置1處應(yīng)力逐漸增大，位置2處端部應(yīng)力逐漸增大；位置3～5 處應(yīng)力分布變化相對(duì)較小。當(dāng)傾角α0為90o時(shí)，結(jié)構(gòu)在位置1和位置2處的應(yīng)力集中現(xiàn)象最為明顯，如圖3(d)～(e)所示。

根據(jù)有限元對(duì)比分析，給出由傳力板件和承力板件構(gòu)成的簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)，以及主要疲勞敏感位置，如圖3(f)所示。其中P1 位置為傳力豎板N0 中與錨壓板N1連接端部的橫斷面，承受拉應(yīng)力，P2位置為豎板與錨壓板的焊縫連接側(cè)面，承受剪拉應(yīng)力，P3 位置為錨壓板N1 與錨板N3 連接斷面，承受壓應(yīng)力和剪應(yīng)力，P4為錨壓板底部，承受拉應(yīng)力。

1.2 疲勞細(xì)節(jié)類別

復(fù)合式索梁錨固結(jié)構(gòu)中可能出現(xiàn)的焊接疲勞裂紋的疲勞荷載敏感位置可以分為P1，P2 和P3類，傳力豎板和錨壓板焊接疲勞細(xì)節(jié)如圖4所示。

對(duì)于P1類裂紋，位于傳力豎板N0中與錨壓板N1連接端部，名義應(yīng)力幅計(jì)算如下：

式中：ΔF為荷載幅；d0為傳力豎板厚度；Br為傳力豎板在錨壓板連接位置的寬度；Br=B0+2(Ha+H1+Hr)tanθ0。我國(guó)Q/CR9300—2014“鐵路橋涵極限狀態(tài)法設(shè)計(jì)暫行規(guī)范”[12]、我國(guó)鐵道科學(xué)研究院(鐵科研)[11]試驗(yàn)數(shù)據(jù)、美國(guó)規(guī)范ASSTHO[14-15]、歐洲規(guī)范Eurocode3[16]、英國(guó)規(guī)范BS5400[17]等給出的與疲勞細(xì)節(jié)相接近的S-N曲線如圖5(a)～(c)所示。

對(duì)于P2類裂紋，位于傳力豎板N0中與錨壓板N1 連接焊縫的焊肉處，承受的剪切應(yīng)力幅計(jì)算如式(2)所示。歐洲規(guī)范Eurocode3[16]中將此類裂紋歸為剪切80級(jí)別，如圖5(d)所示。

式中：H1為錨壓板N1的基本高度；d1為錨壓板N1的寬度。

對(duì)于P3類裂紋，位于N1板母材中承受壓剪應(yīng)力處，將N1錨壓板看作深受彎矩形梁，參照歐洲規(guī)范Eurocode3[16]在100級(jí)別中的相似細(xì)節(jié)如圖5(d)所示，剪切應(yīng)力幅可按下式進(jìn)行計(jì)算。

式中：Im為毛截面慣性矩，Im=d1?H1

圖2 復(fù)合式索梁錨固結(jié)構(gòu)應(yīng)力圖Fig.2 Stress diagram of anchor structure

3/12；S為面積矩，S=d1?H12/4。

圖3 等效簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)分析圖Fig.3 Equivalent simplified structural analysis diagram

2 疲勞試驗(yàn)研究

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

模型試驗(yàn)采用材料為均為Q370qE，焊縫焊絲為實(shí)心焊絲ER50-6，采用CO2氣體保護(hù)焊，一級(jí)焊縫位置通過(guò)超聲波探傷檢測(cè)[18]。模型結(jié)構(gòu)參照實(shí)橋結(jié)構(gòu)的幾何尺寸[1]制作1:5 縮尺試件，邊界條件及加載模式與實(shí)橋結(jié)構(gòu)進(jìn)行相似性等效[19-22]，如圖6所示。其中試件TS1和TS2結(jié)構(gòu)尺寸相同，試件TS2～TS4中錨壓板N1長(zhǎng)度按8.4%依次減少。試驗(yàn)采用濟(jì)南力支500 N電液脈動(dòng)疲勞試驗(yàn)機(jī)加載。為保證模型試件的約束條件與原結(jié)構(gòu)相似，設(shè)計(jì)固定架約束試件端部，設(shè)計(jì)加載裝置傳遞荷載[23]。

