劉家峽大橋疲勞性能研究

楊志雄

(甘肅省交通規劃勘察設計院有限責任公司，甘肅蘭州 730030)

0 引言

隨著橋梁跨度的不斷增大和鋼結構技術的日趨成熟,在斜拉橋、懸索橋等大跨橋梁的纜索系統、加勁梁及橋面板等設計中采用鋼構件幾乎成為首選，而這些構件常處于典型的空間復雜受力狀態，在車輛荷載的長期反復作用下，容易發生以脆性破壞為特征的疲勞破壞[1-3]，橋梁有可能在未達到設計承載能力之前，即發生坍塌。我國關于橋梁結構疲勞性能的研究較晚，現行的《公路橋涵鋼結構及木結構設計規范》（JTJ 025-86）中雖有“凡承受動應力的結構構件或連接件，應進行疲勞驗算”的規定，但其實效性尚需大量工程實踐檢驗。因此，結合國內外相關設計規范和我國的橋梁交通荷載調查統計數據，準確研究大跨度橋梁的疲勞承載力，是保證橋梁安全運營、延長使用壽命的最科學的手段，同時為制定適合我國國情的橋梁疲勞研究方法及疲勞車輛荷載模型積累經驗和基礎數據支持[4]。

1 大橋疲勞敏感部位及其破壞特點分析

1.1 工程概況

折達二級公路起點位于臨夏市折橋鎮，終點位于蘭州市達川鎮。劉家峽黃河大橋為折達二級公路重點工程，為跨越劉家峽水庫支溝而設，為北方地區單跨跨度最大的橋梁。劉家峽大橋采用單孔主跨536 m鋼桁式加勁梁、重力式錨碇懸索橋，橋梁汽車荷載等級為公路-I級，設計基本風速26.3 m/s，設計基準期為100 a，對應設計行車速度40 km/h。由于橋梁跨度較大，為改善行車條件，結合結構抗風需要，兩側各設1.5 m人行道，橋面采用凈寬11.0 m。西岸索塔距岸坡前緣水邊線的水平距離88.5 m，東岸索塔距岸坡前緣水邊線的水平距離87.3 m，巖體現狀穩定。圖1為劉家峽大橋總體布置。

1.2 疲勞破壞典型細節及破壞特點分析

（1）劉家峽大橋鋼桁加勁梁由主桁架、橫聯、平聯和正交異性橋面板組成，鋼桁加勁梁橫聯與主桁架上弦桿之間的連接采用新型焊接的整體節點連接方案，該整體節點直接承受橋面荷載及車輛沖擊作用，活載比重較大，且處于多向應力狀態，應力場復雜，焊縫形式多、焊接量大，車輛荷載引起的疲勞問題突出。

（2）劉家峽大橋正交異性橋面板為全焊結構，形式多樣，構造復雜。由于主梁重力剛度較低且活載比例高，橋面板直接承受車輛輪荷載的反復作用，應力影響線長，應力循環次數多，再加上焊接殘余應力等因素的影響，橋面板容易產生疲勞損傷。正交異性鋼板所產生的疲勞裂紋主要沿著最大主拉應力的垂直方向擴展[1]，早期大部分過程裂紋的擴展速度較慢，而后期裂紋增長速度較快，所以不容易被發現，這也在一定程度上提高了正交異性板疲勞損傷對結構安全性的影響系數。

（3）劉家峽大橋的短吊桿受力非常復雜。短吊桿本身的線剛度較長吊桿大，因此要承擔更大的活載及制動力，同時由于在溫度、制動力等水平荷載作用下，反復發生順橋向的水平位移，上下兩個錨點偏離鉛垂線，形成很大的折角，錨點附近索段反復彎曲，容易發生疲勞破壞。此外，大量的研究實踐表明，短吊桿比長吊桿的固有頻率高，在同樣荷載作用下，短吊桿比長吊桿受動荷載沖擊的影響要大得多，有時甚至是2倍以上，因此也導致構件應力幅增大，對疲勞性能產生不利影響。

