大跨度鋼桁拱橋節點疲勞性能試驗研究

周志祥,向 紅,徐 勇

(重慶交通大學 土木建筑學院,重慶400074)

重慶朝天門長江大橋為公軌兩用城市橋梁,主橋采用跨徑布置為190m+552m+190m的中承式鋼桁連續系桿拱橋(圖1)。橋面采用雙層布置,上層為雙向6車道和兩側人行道,橋面總寬36.5m;下層中間為雙線城市軌道交通,兩側各預留1個汽車車行道。下層橋面軌道橫梁跨度達29m,通過連接角鋼用高強螺栓與下弦節點的節點板相連。下弦節點直接承受公路荷載與輕軌荷載的雙重作用,導致軌道縱梁與橫梁連接部位的應力幅大,對于大跨度鋼桁梁橋,節點疲勞破壞是其最主要的破壞形式[1-4]。目前常規鋼橋節點的設計規范顯得過于簡單,并不適合大型復雜受力節點的靜力承載能力分析,而關于大型節點的疲勞承載能力分析,設計規范更沒有規定。由于重慶朝天門長江大橋軌道橫梁與主桁連接在國內外大跨度鋼橋中未曾有類似設計及試驗,目前的疲勞研究還不夠深入,系統的試驗資料也較少,一些結構的疲勞性能理論分析只能作為參考,因此,節點連接部位的可靠性除了理論分析外,有必要對該種類型節點連接進行疲勞試驗。

20世紀30-40年代,用小型的拉壓試件,在能力為0～1 000 kN或±500 kN試驗機上進行疲勞試驗。試驗的背景:一是焊接開始用于橋梁;二是發現鉚接橋在多年使用后有疲勞開裂狀況。美國從1967年開始進行大規模鋼結構疲勞試驗研究,提出了根據應力幅 Δσ和結構構造細節來確定疲勞壽命N的方法,該方法于1977年已為AASHTO公路橋梁設計規范[5]和AREA鐵路橋梁鋼結構規范所采用;日本鋼結構協會疲勞設計指南[6]、英國BS5400[7]、歐洲鋼結構規范[8]和西德橋規DN804也先后采用這些試驗研究成果,該方法將不同的焊接接頭型式,按疲勞強度相似情況分為 A、B、C、D、E、F 6個等級,分別給出了其容許應力幅[σ]與循環次數之間關系的容許應力曲線。由于材料、工藝、連接形式和構造細節的不同,上述國外研究成果與規范條文并不能照搬到中國大跨度鋼橋節點高強螺栓連接的疲勞設計中,故只能提供參考。該文對照常規規范,根據朝天門大橋的交通量得出節點試驗模型的試驗荷載。采用空間有限元對全橋進行分析從而確定出全橋受力最不利的節點并完成從實橋節點到節點模型的轉換,采用美國MTS公司的全自動液壓伺服作動器進行200萬次正常設計疲勞荷載試驗,最后繼續提荷載等級分逐級加載直到節點模型疲勞破壞。

圖1 重慶朝天門長江大橋

試驗提供的研究結果,一方面,通過對朝天門長江大橋這類高強螺栓連接節點的構造設計安全性和合理性的驗證,從而對設計提出優化性建議,保證該類結構經濟性和可靠性的實現;另一方面,可以為推動該類節點構造在大跨度鋼橋中的應用,并為該類橋梁的設計及監測提供數據及參考意見。

1 疲勞試驗荷載的確定

鋼橋疲勞屬于變幅、低應力、高循環、長壽命的疲勞范疇。但是,依照目前的實驗設備、技術水平和試驗研究周期要求,通常只能進行常幅疲勞試驗,所以必須建立變幅疲勞強度和常幅疲勞強度(等效應力幅 Δσ0)之間的聯系。所謂“等效應力幅 Δσ0”的概念是 :對于變幅應力循環 Δσi、ni(i=1、2、3……)的重復荷載作用,可以運用Miner[9-13]線性積傷律得到一個損傷度相同的常幅循環應力幅Δσ0,其循環次數為則稱 Δσ0為“等效應力幅”。

構造細部的常幅疲勞曲線方程為:

由此可得該構造細部在 Δσi、ni(i=1 、2、3……)重復荷載作用下的損傷度為:

由式(1)可得該構造細部在“等效常幅 Δσ0”應力循環作用下的疲勞破壞次數N0為:

令:Db=D 0,則有:

于是等效應力幅為:

