重慶兩江大橋正交異性鋼橋面板疲勞性能試驗研究

葉華文，徐勛，強士中，任偉平

(西南交通大學 土木工程學院，四川 成都，610031)

正交異性鋼橋面板形式廣泛應用于大跨橋梁箱形截面的橋面板結構。在國內外實際工程中，正交異性鋼橋面發生疲勞開裂的情況比較嚴重，如英國的塞文橋引起了國內外橋梁界的重視及進行研究[1-2]。國內錢冬生等[3-8]對正交異性鋼橋面板進行了疲勞性能的理論和試驗研究，得到了很多有益的結論。但現有疲勞研究幾乎都是針對閉口縱肋的鋼橋面板。作為一種重要的縱肋形式—板型縱肋(簡稱板肋)，目前在我國已得到應用，但關于其疲勞性能尤其是雙向疲勞問題研究卻很少。Fryba等[2]對各種板肋形式正交異性板進行了一系列的疲勞試驗研究。我國橋規[9]沒有對其疲勞性能及分析方法進行詳細規定，歐洲規范[10]給出了開口肋正交異性鋼橋面板的疲勞強度。本文作者對重慶東水門長江大橋和千廝門嘉陵江大橋(簡稱兩江大橋)的開口肋正交異性鋼橋面板在面內和面外雙向疲勞荷載下疲勞性能進行試驗研究，研究其關鍵構造的應力、分布規律和雙向疲勞特性具有重要意義。

1 試驗模型的確定

1.1 拉索橫梁選取

重慶兩江大橋均為單索面公軌兩用斜拉橋，全長分別為858 m和720 m，其拉索橫梁是最為重要的承力結構，如圖1所示。大橋主橋正交異性鋼橋面板設計參數為：橋面板厚24 mm，板形縱肋厚16 mm，高200 mm，標準間距700 mm，通過橫隔板開孔為蘋果形和鑰匙形；橫隔板厚18 mm，標準間距2.4 m。

在巨大的拉索豎向分力作用下，拉索橫梁上部承受較高的拉應力；在拉索水平分力作用下，拉索橫梁要產生一定的平面外彎曲和扭轉變形，這些均與普通鋼桁梁的橫梁受力存在明顯差別，并可能直接影響到正交異性鋼橋面板加勁肋與拉索橫梁交叉細節的疲勞性能。鑒于本橋該細節的重要性和受力復雜性，為確保結構細節的疲勞安全性滿足使用要求，選取板肋在拉索橫梁交叉細節處進行靜載和疲勞性能試驗研究。

圖1 兩江大橋拉索橫梁細節構造圖Fig.1 Cable-beam detail of Liangjiang Bridge

1.2 疲勞荷載的確定

已有研究結果表明：正交異性鋼橋面板的影響線非常短，其疲勞開裂主要由局部輪壓造成的變形引起的，因此，忽略輕軌的影響，只考慮作用其上的公路汽車荷載作為疲勞荷載。由于公路橋梁尚無標準疲勞汽車荷載，也沒有荷載譜，所以，根據兩江橋交通量預測及重慶市其他跨江大橋交通量統計分析，取典型荷載的作用次數為橋梁壽命期內實際交通量的10%，按照線性疲勞累積損傷理論，得到換算等效疲勞加載車重力為316 kN，與BS5400標準疲勞車(320 kN)接近，故選擇 BS5400標準疲勞車進行疲勞加載。而考慮到正交異性鋼橋面板構造的局部受力行為對其疲勞性能起控制作用，采用標準疲勞車軸重 80 kN更合理[11-15]。

依照目前的實驗設備、技術水平和試驗研究周期要求，不可能進行幾億次以上的加載試驗，所以，必須適當提高試驗荷載幅度，以降低循環次數。按照常規疲勞試驗的做法，根據Miner疲勞損傷累積理論，可以把壽命期內標準疲勞車計算的內力幅值等效成循環次數為200萬次時的內力幅值。考慮橋面鋪裝(厚度取為50 mm)對輪載的擴散作用，車輛沖擊作用(沖擊系數取為1.15)和軸重的變異性(系數為1.1)，僅從線性累計損傷角度經計算得到：循環200萬次時，作用于正交異性鋼橋面板的等效疲勞車軸重力為140 kN。同理，可得斜拉索等效水平疲勞索力70 kN。

