鐵路鋼桁梁縱橫梁聯(lián)接處裂紋成因分析及對策

陳朝輝，黃 頎

(上海鐵路局工務(wù)處，上海 200071)

在中國的鐵路發(fā)展史中，鋼橋是大跨度鐵路橋梁的主要形式［1］。近年來，由于國民經(jīng)濟的發(fā)展，鐵路的大提速，在日益繁忙和加重的運輸荷載作用下，許多焊接鋼橋都出現(xiàn)了疲勞裂紋，這很大一部分是由于當(dāng)時的設(shè)計、施工等技術(shù)水平的局限性，在次要或者局部構(gòu)件上的各種連接構(gòu)造細節(jié)的出現(xiàn)疲勞裂紋［2］。目前，國內(nèi)外對焊接鋼橋疲勞損傷事故分析［3-5］，裂紋檢測［6-8］，改善措施，以及剩余疲勞壽命估算［9-10］等方面的試驗研究工作也越來越多，結(jié)合近幾年國內(nèi)外鋼橋疲勞的研究成果，對本橋縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架處裂紋進行分析研究。

1 概況

滬昆線某下承式栓焊連續(xù)鋼桁梁，跨徑組成為60 m+4×80 m+60 m，采用無豎桿三角形桁架形式，桁高11 m，節(jié)間距10 m，主桁中心距9.8 m。除支點處設(shè)橋門架外，中間橫向聯(lián)結(jié)系每孔設(shè)兩副，相隔約兩個節(jié)間，每孔在下平縱聯(lián)內(nèi)設(shè)制動聯(lián)結(jié)系1處，聯(lián)結(jié)螺栓用φ22 mm高強度螺栓，主體結(jié)構(gòu)(包括主桁、橋面系、聯(lián)結(jié)系等)采用16Mnq。該區(qū)段列車運行速度貨列限速80 km/h，客列限速120 km/h。

本橋自1995年6月開通至2010年底，在縱橫梁聯(lián)結(jié)處縱梁牛腿托架上共發(fā)現(xiàn)裂紋66處(圖1)，裂紋在運行2～3年后陸續(xù)出現(xiàn)。裂紋主要分布在支點附近3個節(jié)間范圍內(nèi)，全橋縱橫梁聯(lián)結(jié)處縱梁牛腿托架裂紋詳細分布如圖2所示。由于基礎(chǔ)不均勻沉降，正橋47號墩承臺存在多處裂縫。

圖1 縱橫梁聯(lián)結(jié)處縱梁牛腿托架上裂紋

圖2 全橋縱橫梁聯(lián)結(jié)處縱梁牛腿托架裂紋分布情況

2 縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架動應(yīng)力測試結(jié)果

為分析裂紋產(chǎn)生原因，試驗在鋼桁梁E12'節(jié)點處(48號墩上)下行線外側(cè)片縱梁與橫梁聯(lián)接處的2個牛腿托架(1個未開裂，1個已開裂)上各設(shè)置了2個動應(yīng)力測點，見圖3。

圖3 應(yīng)變測點布置

由于已開裂托架上的裂紋起始點均為托架水平板與豎板的起焊點處，方向大多為斜向下45°左右，故未開裂托架上的應(yīng)變片均粘貼在托架豎板上，且與起始裂紋的方向垂直。已開裂托架上的應(yīng)力測點則布置在裂紋尖部，與裂紋方向垂直。在動載試驗列車［2DF4+6C70(滿載)+16C64(空車)編組］作用下，實測最大動應(yīng)力匯列于表1。

由托架動應(yīng)力實測結(jié)果可見:托架豎板以承受壓應(yīng)力為主，未開裂托架上的實測最大壓應(yīng)力為204.3 MPa，而已開裂托架上裂紋尖部的實測最大壓應(yīng)力則高達364.6 MPa。

表1 縱橫梁聯(lián)結(jié)處牛腿托架實測應(yīng)力匯總 MPa

3 有限元模型的建立

為分析縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架裂紋產(chǎn)生的原因，對該連續(xù)鋼桁梁建立全橋混合空間有限元模型［11-13］，對其局部應(yīng)力分布進行計算。模型采用空間梁單元模擬主桁桿件及鐵路縱橫梁等，局部位置即中支點附近4個節(jié)間的縱橫梁及牛腿托架采用三維實體單元模擬，對縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架關(guān)鍵區(qū)域的單元進行加密劃分，全橋共建有154 271節(jié)點和87 289單元，有限元模型如圖4、圖5所示。

圖4 全橋空間有限元模型

圖5 縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架局部有限元模型

為了驗證該有限元模型的正確性，模型計算了下行動載試驗列車作用下縱橫梁聯(lián)結(jié)處牛腿托架2(未開裂托架內(nèi)側(cè))貼片位置(圖3(a))的應(yīng)變時程曲線，理論計算結(jié)果見圖6，相應(yīng)動載試驗列車5 km/h速度下實測應(yīng)變時程曲線見圖7。