將朝天門大橋的營運荷載用標準疲勞車來代表,標準疲勞車出現的次數也根據與實際營運荷載等效的原則來確定。依據疲勞損傷累積理論的Miner線性積傷律,把標準疲勞車計算的內力幅值等效成200萬次循環荷載的內力幅值,表1是根據英美規范計算的結果。

表1 根據規范計算的彎矩幅和剪力幅

從表中可以得出:節點連接處的等效彎矩幅應為:536.036 kN?M、等效剪力幅應為:383.003 kN。

根據BS5400[7]規范對承受公路和鐵路荷載的兩用橋梁,為了得出總損傷度,應對2種損傷值的和再乘以一定的調整系數,以便把這2種荷載同時發生的概率考慮進去。根據實際情況調整系數一般不超過1.2,參考已有的研究成果[3-4],取調整系數為1.1。因此,對于重慶朝天門長江大橋,疲勞荷載循環200萬次時,原型試驗節點聯結處調整后的等效彎矩幅為 589.64 kN?M;等效剪力幅為 421.30 kN。最終確定疲勞試驗荷載上限為213.5 kN,下限為103.65 kN,加載點距跨中5.2m處。

2 試驗模型設計

為了解重慶朝天門大橋下層橋道的軌道橫梁與下弦節點連接處的抗疲勞性能,模型在設計時盡可能地考慮實橋結構的受力特性及連接處的材質與構造細節:

1)用模型與原型的幾何相似比為1∶2來模擬原型;

2)模型材質與實橋完全相同;

3)模型節點區域的構造細節與實橋一致;

4)模型與原型在考察重點區域受力性能一致;

5)模型的表面條件盡可能接近實橋結構。

通過滿足這些條件使模型結構的應力狀態、殘余應力分布、應力集中情況、表面條件等盡可能接近實橋結構。實橋到模型的簡化如圖2所示,試驗模型如圖3所示。

圖2 實橋節點到節點模型的簡化

圖3 節點試驗模型

3 試驗模型應變測點布置

應變的測量采用電測法。根據試驗模型的空間有限元計算分析結果選取有代表性的點進行應變測量,進而了解連接區域內的應力分布。下層橋道與下弦節點連接處受力復雜,因此在模型上該處3個區域全部布置3向45°應變花,通過監測其應變來測定模型的主應力、剪應力和Mises應力。在試驗中對該區域及附近范圍進行詳細測量,布置較多測點,而對下層橋道與下弦節點連接處的其他部位只布置少量測點。圖4所示為部分布置區域。

圖4 節點板與連接角鋼處應變片布置

4 試驗結果

疲勞試驗前首先進行預壓靜載試驗,預壓試驗重復3次,疲勞試驗過程中停機靜載試驗采用逐級加、卸載,每次靜載試驗重復3次,荷載分級為:

疲勞試驗過程中,為了監測各測點應力,每加載 1 萬 、2 萬 、5 萬 、10 萬 、20 萬 、40 萬 、60 萬 、80 萬 、100 萬 、120 萬 、140 萬 、160 萬 、180 萬 、200 萬次后停機進行靜載應變測量,以便通過測點應變變化,及早發現開裂或其它異常情況,應力變化情況如圖5和圖6所示。

圖5 節點板主拉應力實測值

圖6 B6-1測點主拉應力隨循環次數的變化曲線圖

縱梁與橫梁交叉節點模型測點最大主拉應力為28.3mPa,出現在橫梁上翼緣連接角鋼上。模型測點的最大Von.Mises應力為57.3mPa,出現在梁腹板下部1/3處。橫梁腹板與主桁節點連接角鋼上測點的Von.Mises應力在60mPa以內。測點主拉應力在每次靜載試驗時,呈線性變化,各次靜載試驗的主拉應力數值差別不大,未發現測點應變有明顯增大或減小現象。整個疲勞加載過程中未發現有異常現象。每次停機靜載試驗,檢查試件,未發現裂紋,未發現螺栓有松動。200萬次疲勞試驗后,對試件進行檢查,未發現裂紋,螺栓未發現有松動。

對試驗模型建立了有限元計算模型(圖7),計算結果見表2。從表1中可以看出,實測值與理論值的整體變化趨勢基本上是相同的,除個別測點外,大多數測點都和理論值比較接近。在213 kN荷載作用下,除去軌道橫梁加載截面附近外,模型測點的主拉應力理論計算最大值在30mPa左右,實測最大值在20mPa左右;Von.Mises應力理論計算最大值在55mPa左右,實測最大值在50mPa左右;通過理論分析和試驗結果的比較,本次試驗是成功的,試驗的數據基本上反應了試件的工作狀態,試驗數據是可靠的。