建立兩江橋全橋和拉索局部分析模型，在有限元模型上通過移動車輪荷載在橋面橫向和縱向位置，找到最不利載加載位置，得到對應200萬次循環實橋疲勞應力幅(本文以下簡稱實橋疲勞應力幅)為15 MPa。

1.3 試驗模型設計原則

正交異性鋼橋面板加勁肋與拉索橫梁交叉細節受力非常復雜，無法采用傳統的內力等效方法，只能采用應力等效方法。應力等效必須保證等效的兩方在變形模式和受力模式上的合理相似。考慮到焊縫中的應力在現有條件下難以測量，選取了正交異性鋼橋面板加勁肋與拉索橫梁交叉細節的橫隔板開孔處1個點作為應力等效控制點，位于橫隔板腹板與板肋交叉蘋果形開孔頂端處，因該處應力較大，且易于測量。

根據實橋受力情況和試驗條件，由應力等效原則確定試驗模型的正交異性鋼橋面板與拉索橫梁交叉細節采取足尺寸進行模擬，其余構件采用其他合適比例的等效模擬。試驗荷載考慮面內(豎向加載)和面外(水平向加載) 2個方向力的影響，先在橫梁跨中采用千斤頂施加1個向上力(1 300 kN)模擬斜拉索的豎向力，然后同時對試驗梁的橋面板施加 2處豎向荷載(模擬兩車輪荷載)和水平荷載(模擬斜拉索疲勞荷載水平方向力)進行疲勞加載。施加荷載根據試驗梁板肋連接細節控制點處在與實橋中相同位置產生的主拉應力幅相同或稍大(應力等效原則)確定，試驗等效車軸重力為200 kN。

2 疲勞試驗設計

2.1 試驗模型

試驗箱梁模型長×寬×高為 5 750 mm×1 200 mm×1 800 mm，如圖2所示，鋼材為Q370qD，試驗模型制造工藝和材料性能要求均與實橋一致。由于兩江橋采用蘋果形和鑰匙形2種橫隔板開孔方式，試驗方案利用對稱原理，在試件跨中兩側分別對稱布置 2種開孔形式，以得到更多試驗數據。

2.2 疲勞加載

試件的疲勞荷載由2臺50 t作動器豎向作用于試件頂板設計位置，1臺30 t作動器水平作用于箱梁側向中部位置，3個作動器進行同相加載。試件左右兩側為簡支支承。在豎向疲勞機作動器與試件蓋板之間放置面積為600 mm×200 mm的鋼板用以模擬均布作用的車輪荷載，如圖2所示。經有限元模型計算，獲得實橋疲勞應力幅的豎向作動頭加載模式為Pmax=300 kN，Pmin=100 kN，ΔP=200 kN，水平向作動頭加載模式為Pmax=100 kN，Pmin=10 kN，ΔP=90 kN；2倍實橋疲勞應力幅的每個豎向作動頭的加載模式為Pmax=500 kN，Pmin=100 kN，ΔP= 400 kN，水平向作動頭加載模式為Pmax=100 kN，Pmin=10 kN，ΔP=90 kN。加載頻率在5～7 Hz范圍。

本試驗加載方案根據需要分 2種：(1) 在實橋疲勞應力幅作用下加載200萬次，驗證細節設計的疲勞可靠性；(2) 在 2倍實橋疲勞應力幅作用下繼續加載225萬次，研究試驗模型開展超長服役期內超負荷疲勞性能。試驗中每隔一定周期對試件疲勞裂紋進行 1次超聲波或磁粉無損探傷，并每隔一定循環次數后進行1次靜載試驗，靜載試驗采用逐級加載，加載分級為：橫向作動器10 kN→50 kN→100 kN，每級停留幾分鐘，待結構應力穩定后進行讀數；將水平向作動器荷載穩定在 100 kN水平，豎向作動器加載模式為：20(20) kN→100(200) kN→200(400) kN→400(500)kN→200(400) kN→100(200) kN→20(20) kN(括號內數據為2倍加載值)，每級停留幾分鐘，待結構應力穩定后進行讀數，一共為13級加載。