圖1 劉家峽大橋總體布置（單位：m）

2 大橋疲勞車輛荷載模型及荷載譜制定

國內對疲勞車輛荷載模型的研究相對滯后于歐美國家，且國內對這方面的研究資料也不多，而英美等國是世界上較早開始對橋梁疲勞荷載譜進行深入研究的國家之一。劉家峽大橋通過考慮設計交通量、車型比例等與該橋相關的影響因素，按等效疲勞損傷原理和等效軸重公式計算分析的結果顯示，該橋的等效疲勞車輛的總重為320 kN。鑒于此，最終確定劉家峽大橋疲勞車輛荷載模型依據英國規范BS5400和美國規范AASHTO進行取值，模型分別為一輛總重為320 kN的四軸疲勞車模型（BS5400）和一輛車貨總重為325 kN的三軸疲勞車模型（AASHTO1990），分別如圖2、圖3所示。

圖2 BS5400疲勞車模型（單位：mm）

圖3 AASHTO疲勞車模型（AASHTO1990）

3 大橋疲勞安全性評估

3.1 有限元模型建立

劉家峽大橋有限元計算模型的主要桿件厚度和尺寸均按原設計取用，邊界支撐條件根據圣維南原理確定[8]，采用MIDAS Civil軟件建立了全橋的有限元結構分析模型。橋塔和鋼桁加勁梁桿件采用空間梁單元模擬，主纜和吊索采用索單元模擬，主纜錨固點和塔底固結，主纜散索鞍處僅約束徑向自由度，鋼桁加勁梁按單跨簡支體系考慮，其端部僅約束豎向和橫橋向自由度，縱向位移和轉動均不約束，模型計算中考慮了P-△效應和幾何非線性效應。全橋有限元模型共采用1 265個梁單元和120個索單元，1 180個節點。建立的全橋有限元模型如圖4所示。

圖4 劉家峽大橋全橋有限元模型

3.2 主纜、吊索疲勞驗算

單根主纜由44根預制平行鋼絲索股組成，每根索股由127根直徑5.20 mm、極限抗拉強度不小于1 670 MPa的鍍鋅高強鋼絲組成，索股錨頭采用熱鑄錨，錨板為45鍛鋼，主纜索股和吊索錨杯的材料為ZG20SiMn。吊索采用標準強度不小于1 670 MPa的高強鍍鋅平行鋼絲，外包雙層PE進行防護，每根索股由73根φ5.0 mm的平行鋼絲組成。參照美國PⅡ1986介紹的完肋曲線進行疲勞檢算，平行鋼絲索股在循環次數大于3×106次時，容許應力幅值為115 MPa，本階疲勞檢算荷載效應采用可變荷載的頻遇值進行組合。主纜、吊索的疲勞檢算結果見表1所示。

表1 主纜、吊索疲勞應力幅檢算表

由表1可見，主纜最大應力幅為81.2 MPa，吊索最大應力幅為111.7 MPa，均小于容許應力幅值115 MPa，表明主纜、吊索滿足抗疲勞性能要求，且其疲勞應力幅具有一定安全儲備。

3.3 桁式加勁梁疲勞驗算

劉家峽大橋的鋼桁加勁梁通過吊索與主纜相連，吊索標準間距為8 m，吊索錨固于主桁架上弦桿的節點錨箱上，鋼桁架含主桁架、主橫桁架、次橫桁架及上、下平聯三大部分。主、次橫桁架均為桁架式結構，每對吊桿位置設一道主橫桁架，支撐橋面板支座，兩道主橫桁架之間布置一道次橫桁架，主、次橫桁架計算跨徑為15.6 m，高4.0 m。鋼桁加勁梁主體結構采用Q345D鋼材，主桁弦桿、橫梁弦桿及上下平聯均采用箱形型鋼，主桁腹桿、橫梁腹桿均采用H型型鋼。根據《公路橋涵鋼結構及木結構設計規范》（JTJ 025-86）進行鋼桁加勁梁弦桿疲勞檢算，疲勞檢算荷載效應采用可變荷載的頻遇值進行組合。桁式加勁梁的主桁、橫梁及平聯的疲勞檢算結果如表2所示。