圖4 疲勞細(xì)節(jié)示意圖Fig.4 Schematic diagram of fatigue details

圖5 規(guī)范中的S-N曲線Fig.5 S-N curves in specifications

圖6 試件結(jié)構(gòu)圖示Fig.6 Structure of test specimens

2.2 加載方案

試件TS1采用恒幅加載至200萬(wàn)次，并在0次時(shí)，進(jìn)行常規(guī)加載靜力測(cè)試；在200萬(wàn)次時(shí)進(jìn)行設(shè)計(jì)值靜力加載測(cè)試。試件TS2～TS4 在0 次時(shí)，進(jìn)行常規(guī)加載靜力測(cè)試，隨后采用變幅加載至結(jié)構(gòu)疲勞失效。各試件具體疲勞加載次數(shù)、加載幅值以及主要位置名義應(yīng)力如表1所示。

在前200 萬(wàn)次循環(huán)荷載作用下，試件TS1 和TS2 對(duì)應(yīng)的恒幅和變幅2 種加載方式滿足Miner 等效關(guān)系。TS1恒幅加載與規(guī)范[12]給出的細(xì)節(jié)XIII的疲勞強(qiáng)度一致，為運(yùn)營(yíng)階段疲勞設(shè)計(jì)荷載的1.46倍，TS2一級(jí)變幅加載與運(yùn)營(yíng)階段疲勞設(shè)計(jì)荷載一致，二、三級(jí)變幅加載分別為運(yùn)營(yíng)荷載的1.38 倍和1.73倍；試件TS3和TS4三級(jí)變幅加載中，加載幅值分別為試件TS2 的0.8 倍和0.6 倍。試件TS1～TS4應(yīng)力比均為0.25。

表1 疲勞試驗(yàn)加載方案Table 1 Loading scheme of fatigue test

2.3 測(cè)點(diǎn)布置

為測(cè)試主要疲勞敏感位置的應(yīng)力分布情況，試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)主要沿傳力豎板N0 和錨壓板N1 的焊縫方向，焊縫兩側(cè)距離焊趾間距8 mm 的位置布置，以及焊接背面對(duì)應(yīng)位置對(duì)稱布置，P1，P2，P3 和P4位置的主要應(yīng)變片布置如圖7所示。

3 初始應(yīng)力狀態(tài)

在初始狀態(tài)下施加靜力荷載，可以得到傳力豎板和錨壓板的受力狀態(tài)。本文以試件TS1和TS2的應(yīng)力分布為例進(jìn)行說(shuō)明。

3.1 傳力豎板受力狀態(tài)

傳力豎板N0 中與錨壓板N1 連接位置，即P1和P2處應(yīng)力分布如圖8所示。從圖8(a)可知：基本結(jié)構(gòu)在傳力豎板的P1 位置，數(shù)值模擬值與試驗(yàn)測(cè)試值吻合度較高，在傳力豎板中與錨壓板連接焊縫端部的測(cè)試值較模擬值略大，應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯?；窘Y(jié)構(gòu)(FE-model)和原結(jié)構(gòu)(FE-original)模擬值對(duì)比得出，傳力豎板的傾角調(diào)整為90°后，P1位置處的應(yīng)力均有所增加，應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，應(yīng)力集中特征反映更為明顯?；窘Y(jié)構(gòu)在傳力豎板P2 位置的測(cè)試值與模擬值如圖8(b)所示，測(cè)試值的分布趨勢(shì)與計(jì)算值吻合度較高。對(duì)比基本結(jié)構(gòu)和原結(jié)構(gòu)模擬值可以看出，兩者的分布趨勢(shì)基本一致，吻合度較高。

圖7 試件主要應(yīng)變片布置圖Fig.7 Mean measuring points of test specimen

圖8 試件傳力豎板應(yīng)力分布圖Fig.8 Stress distribution in vertical plates for transferring

3.2 錨壓板應(yīng)力分布

錨壓板中P3 和P4 處應(yīng)力分布如圖9所示。在P3位置處，圖9(a)中顯示基本結(jié)構(gòu)的測(cè)點(diǎn)值與有限元模擬值基本吻合；基本結(jié)構(gòu)較原結(jié)構(gòu)應(yīng)力更為平穩(wěn)，分布趨勢(shì)基本一致。