2.3 測試方案

在研究區域的控制點處粘貼應變片，測定應力分布規律與應力水平，并與理論計算值進行比較。在跨中及其他控制點處設置百分表，監測梁變形情況。

Sharmila Parmanand用一個話題說明了己方立場：婦女參政人數的“緩慢的轉變是不能接受的”。因此，我們提議政府要在議會為婦女保留30%到40%的席位。

在疲勞試驗過程中，為了監測各測點的應力變化及傳力機理，在加載到0，50，100，150，200，250，300，350及 425萬次時，均停機進行逐級加載的靜力試驗，以便考察試件是否出現裂紋以及測點應力的變化規律。

圖2 疲勞試驗模型(單位：mm)Fig.2 Fatigue test setup of orthotropic steel deck

試驗中在腹板研究區域的兩邊控制點位置和翼板下表面粘貼應變片，并在試驗梁跨中設置百分表監測梁的豎向撓度和橫向位移。在2片橫隔板上都粘貼了應變片，分為 P1(直接承載橫隔板)和 P2(間接承載橫隔板)，應變片編號以“H”開頭，且P1和P2的應變片位置都是對應的。橫隔板，橋面板和加勁肋都按一般鋼結構測量要求離焊縫一定距離布置了應變片，應變片編號分別以“H”，“Q”和“J”開頭。

3 三維板單元有限元模型

采用大型有限元分析軟件 ANSYS.10.0中的SHELL181板單元來模擬試件的疲勞試件受力行為，根據計算精度的要求進行單元尺寸劃分，在橫隔板開孔處劃分尺寸為2 mm，其他地方為10 mm。采用簡支約束，跨中千斤頂采用彈簧單元 COMBINE14。豎向和水平向活載按實際情況采用均布荷載形式施加。

4 試驗結果及分析

4.1 設計壽命期疲勞試驗

4.1.1 應力及疲勞開裂情況

首先進行設計壽命期研究細節的疲勞試驗，采用實橋疲勞應力幅進行200萬次加載，以驗證細節設計內疲勞強度。為了校核應力控制點處應力是否達到設計幅值，比較該處應力測點實測值及有限元計算值，如表1所示。由表1可知：試驗模型能反映實橋受力情況。由于試驗數據較多，試驗結果分析取自主拉應力較大的測點。同時測量結果顯示橫隔板的內外表面主拉應力差可達6 MPa，以主拉應力大的為代表值。

在進行了425萬次，即等效實橋疲勞應力幅作用2 000萬次循環疲勞試驗后，得到正交異性板關鍵細節：加勁肋與橫隔板焊縫和蓋板與橫隔板焊縫附近測點，在100 kN橫向和400 kN豎向荷載幅共同作用下(產生2倍實橋疲勞應力幅)各焊縫處主拉應力幅。

表1 控制點處疲勞應力幅理論值和測量值對比Table 1 Comparison of experimental and numerical results

由試驗結果可得：焊縫處應力幅一般都在20 MPa以下，極個別點達到27.9 MPa。考慮到作用荷載為實橋疲勞荷載的2倍，故實橋正交異性板焊接細節焊縫疲勞應力幅應在15 MPa以下，遠小于歐洲規范規定的56 MPa(對應200萬次循環)。經425萬次實橋疲勞應力幅循環加載后，無損探傷檢查試驗模型沒有發現裂紋及異常情況。

4.1.2 雙向荷載影響

表2所示為不同開孔處橫隔板，橋面板和加勁肋在不同荷載形式作用下的應力變化情況。由于試驗模型為箱梁結構，構造細節主要受力方向為豎向荷載，水平向荷載影響的主要構造單元是橫隔板。蘋果形開孔處各構造單元應力變化均小于鑰匙形開孔處，說明蘋果形開孔受力要優于鑰匙形開孔受力。