表2 桁式加勁梁疲勞應力檢算表

由表2可見，桁式加勁梁主桁起疲勞破壞控制作用的腹桿拉應力最大值為79.0 MPa，較其容許值139.9 MPa有39.07%的安全儲備；橫梁疲勞破壞起控制作用的腹桿拉應力最大值為107.2 MPa，較其容許值189.5 MPa有43.43%的安全儲備；平聯桿件起疲勞破壞控制作用的最大壓應力為101.5 MPa，較其容許應力值176.6 MPa有42.53%的安全儲備。以上數據表明桁式加勁梁滿足抗疲勞性能要求，且有較大安全儲備。

3.4 正交異性橋面板疲勞驗算

劉家峽大橋的正交異性鋼橋面板計算跨度為8 m，由橋面板、縱梁和橫隔梁組成。橋面板的面板厚16 mm，下設“U”形縱向加勁肋，“U”形縱向加勁肋間距600 mm，高280 mm，板厚為8 mm。全橋設5道縱梁，對稱布置，縱梁高700～842.5 mm。在主橫桁架對應位置設置主橫隔梁，梁高600 mm，每兩道主橫隔梁間布設兩道次橫隔梁，梁高500 mm。正交異性鋼橋面板采用鋼支座支承在主桁架弦桿上，橋面板不參與主桁架整體受力，全橋橋面板平均劃分為三段。參照《公路橋涵鋼結構及木結構設計規范》（JTJ 025-86）和《美國公路橋梁設計規范》進行疲勞檢算，疲勞檢算荷載效應采用可變荷載的頻遇值進行組合。正交異性橋面板的縱梁、主橫梁及次橫梁的疲勞檢算結果如表3所示。

表3 縱梁疲勞應力幅檢算表

由表3可見，正交異型鋼橋面板的縱梁最大應力幅為71.6 MPa，小于其容許應力幅124.6 MPa；橫梁最大應力幅為69.3 MPa，小于其容許應力幅71.1 MPa。以上數據表明正交異型鋼橋面板的縱梁和橫梁均滿足抗疲勞性能要求，且其疲勞應力幅具有一定安全儲備。

4 結論

結合劉家峽大橋的設計尺寸和材料，依據國內外鋼結構疲勞相關的設計規范，通過計算確定合理的車輛疲勞荷載模型，運用有限元方法對該橋的纜索系統、桁式加勁梁及正交異性橋面板進行了計算分析，并得到如下結論。

（1）按等效疲勞損傷原理和等效軸重公式計算分析顯示，該橋的等效疲勞車輛的總重為320 kN，其疲勞荷載模型分別采用一輛320 kN的四軸疲勞車模型（BS5400）和一輛車貨總重為325 kN的三軸疲勞車模型（AASHTO1990）。

（2）該橋纜索系統疲勞破壞由吊桿應力幅控制，其最大應力幅值為111.7 MPa，較纜索系統容許應力幅值115 MPa約有2.87%的安全儲備。

（3）該橋鋼桁加勁梁疲勞破壞由橫梁腹桿拉應力控制，其最大拉應力為107.2 MPa，遠小于橫梁腹桿容許拉應力189.5 MPa，且約有43.43%的安全儲備。

（4）該橋正交異型鋼橋面板疲勞破壞由次橫梁應力幅控制，其最大應力幅為69.3 MPa，較正交異型鋼橋面板容許應力幅值71.1 MPa約有2.53%的安全儲備。

[1]陳紹蕃.鋼結構設計原理[M].北京：科學出版社，2005.

[2]陳驥.鋼結構穩定理論與設計[M].北京：科學出版社，2014.

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