在P4 位置處，圖9(b)中顯示基本結(jié)構(gòu)的錨壓板底部中間點(diǎn)測(cè)點(diǎn)值較有限元模擬值偏小；基本結(jié)構(gòu)中由于忽略了輔助板件的影響，錨壓板底部模擬值均大于原結(jié)構(gòu)應(yīng)力，但明顯小于P1和P2處的最大應(yīng)力，并非結(jié)構(gòu)的最不利位置。

綜上所述，對(duì)于基本結(jié)構(gòu)和原結(jié)構(gòu)的模擬值，兩者在P1～P4處的應(yīng)力分布趨勢(shì)和受力特征基本一致，且基本結(jié)構(gòu)中的應(yīng)力集中特征表現(xiàn)更為明顯，可以用于不同傳力豎板傾角(20°～90°)的索梁錨固結(jié)構(gòu)的疲勞性能研究。其中最大應(yīng)力區(qū)域?yàn)閭髁ωQ板N0 中與錨壓板N1 連接端部的P1 區(qū)域，以及兩者連接焊縫P2 區(qū)域的近受拉端部位置。對(duì)于基本結(jié)構(gòu)的測(cè)點(diǎn)值與有限元模擬值，兩者的分布趨勢(shì)基本一致，在傳力豎板中與錨壓板連接焊縫端部的測(cè)試值較模擬值略大，應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯。

4 疲勞壽命分析

試驗(yàn)中TS1累積加載至200萬(wàn)次未觀測(cè)到表觀裂紋，停止加載結(jié)束試驗(yàn)。試件TS2～TS4 在循環(huán)荷載下，觀測(cè)到2類位置出現(xiàn)裂紋，一類是在傳力豎板上與錨壓板連接端部位置，裂紋沿垂直于錨壓板方向擴(kuò)展，并沿板厚方向發(fā)生開(kāi)裂，導(dǎo)致試件失效，該處位于P1 測(cè)點(diǎn)附近，承受拉應(yīng)力，稱為P1 類裂紋(張開(kāi)型)，此類裂紋在開(kāi)展過(guò)程中，逐漸從張開(kāi)型裂紋過(guò)渡為張開(kāi)-滑開(kāi)型裂紋；另一類是在錨壓板與錨板端部連接位置，裂紋沿與錨板成30°～60°方向擴(kuò)展，稱為P3 類裂紋(滑開(kāi)型[24-25])，如圖10所示。

試件TS2～TS4 首次觀測(cè)到裂紋的循環(huán)次數(shù)和對(duì)應(yīng)類型如表2所示。

對(duì)于P1 類細(xì)節(jié)，依次參考各國(guó)規(guī)范中相似細(xì)節(jié)對(duì)應(yīng)的S-N曲線方程，不考慮寬高比的影響，依次求得試件TS1～TS4 等效名義應(yīng)力幅(式(1))對(duì)應(yīng)的疲勞壽命，如表3所示。

從表3可知：試件TS1～TS2的錨壓板寬高比為1.05，試驗(yàn)測(cè)試的疲勞壽命大于文獻(xiàn)[11]中試驗(yàn)回歸直角邊細(xì)節(jié)、曲線邊細(xì)節(jié)、中國(guó)規(guī)范XIII 類細(xì)節(jié)[12]和美國(guó)AASHTO 規(guī)范[14]E＇類細(xì)節(jié)的S-N曲線得到的疲勞壽命計(jì)算值。試件TS3的錨壓板寬高比為1.33，試驗(yàn)測(cè)試的疲勞壽命大于美國(guó)AASHTO規(guī)范E＇類細(xì)節(jié)的S-N曲線得到的疲勞壽命計(jì)算值，與文獻(xiàn)[11]中試驗(yàn)回歸曲線邊細(xì)節(jié)和中國(guó)規(guī)范XIII類細(xì)節(jié)[12]得到的疲勞壽命計(jì)算值接近。試件TS4的錨壓板寬高比為1.82，超出中國(guó)規(guī)范XIII類細(xì)節(jié)中對(duì)寬高比的建議取值范圍(B1/H1＜1.65)，且試驗(yàn)測(cè)試的疲勞壽命小于表3中各類S-N曲線對(duì)應(yīng)的疲勞壽命計(jì)算值。