表2 橫向與豎向荷載作用下構造單元主拉應力變化Table 2 Stress analysis in vertical and horizontal loadings

橫隔板(P1和P2)上同一位置的內外表面的應變測點的主拉應力變化對比分析如圖3所示。

由圖3可知：P1橫隔板的內外表面主拉應力有差值，差值最大可達6 MPa，說明橫隔板中產生因水平荷載產生的面外彎曲變形，這種面外變形將會在豎向荷載下繼續產生面外次應力。面內應力和面外應力的疊加將深刻影響了細節的疲勞行為，應該予以重視。雖然P1和P2只相距1.2 m，但主拉應力差很大，最大可達10 MPa，說明正交異性鋼橋面板受力行為主要受局部荷載控制。

圖3 P1和P2橫隔板表面主拉應力比較Fig.3 Stress comparison of different crossbeams (P1 and P2)

4.1.3 關鍵細節構造疲勞性能

(1) 橫隔板孔洞邊緣。橫隔板孔洞的作用是彌補制造和安裝誤差，降低焊接殘余應力，它影響著橫梁腹板中的應力分布。正交異性橋面板的失效最可能發生在橫梁腹板孔洞周圍，因而孔洞形狀十分重要。H3和H4分別為蘋果形和鑰匙形腹板孔洞(開孔圓弧半徑為20 mm)頂端處測點，試驗中主拉應力變化如圖4和圖5所示。兩測點主拉應力變化基本相同，主拉應力值均在15 MPa以下。蘋果形孔洞的應力分布要優于鑰匙形孔洞的應力分布，鑰匙形孔洞為非對稱孔洞，疲勞性能較差，但其對制造和焊接誤差容忍度較高。

圖4 蘋果形開孔處(H3)測點荷載-主拉應力變化曲線Fig.4 Stress-loading curves of measurement point H3

(2) 加勁肋與橫隔板焊接處。橫隔板與縱肋豎向連接角焊縫的下端部焊趾處容易出現疲勞裂紋。H2和 H5分別為橫隔板蘋果形和鑰匙形孔洞處與縱肋的焊縫處的應變測點，此處蘋果形孔洞應力較大，如圖6和圖7所示。蘋果形開孔處加勁肋兩表面均與橫隔板焊接，剛度比鑰匙形開孔處連接構造大，承受的荷載也就更大。

(3) 蓋板與橫隔板焊接處。橫隔板一般通過 2個角焊縫連接到橋面板上，接頭的影響線表明：當1個車輪通過時，在橫梁的焊趾上有1個單一的交變循環，而橋面板的焊趾受到1個主要的全壓循環和相關的1個微小循環。當車輪荷載直接作用在橫隔板上時，2個循環間的差異最大。蘋果形孔洞處橋面板與橫隔板焊縫測點主拉應力都在5 MPa以下，而鑰匙形孔洞處測點主拉應力較大，如圖8和圖9所示。

圖5 鑰匙形開孔處(H4)測點荷載-主拉應力變化曲線Fig.5 Stress—loading curves of measurement point H4

圖6 蘋果形開孔處(H2)測點荷載-主拉應力變化曲線Fig.6 Stress-loading curves of measurement point H2

由圖4～9可以看出：在每次靜載試驗時，測點應力呈線性變化，各次靜載的主拉應力差別不大。實測應變與荷載大致呈線性關系，在加載和卸載2個過程中應變具有很好的對稱性 (可恢復性)，而且每次靜載試驗的應力接近。結果表明：在疲勞荷載循環加載 200萬次過程中，正交異性鋼橋面板加勁肋與拉索錨固橫梁交叉細力學行為未發生明顯的改變。