5 疲勞可靠性評價

5.1 疲勞試驗結果

從疲勞試驗過程中的靜載試驗應力來看,絕大多數測點的主拉應力在20mPa以內,少數幾個測點的主拉應力接近45mPa。實測拉應力遠低于各構件的疲勞容許應力。另外,整個疲勞加載過程中未發現有異常現象,200萬次疲勞試驗后,對試件進行檢查,未發現裂紋。下層橋道與下弦節點連接處的疲勞強度完全能夠滿足要求。

5.2 有限元計算結果

試驗模型的應力水平不高,在213 kN荷載作用下,除去軌道橫梁加載截面附近外,模型測點的主拉應力理論計算最大值在30mPa左右,Von.Mises應力理論計算最大值在55mPa左右 。從有限元計算結果來看,下層橋道與下弦節點連接處的疲勞強度完全能夠滿足要求。

圖7 試驗模型的有限元模型

表2 試驗模型的應力實測值和理論值對比

5.3 相關規范驗算結果

1)中國公路規范JTJ025-86[14]

ρ=0時,疲勞容許應力 [σn]=165mPa＞45mPa,滿足要求。

ρ=-1時,疲勞容許應力[σn]=103.13MPa＞45mPa,滿足要求。

2)鐵路鋼橋設計規范B10002.2-2005[15]

ρ=0.498,疲勞容許應力[σ0]=109.6MPa＞45mPa,滿足要求。

3)英國BS5400[7]

摩擦型高強螺栓連接的構造細節類型為C類,200萬次疲勞強度50%保證概率下為161.9mPa,97.7%保證概率下為123.86mPa(其疲勞方程式為:lg N+3.5lgσ=13.63),滿足要求。

4)美國AASHTO[5]

美國公路橋梁設計規范(AASH TO)中,細節分類B的常幅疲勞臨界值為110mPa＞45mPa,滿足要求。從以上分析可以看出,重慶朝天門長江大橋下層橋道與下弦節點連接處的疲勞強度滿足要求。

5)歐洲鋼結構設計規范[8]

歐洲鋼結構設計規范(EurocodE3 Part1.9)中,有關單邊高強螺栓連接(細節類型 90),200萬次97.7%保證率下的疲勞強度為90mPa＞24.1mPa,滿足要求。

6 節點模型疲勞破壞試驗

在完成與設計壽命期對應的200萬次疲勞循環加載試驗后,對節點試驗模型展開超長服役期內超負荷疲勞試驗研究。具體試驗破壞過程及現象描述見表3,圖8是疲勞破壞后的腹板和角鋼裂紋以及螺栓松動情況。

表3 節點從加載到疲勞破壞的過程描述

根據結構疲勞裂紋出現前,疲勞試驗實測應力幅及加載循環次數,可以對結構疲勞壽命進行估計。根據公式[16]:

得出計算結果表明,在設計疲勞荷載幅作用下,試驗模型中縱梁與橫梁交叉節點連接結構的使用壽命(出現裂紋前)是其設計壽命的4.4倍。若將疲勞荷載幅提高1.5倍,試驗模型中縱梁與橫梁交叉節點連接結構使用壽命是設計壽命1.3倍。當疲勞荷載幅提高到2倍以上后模型開始出現破壞。

圖8 疲勞破壞后的腹板和角鋼裂紋

7 結論

1)200萬次疲勞試驗加載過程中,測點主拉應力呈線性變化,各次靜載測試結果基本一致,節點處于彈性工作狀態。

2)測點的動應變幅隨循環次數變化不大,動應變波形曲線比較光滑,表明測點在疲勞加載過程中受力無異常。

3)200萬次疲勞試驗加載過程中未發現疲勞裂紋或螺栓松動等異常情況。

4)節點測區應力的理論值與實測值變化趨勢一致,理論值稍大于實測值,理論計算能夠把握節點實際工作狀態。

5)模型試驗和理論分析表明:M型節點連接構造在設計服役期內,在設計使用荷載作用下具有足夠的抗疲勞強度。節點的估計使用壽命明顯大于設計使用要求。

6)該節點疲勞破壞的歷程歸納為:疲勞加載-振動-面外晃動-次應力產生-連接界面磨損-螺栓松動-聯結性能退化-連接板件應力重分布-應力易集中部位出現疲勞裂紋。

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