綜上所述，建議選用中國(guó)規(guī)范XIII類細(xì)節(jié)[12]和美國(guó)AASHTO規(guī)范[14]E＇類細(xì)節(jié)的S-N曲線對(duì)P1細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞分析，同時(shí)須在疲勞名義應(yīng)力幅值計(jì)算中考慮索梁錨固結(jié)構(gòu)錨壓板寬高比的影響。結(jié)合本文試驗(yàn)數(shù)據(jù)，引入?yún)?shù)χ修正如下：

圖9 試件錨壓板應(yīng)力分布圖Fig.9 Stress distribution in anchorage plate

圖10 疲勞裂紋位置Fig.10 Locations of fatigue cracks

當(dāng)錨壓板寬高比B1/H1≥1 時(shí)，當(dāng)B1/H1＜1，χ=1。

采用修正后的疲勞名義應(yīng)力幅值，試件TS2～TS4 在中國(guó)規(guī)范XIII 類細(xì)節(jié)對(duì)應(yīng)下的疲勞壽命計(jì)算值分別為144，159 和207 萬(wàn)次；美國(guó)AASHTO 規(guī)范[14]E＇類細(xì)節(jié)對(duì)應(yīng)下的疲勞壽命計(jì)算值分別為101，112 和145 萬(wàn)次，均小于本文試驗(yàn)測(cè)試中疲勞裂紋出現(xiàn)的壽命。

對(duì)于P3 類細(xì)節(jié)，采用歐洲規(guī)范Eurocode3[16]和中國(guó)規(guī)范[12]中剪切細(xì)節(jié)τ-N曲線，疲勞壽命計(jì)算值如表4所示。試件TS2～TS4 中P3 類細(xì)節(jié)，試驗(yàn)測(cè)試的疲勞壽命均大于歐洲規(guī)范Eurocode3 中80 級(jí)的疲勞壽命計(jì)算值，小于100 級(jí)的疲勞壽命計(jì)算值。建議采用歐洲規(guī)范Eurocode3中80級(jí)細(xì)節(jié)的τ-N曲線對(duì)P3細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞分析。

5 結(jié)論

1)索錨結(jié)構(gòu)試驗(yàn)中的基本模型與原結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布基本一致，基本結(jié)構(gòu)中的應(yīng)力集中特征表現(xiàn)更為明顯，可以用于不同傳力豎板傾角(20°～90°)的索梁錨固結(jié)構(gòu)的疲勞性能研究。基本結(jié)構(gòu)的測(cè)點(diǎn)值與有限元模擬值的分布趨勢(shì)基本一致，在傳力豎板中與錨壓板連接焊縫端部的測(cè)試值較模擬值略微偏大，應(yīng)力集中現(xiàn)象突出。

2)疲勞試驗(yàn)中出現(xiàn)共有2類位置出現(xiàn)裂紋，錨壓板與錨板連接端部出現(xiàn)滑開(kāi)型裂紋，并沿與錨板成30°～60°的方向擴(kuò)展；傳力豎板與錨壓板焊縫端部出現(xiàn)了在焊趾處萌生并沿垂直于錨壓板方向和豎板厚度方向擴(kuò)展的張開(kāi)型裂紋，傳力豎板的開(kāi)裂導(dǎo)致試件完全破壞。

表2 試件裂紋初次觀測(cè)對(duì)應(yīng)循環(huán)次數(shù)Table 2 Loading cycles of fatigue cracks appeared 萬(wàn)次

表3 TS1～TS4疲勞壽命計(jì)算值Table 3 Fatigue life calculation values of TS1-TS4

表4 TS1～TS4疲勞壽命計(jì)算值Table 4 Fatigue life calculation values of TS1～TS4

3)以觀測(cè)到裂紋為疲勞失效判據(jù)，軸拉細(xì)節(jié)建議采用我國(guó)鐵路橋涵規(guī)范中XIII 類細(xì)節(jié)或美國(guó)AASHTO 規(guī)范E＇類細(xì)節(jié)等級(jí)進(jìn)行分析，且須在名義應(yīng)力幅值計(jì)算中計(jì)入錨壓板寬高比的影響；剪壓細(xì)節(jié)建議采用歐洲規(guī)范中80 類細(xì)節(jié)等級(jí)進(jìn)行分析。