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

（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、抗扭、比強度高等優點［1-4］，廣泛應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用極少［2］。正交異性橋面板焊縫處存在較高的殘余應力及較大的應力集中，由此導致的疲勞開裂等問題在國內外屢見不鮮［3-4，8-10］。國內外學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］通過足尺模型動態靜態實驗對Bronx-Whitestone懸索橋正交異性鋼橋面板疲勞行為和疲勞抗力進行了相關研究。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行了極限承載力試驗，并考慮了板件局部穩定、初始缺陷和殘余應力等的影響。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用極少，但正交異性橋面結構已經應用于大跨度鐵路桁架梁、桁架拱橋等結構，并開展了相關正交異性橋面結構的疲勞試驗研究［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線甬江特大橋為國內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構的傳力與受力更為復雜，與傳統的公路荷載下鋼箱梁正交異性橋面結構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，寧波鐵路樞紐北環線甬江特大橋主橋設計為主跨468 m的混合箱梁斜拉橋，邊跨及中跨兩側24.5 m采用預應力混凝土箱梁，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設置一道橫隔板，梁頂設有2%的橫坡，頂板、底板設置閉口加勁肋，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，初始設計為U形加勁肋，橫隔板設置蘋果形切口，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，還優化設計了V形加勁肋對比方案，V肋過橫隔板處設置圓形切口。兩種方案見圖2。正交異性鋼橋面結構頂面設MMA防水層及防滑層，并在其上直接鋪設道砟橋面。

圖2 加勁肋形式及切口形式構造圖(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構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，系統計算分析橋梁各類構件最不利受力狀況。在鐵路鋼箱梁正交異性橋面細部受力分析中，選取全橋桿系模型分析結果中受力最不利的4個鋼箱梁節段，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，重點考察部位的單元網格尺寸不大于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點自由度耦合來實現，計算中道砟彈性模量根據試驗結果采用120 MPa。四節段板殼有限元模型，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邊界力并進行細部受力分析。

圖3 四節段有限元模型圖(半幅箱梁)

2.2 第一、二、三體系影響分析

為考察第一、二、三體系力對考察點應力水平與應力幅的影響情況，尤其是對控制疲勞開裂的主拉應力的影響情況，分別在四節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力分布狀況。根據計算結果以及正交異性橋面傳統的疲勞敏感區域，重點關注鋼箱梁頂板、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，選取的應力考察點中，受力較為不利的主要是腹板內側相鄰加勁肋及與之相連的橫隔板局部區域，相應的應力考察點位置見圖4。

圖4 應力考察點布置圖

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力考察點在考慮不同體系組合力下的應力結果，見表1。其中“主拉應力角度”為主拉應力與水平線的夾角，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的應力

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

在確定疲勞荷載時，第一體系中恒載應力不影響考察點的應力幅，僅影響應力循環的上下限；第一體系中的活載效應在一列車整體通過一次，考察點產生一次應力循環；而在第二三體系受力中，列車各車輛的每一車廂經過即發生一次應力循環，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計

3.1 模型方案比選

正交異性鋼橋面等鋼結構疲勞試驗模型通常采用1∶1的足尺模型，在考察疲勞結構構造受力特性的同時也考察施工焊接工藝、鋼材母材性能等。限于疲勞試驗設備、場地等條件，疲勞試驗模型在保證核心試驗構件部分與原結構相同之外，還通過支撐、傳力等輔助構件組成獨立的結構體。疲勞試驗模型的核心試驗構件的受力、傳力應與原結構盡可能相同，應力水平與分布規律誤差控制在一定范圍內。

為優化鐵路鋼箱梁正交異性橋面疲勞試驗模型的等效性，并考慮實驗室內的試驗條件，截取原橋結構鋼箱梁頂板、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并構造輔助支撐板件，考慮不同的加載模式等條件，先后優化改進了五種模型方案，并進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域應力分布與應力量值的等效性，分析各方案的優劣。最終優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、兩側豎板為主支撐，并結合加勁肋、著地板等組成的模型結構。兩個橫隔板上都設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。模型質量減至8.12 t，見圖5。模型結構頂面設MMA防水層及防滑層，并在其上直接鋪設道砟，同實橋橋面相同。