4.2 極限壽命期疲勞試驗

圖7 鑰匙形開孔處(H5)測點荷載-主拉應力變化曲線Fig.7 Stress-loading curves of measurement point H5

圖8 蘋果形開孔處(J4)測點荷載-主拉應力變化曲線Fig.8 Stress-loading curves of measurement point J4

圖9 鑰匙形開孔處(Q6)測點荷載-主拉應力變化曲線Fig.9 Stress-loading curves of measurement point Q6

為分析重慶兩江大橋正交異性鋼橋面板加勁肋與拉索錨固橫梁交叉細節的疲勞壽命，確定其薄弱環節，在完成與設計壽命期對應的 200萬次疲勞循環加載試驗后，開展超長服役期內超負荷疲勞試驗研究。200～425萬次循環加載時，疲勞應力幅提高1倍。各測點靜力試驗應力變化情況與 200萬次內基本相同(保持線性變化)，只是主拉應力增大。在整個試驗過程中對各關鍵測點在豎向400 kN和水平向100 kN荷載幅作用下主拉應力的變化進行監測，如圖10所示。豎向400 kN和水平向100 kN荷載作用下的關鍵測點主拉應力隨疲勞加載循環次數總體變化不大。個別測點測試結果有差別，這主要是測試手段帶來的誤差造成的。

圖10 關鍵測點主拉應力-循環次數變化曲線Fig.10 Principal tensile stress-cycle number relationship of key points

整個疲勞加載過程未發現試件有異常現象。每50萬次停機進行靜載試驗。檢查試件未發現裂紋，支點處未見有滑移。425萬次疲勞試驗后，對試件進行檢查和無損探傷，未發現裂紋，支點錨固區也未見有滑移。

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。

根據描述結構疲勞性能的S-N曲線，任意應力幅σi與對應的循環次數Ni滿足：=C(式中，m和C是與構件材料、構造細節有關的常數)。若結構設計應力幅σ′與循環次數N′，則有：根據 Miner線性累積損傷準則Σ(ni/Ni)=1可得：

因此，保守取m=3，可得設計應力幅對應的循環次數：

計算結果表明：在設計疲勞荷載幅作用下，試驗模型中正交異性鋼橋面板的使用壽命(出現裂紋前)將超過其設計壽命的10倍。

5 疲勞性能評價

本次疲勞試驗正交異性板細節模型為實橋的足尺模型，測點應力水平較低，試驗誤差對試驗結果有影響。數值上存在一定的誤差，但基本上可以把握應力分布的規律，試驗結果可以反映試件的工作狀態，模型試驗測試結果可以反映結構的實際抗疲勞性能。

從疲勞試驗過程中的靜載試驗應力來看，所有測點的主拉應力在21 MPa以內，多數小于15 MPa，整個疲勞加載過程未發現試件有異常現象。200萬次疲勞試驗后，對試件進行無損探傷，未發現裂紋。提高疲勞應力幅1倍，繼續加載至425萬次，仍未發現疲勞裂紋。可以認為，考慮面內和面外雙向疲勞荷載作用，實橋正交異性鋼橋面板與拉索橫梁交叉細節在正常養護維修情況下，設計壽命期內不會發生疲勞開裂。

國內外鋼結構及橋梁設計規范中，只有歐洲規范針對正交異性板板肋細節給出了疲勞容許應力為 56 MPa(對應 200萬次循環)。根據疲勞試驗測試結果，實橋正交異性鋼橋面板與拉索橫梁交叉細節的最大疲勞應力幅為21 MPa，低于歐洲規范的疲勞容許應力，滿足規范要求。

6 結論

(1) 在實橋疲勞荷載幅作用下，橫隔板孔洞邊緣的主拉應力幅在15 MPa以下，各焊縫測點的熱點主拉應力幅都在21 MPa以下。

(2) 雙向疲勞荷載作用下，正交異性橋面板構造細節橫隔板產生面外變形，從而導致面外疲勞開裂問題。

(3) 按歐洲規范(EC3)進行疲勞檢算，兩江橋實橋正交異性橋面板構造疲勞應力幅小于容許疲勞應力幅，疲勞性能滿足使用要求。

(4) 設計期及超長服役期的疲勞試驗結果表明：等效實橋疲勞應力幅作用2 000萬次后通過無損探傷，正交異性鋼橋面板連接構造未發現裂紋。可以認為，實橋的正交異性鋼橋面板與拉索橫梁交叉細節在焊接工藝良好和正常養護維修情況下，抗疲勞性能有足夠的安全保證。

[1]Wolchuk R.Lessons from weld cracks in orthotropic decks on three European bridges[J].J Structural Engineering, ASCE, 1990,116(1)∶ 75-84.