圖6 縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架(未開裂內(nèi)側(cè))理論應(yīng)變時程曲線

圖7 縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架(未開裂內(nèi)側(cè))實測應(yīng)變時程曲線(5 km/h)

由以上理論和實測應(yīng)變時程曲線對比可知:

(1)模型計算得出的縱橫梁聯(lián)結(jié)處牛腿托架2(未開裂托架內(nèi)側(cè))貼片位置理論應(yīng)變時程曲線與實測應(yīng)變時程曲線形態(tài)一致;

(2)理論計算最大壓應(yīng)變?yōu)?23.4με，實測最大壓應(yīng)變?yōu)?70.8με，應(yīng)變結(jié)構(gòu)校驗系數(shù)為0.726，與跨中受拉下弦桿應(yīng)力實測結(jié)構(gòu)校驗系數(shù)0.77～0.81相當(dāng);

(3)該有限元模型理論計算結(jié)果可信，對縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架局部位置的模擬可靠。

4 托架裂紋成因分析及加固對策

4.1 牛腿托架處的應(yīng)力理論計算

為分析縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架裂紋產(chǎn)生的原因，對可能引起其產(chǎn)生裂紋的各種工況進行了理論計算。計算了主橋中間某一橋墩發(fā)生10 mm不均勻沉降、DF4+5C70(重車)單線滿跨加載、在一根縱梁跨中位置施加20 kN的橫向搖擺力共3種工況下牛腿托架的受力情況，并對牛腿托架水平板延伸至豎板根部后的受力情況進行了對比計算。

4.1.1 主橋中間某一橋墩發(fā)生10 mm不均勻沉降

該橋為連續(xù)鋼桁梁，支點沉降會產(chǎn)生結(jié)構(gòu)附加內(nèi)力，在牛腿托架處產(chǎn)生很大的拉應(yīng)力。圖8為該工況下縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架應(yīng)力分布計算結(jié)果。

圖8 橋墩不均勻沉降引起的縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架第一主應(yīng)力圖

在中支點產(chǎn)生10 mm的不均勻沉降時，雖然不增加該位置的疲勞應(yīng)力幅，但作為一個恒載力存在，在該處增加了的一個初始拉應(yīng)力，最大應(yīng)力為30.3 MPa，提高了其最大應(yīng)力σmax，從而降低了其抗疲勞能力。然而通過把牛腿托架水平板延伸至豎板根部，對其構(gòu)造進行改造，其拉應(yīng)力可大幅減少。

4.1.2 DF4+5C70(重車)單線滿跨偏載

在列車豎向活載作用下，由于主桁各節(jié)點產(chǎn)生的撓度不同，各橫梁間會產(chǎn)生不同的面內(nèi)轉(zhuǎn)動，加上橫梁自身不同的面內(nèi)彎曲，使各縱梁產(chǎn)生橫向彎曲和扭轉(zhuǎn)的面外變形，導(dǎo)致牛腿托架豎板與水平板聯(lián)接處局部產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力。圖9為該工況下縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架應(yīng)力分布計算結(jié)果。

圖9 在DF4+5C70滿跨偏載作用下縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架第一主應(yīng)力圖

雖然由于其受拉影響線長度較長，每列車通過只產(chǎn)生一個拉應(yīng)力循環(huán)，但在DF4+5C70(重車)單線滿跨偏載加載工況下，其局部最大拉應(yīng)力可高達122.9 MPa，對牛腿托架的疲勞影響不容忽視。然而通過把牛腿托架水平板延伸至豎板根部，對其構(gòu)造進行改造，其拉應(yīng)力可大幅減少。

4.1.3 縱梁跨中位置施加20 kN的橫向力

列車橫向搖擺力使鐵路鋼桁梁縱梁產(chǎn)生面外彎曲和扭轉(zhuǎn)，在牛腿托架處產(chǎn)生很大的拉應(yīng)力，圖10為該工況下縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架應(yīng)力分布計算結(jié)果。

圖10 縱梁跨中位置施加20 kN橫向力狀態(tài)下縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架第一主應(yīng)力圖

在列車橫向搖擺力的作用下，其局部最大拉應(yīng)力為104.1 MPa，由于列車蛇行運動的波長較短，故每列車通過可產(chǎn)生多個拉應(yīng)力循環(huán)，對牛腿托架的疲勞影響巨大。然而通過把牛腿托架水平板延伸至豎板根部，對其構(gòu)造進行改造，其拉應(yīng)力可大幅減少。

4.2 托架裂紋成因分析

各種工況作用下，原始狀態(tài)及牛腿托架水平板延長后兩種狀態(tài)牛腿托架水平板與豎板聯(lián)接處的主拉應(yīng)力最大值計算結(jié)果匯總見表2。