圖5 試驗模型設計圖(單位：mm)

3.2 模型應力等效分析

進行疲勞驗證模型試驗的前提是模型受力與實際結構等效，等效性越好試驗模型就越能夠反映出原結構的疲勞受力特征。在模型等效性分析中，主要考察原橋正交異性橋面結構疲勞敏感區域應力水平及其分布規律的等效性。原橋在進行應力計算時，選擇中-活載前5個集中力進行實橋加載，對每根鐵軌各加一半軸重荷載，按考察的橫隔板對稱加載，使得橫隔板各處應力達到最大。另外計算得出試驗模型各考察點的應力，以考查試驗模型的等效情況。模型中道砟的模擬按照實際加載試驗結果，彈性模量均取為120 MPa。表2列出了加載模型與實橋結構各點等效情況，各考察點的應力誤差介于－1.14～4.14 MPa，試驗模型與原橋模型受力情況等效相對較好，由于考察點的應力相對較小而顯得相對誤差稍大。

表2 加載模型與實橋結構各點應力等效情況

3.3 疲勞試驗模型應力測點布置

鐵路鋼箱梁正交異性橋面疲勞模型試驗中，重點考察的疲勞敏感點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力水平及應力分布規律，在模型上布置了應變片及應變花，共計415個應變測點，9個撓度測點。其中U肋、橫隔板構件一側的應力測點布置見圖6、圖7。

圖6 加勁肋腹板應變測點布置圖

圖7 橫隔板應變測點布置圖

4 疲勞加載荷載等效

4.1 加載荷載幅及加載次數

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是試驗的關鍵參數之一。根據Miner損傷度理論，確定疲勞加載荷載幅與加載次數的常用方法是首先得出考察點的應力影響線，用標準疲勞車進行影響線加載，得出考察點應力的時程曲線，由時程曲線得出標準疲勞車通過時的應力幅與相應的循環次數，根據設計基準期內標準疲勞車的運量，得出總的應力幅與總的循環次數，由Miner損傷度理論折算成相應次數的常幅應力循環。

目前，我國鐵路橋梁規范中沒有關于疲勞計算的標準疲勞車及相應的運量，保守考慮，計算采用軸重較大的C64貨車，年運量按設計的2 700萬t計算。

在疲勞荷載的等效分析中，以各疲勞敏感點為對象，計算各考察點的主應力影響線，結果表明主應力影響線長度基本相同，為10 m左右，應力縱向影響范圍為橫隔板每側不超過2個節段。且荷載位于橫隔板位置時，各點應力均達最大。每節C64車廂經過1次時，各點發生一次主應力循環，且由于各軸之間影響有重疊，每次循環谷值并不為0。按每年2 700萬交通量計算，橋梁運營100年，最不利的總循環次數為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，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次數。當將疲勞循環次數降低為400萬次時，各考察點的峰值應力為1.36～1.47倍中-活載產生的應力，谷值應力為0.3～0.15倍中-活載產生的應力，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，疲勞循環次數略小于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，荷載循環次數為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，進行疲勞破壞試驗。

表3 各考察點應力幅轉化情況

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。試驗模型安裝于實驗室內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 試驗模型加載示意圖(單位：mm)

圖9 模型現場加載圖

在疲勞試驗正式加載之前，先對模型進行預加載，以0.5～2.5 Hz不同的加載頻率各試加載數分鐘，以選取合適的疲勞加載頻率并測試試驗數據采集等設備是否正常工作。完成預加載后進行首次靜載試驗，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2次，記錄實測應力、變形等數據。之后，進行正式疲勞試驗，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 試驗結果與分析