[2]Fryba L, Gajdos L.Fatigue properties of orthotropic decks on railway bridges[J].Engineering Structures, 1999, 21(7)∶ 639-652.

[3]錢冬生.關于正交異性鋼橋面板的疲勞[J].橋梁建設,1996(2)∶ 4-6.QIAN Dongshen.On fatigue of steel orthotropic deck structure[J].Bridge Construction, 1996(2)∶ 4-6.

[4]王春生, 馮亞成.正交異性鋼橋面板的疲勞研究綜述[J].鋼結構, 2009, 24(9)∶ 9-13.WANG Chunshen, FENG Yacheng.Review of fatigue research on orthotropic steel bridge decks[J].Steel Construction, 2009,24(9)∶ 9-13.

[5]童樂為, 沈祖炎.正交異性鋼橋面板靜力試驗和有限元分析[J].同濟大學學報, 1997, 25(6)∶ 617-622.TONG Lewei, SHEN Zuyan.Static test and finite element analysis of orthotropic steel bridge decks[J].Journal of Tongji University, 1997, 25(6)∶ 617-622.

[6]童樂為, 沈祖炎.開口縱肋的正交異性鋼橋面板疲勞試驗研究[J].中國公路學報, 1997, 10(3)∶ 59-65.TONG Lewei, SHEN Zuyan.Fatigue tests of orthotropic steel bridge decks with open shaped longitudinal ribs[J].China Journal of Highway and Transport, 1997, 10(3)∶ 59-65.

[7]榮振環, 張玉鈴.天興州正交異性焊接部位疲勞性能研究[J].中國鐵道科學, 2008, 29(2)∶ 48-52.RONG Zhenhuan, ZHANG Yuling.Research on the fatigue performance of the welded joint of the orthotropic deck on Wuhan Tianxingzhou bridge[J].China Railway Science, 2008,29(2)∶ 48-52.

[8]榮振環, 張玉玲, 劉曉光.蘇通大橋正交異性板模型計算分析[J].鐵道建筑, 2008, 48(1)∶ 1-4.RONG Zhenhuan, ZHANG Yuling, LIU Xiaoguang.Analysis of orthotropic deck in Sutong bridge[J].Railway Engineering, 2008,48(1)∶ 1-4.

[9]JTG D60—2004, 公路橋涵設計通用規范[S].JTG D60—2004, Highway bridge design code[S].

[10]EN 1993-1-9∶2005, Eurocode 3∶ Deaign of steel structures part l-9∶ Fatigue[S].

[11]BS 5400, Part10∶ Code of practice for fatigue[S].

[12]Connor J, Fisher W.Identifying effective and ineffective retrofits for distortion fatigue cracking in steel bridges using field instrumentation[J].Journal of Bridge Engineering, 2006, 11(6)∶745-752.

[13]Wolchuk R.Orthotropic redecking of bridges on the north American continent[J].Structural Engineering International,1992, 2(2)∶ 36-39.

[14]李俊, 李小珍, 任偉平, 等.軌道橫梁與整體節點連接的疲勞試驗[J].西南交通大學學報, 2006, 41(3)∶ 371-375.LI Jun, LI Xiaozhen, REN Weiping, et al.Fatigue test of connection between floor beams and monolithic joints[J].Journal of Southwest Jiaotong University, 2006, 41(3)∶ 371-375.

[15]葉華文, K?nig C, Ummenhofer T, 等.預應力CFRP板加固鋼板受拉疲勞性能試驗研究[J].西南交通大學學報, 2009, 44(6)∶823-829.YE Huawen, K?nig C, Ummenhofer T, et al.Experimental investigation of fatigue behavior of tension steel plate reinforced with prestressed CFRP laminates[J].Journal of Southwest Jiaotong University, 2009, 44(6)∶ 823-829.