表2 牛腿托架水平板與豎板聯(lián)接處的主拉應(yīng)力最大值計算結(jié)果 MPa

由計算結(jié)果分析可知:

(1)在各個工況下，由于牛腿托架的構(gòu)造原因，其水平板與豎板聯(lián)接處會產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，承受很大的拉應(yīng)力;

(2)雖然橋墩不均勻沉降、列車豎向活載、列車的橫向搖擺力等均會使牛腿托架水平板與豎板聯(lián)接處承受不同程度的拉應(yīng)力，但其作用效果并不相同;

(3)把牛腿托架水平板延伸至豎板根部，對其構(gòu)造進行改造，可有效降低其應(yīng)力集中，提高其抗疲勞能力。

此外，鋼軌間距與縱梁間距不一致引起的縱梁的橫向扭轉(zhuǎn)與縱梁跨中位置施加的橫向力作用機理相似，都會使縱梁產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)，在牛腿托架處產(chǎn)生很大的拉應(yīng)力;焊接缺陷與橋墩不均勻沉降類似，都會降低其抗疲勞能力。

因此，該處裂紋產(chǎn)生原因為:設(shè)計構(gòu)造細節(jié)上的缺陷是內(nèi)因，橋墩不均勻沉降、活載作用等多種因素為外在原因。

4.3 托架裂紋加固對策

根據(jù)以上牛腿托架處應(yīng)力理論計算及裂紋成因分析，考慮到該處作為局部受力構(gòu)件，裂紋的擴展會導(dǎo)致構(gòu)件的損傷，但暫不影響行車安全［14］，所采取的加固對策:對存在裂紋的鋼桁梁縱橫梁聯(lián)結(jié)處縱梁牛腿托架有計劃地進行更換，并改變該牛腿托架的構(gòu)造，把水平板延伸至豎板根部，以減小水平板與豎板焊縫端部位置的應(yīng)力集中。

5 結(jié)語

本橋通過對縱橫梁聯(lián)接處牛腿托架處的應(yīng)力測試及有限元模型理論計算得出該處裂縫是由于設(shè)計構(gòu)造細節(jié)上的缺陷、橋墩不均勻沉降、活載作用等多種因素綜合作用所致的疲勞裂縫，把牛腿托架水平板延伸至豎板根部，對其細部構(gòu)造進行改進，可有效降低其應(yīng)力水平，提高其疲勞強度。

［1］《中國鐵路橋梁史》編輯委員會.中國鐵路橋梁史［M］.北京:中國鐵道出版社，2009.

［2］任偉平，李小珍，李俊，等.現(xiàn)代公路鋼橋典型細節(jié)疲勞問題分析［J］.公路，2007(4):82-87.

［3］王玉春.美國焊接橋梁疲勞破壞示例［J］.鐵道標準設(shè)計，1984(3):45-48.

［4］王子健，李俊，李小珍，等.下承式鐵路鋼橋的病害原因分析及加固措施論證［J］.鐵道工程學(xué)報，2006(4):43-46.

［5］劉德品，黃新明，宋榮兵.鐵路鋼橋維修加固對策［J］.交通科技，2009(5):30－32.

［6］淳慶，邱洪興.在役鐵路鋼橋疲勞損傷機理、檢測技術(shù)及疲勞壽命預(yù)測研究綜述［J］.特種結(jié)構(gòu)，2005(12):80-84.

［7］Vladimir Zilberstein，Darrell Schlicker.MWM eddy current sensorsfor monitoring of crack initiation and growth during fatigue tests and in service［J］.International Journal of Fatigue，2001(23):477-485.

［8］S.Vanlanduit，P.Verboven，P.Guillaume.On-line detection of fatigue cracks using an automatic mode tracking technique［J］.Journal of Sound and Vibration，2003，266:805-814.

［9］王愛和，陳夢成，蔡小萍.既有鐵路鋼橋構(gòu)件剩余疲勞壽命及其可靠度分析［J］.橋梁建設(shè)，2008(1):30-32.

［10］Kazuhiro Nishikawa，Jun Murakoshi，Takayukl Matsuki.Study on the fatigue of steel highway bridges in Japan［J］.Construction and Building Materials，1998，12:133-141.

［11］梁柱，葉貴如.橋梁三維實體有限元模型建立方法［J］.鐵道標準設(shè)計，2005(1):60-62.

［12］王召祜，齊雅榮.結(jié)構(gòu)有限元計算精度研究［J］.鐵道標準設(shè)計，2005(5):50-53.

［13］陳國紅，張啟偉.斜拉橋鋼錨箱式索梁錨固結(jié)構(gòu)的有限元混合單元法分析［J］.中外公路，2009(2):123-125.

［14］史永吉，楊妍曼，陳則淦.鐵路焊接鋼橋疲勞裂紋原因分析及其對策［J］.鐵道學(xué)報，1986(6):83-91.