5.1 疲勞試驗應力結果分析

正交異性橋面板模型在疲勞加載試驗中，多次進行分級靜載加載試驗，考察各構件的受力與變化情況。在試驗初期，實測應力結果與理論結果有一定差異，檢查發現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，之后模型實測應力情況有一定改善。試驗中，模型結構疲勞敏感區域的部分測點的實測應力見表4及圖10。試驗實測應力結果表明，絕大部分應力測點在0～400萬次疲勞過程中應力量值基本不變，其疲勞性能良好。2039測點對應的外側U肋和橫隔板連接部位在150萬次疲勞后發生應力偏離理論值變化趨勢并隨疲勞次數增加而增大，表明該處在150萬次疲勞時發生內部裂紋并導致應力重分布，并隨疲勞循環次數增加及疲勞裂紋擴展而應力重分布加大。

表4 靜載下應力數據處理結果MPa

圖10 測點應力隨疲勞次數變化曲線

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據結果表明，應力考察點應力水平基本同理論計算值相近。除外側U肋在橫隔板處的應力測點外，其余測點隨著疲勞試驗次數的增加，模型數據整體波動情況不大，均保持較為平穩的應力狀態，證明試驗模型在560萬次疲勞荷載作用期間內仍然處于彈性工作狀態。除U肋外的其余構件均具有良好的疲勞性能，疲勞使用壽命遠超過設計的100年。

在試驗過程中，外側U肋和橫隔板連接部位附近母材的測點存在顯著的應力變化，對應的應變花測點（水平、豎向、45°3個測點）應力變化圖表明，在疲勞循環進行到150萬次的時候，豎向測點應力值下降，而其余兩個測點的應力值上升，并隨著疲勞次數的增加不斷發展。在250萬疲勞后，在該測點附近的橫隔板焊縫正下方焊趾U肋母材處發現其表面產生肉眼可見疲勞裂縫，裂縫呈現水平分布。裂縫產生后，該測點的應力重分布進一步發展，豎向測點的應力持續下降，而其余兩應變片處的應力隨疲勞次數增加而持續變化，表明裂縫隨疲勞次數增加而不斷擴展。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節之一。根據外側U肋橫隔板處3個測點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果分析可知：鐵路鋼箱梁正交異性橋面總體結構疲勞性能良好，但U形加勁肋腹板與橫隔板連接焊縫構造的局部安全儲備較低，在100年的設計使用期內容易產生疲勞開裂。V形加勁肋及其余構件等在試驗過程中沒有產生可見裂縫，工作性能良好。V形加勁肋比U形加勁肋表現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的頂板上予以實用。

6 結論

通過對鐵路鋼箱梁正交異性橋面結構的詳細仿真分析與疲勞模型試驗研究工作，得到如下結論：

（1）列車作用于鐵路鋼箱梁正交異性橋面時，主拉應力最大為24.38 MPa，主壓應力最大為－54.47 MPa，其第二三體系下的效應占主導地位，第一體系下活載效應對疲勞敏感點的影響相對較小，列車輪軸作用正交異性橋面表現為每節車廂循環一次的典型高周低幅疲勞荷載。

（2）以應力等效為原則，通過5個方案優化比選設計了2U肋＋2V肋對比試驗模型結構，設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車輛進行加載計算，按100年設計壽命單線年設計運量2 700萬t考慮，計算分析出原橋最高循環次數為29 347 826次，通過Miner損傷度等效原理轉化為400萬次，等效荷載幅為578.34 k N。

（4）疲勞試驗全過程數據結果表明，應力考察點應力水平基本同理論計算值相近。大部分測點隨著疲勞試驗次數增加至560萬次全過程應力均保持較為平穩的彈性受力狀態，正交異性橋面結構總體結構疲勞性能良好。

（5）在試驗過程中，U肋與橫隔板連接部位附近母材的測點在循環進行到150萬次時發生顯著應力重分布，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，疲勞中未發生開裂，其疲勞性能優于U肋，并在實橋的道砟槽范圍內頂板U肋改為V肋。

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