泰州大橋鋼箱梁疲勞損傷評估及試驗研究

吉 林，孔祥明，蔣 波，袁周致遠

(1. 江蘇泰州大橋有限公司，江蘇 泰州 225321；2. 河海大學 土木與交通學院，江蘇 南京 210098)

0 引 言

由于鋼箱梁的構造特點，其疲勞損傷難以避免。疲勞損傷作為鋼箱梁的主要病害之一，直接影響著結構的受力和安全，甚至導致橋梁倒塌事故。鋼箱梁疲勞開裂機理相對復雜，且初期不易察覺，一旦開裂將帶來嚴重后果。目前國內對鋼箱梁疲勞問題的理論研究滯后于工程實踐，鋼箱梁疲勞損傷是我國在役纜索承重橋梁安全運營面臨的核心難題之一[1-2]。根據大量實橋車輛荷載統計情況分析發現，重載和超載現象突出，鋼橋面板經常處于超負荷運行狀態，且鋪裝層的損壞也會加劇鋼箱梁橋疲勞[3-4]。日本學者研究發現，鋼箱梁出現疲勞裂紋幾率較大的部位是各構件交叉部位，其中U肋與頂板焊接連接部位占疲勞裂紋總發現數達9.7%之多[5]。

近年來，國內學者針對鋼箱梁頂板與U肋連接構造細節開展了一系列相關研究。曹寶雅等[6]通過有限元數值模擬頂板-縱肋焊接細節，重點分析了板件厚度變化對焊接殘余應力的影響規律。吳偉勝等[7]通過建立有限元模型發現頂板厚度、焊縫熔透深度及殘余應力對疲勞性能影響顯著。茍紅兵等[8]通過對遼河大橋監測分析得出該橋頂板與U肋連接細節年損傷度約為2.23×10-3。但這些方法大都偏重有限元理論分析，缺乏具體試驗或實橋檢測數據支撐。

筆者建立泰州大橋三維全橋仿真模型，分析隨機車流作用下大橋主梁應力變化的最大位置，確定大橋主梁的最不利疲勞損傷截面，研究在實測車流下主梁最不利損傷截面處典型疲勞細節的疲勞損傷特征。同時針對泰州大橋頂板與U肋連接構造細節，采用名義應力法開展試驗研究。

1 重點疲勞損傷部位分析

1.1 全橋有限元模型

采用ANSYS建立泰州大橋全橋模型，如圖1。

圖1 泰州大橋全橋有限元模型Fig. 1 FEM model of the whole bridge of Taizhou Bridge

主梁與主塔均采用beam4梁單元，主纜與吊桿采用link10桿單元，主纜與吊桿連接處的索夾采用mass21質量單元。全橋模型的邊界條件為：主纜兩端6個自由度全部約束，主塔底部6個自由度全部約束，主梁與主塔根據約束關系采用主從耦合。為模擬車輛在橋梁上運行的過程，采用mass21質量單元模擬車輛重量，并通過combine14彈簧單元將質量單元與主梁進行連接。

1.2 鋼箱梁動力響應時程分析

在車輛荷載作用下，鋼主梁各部位將產生不同程度的振動響應，考慮到車輛過橋時橋梁結構受力過程復雜，將車輛荷載簡化為移動荷載模型，即將車輛模擬為均勻移動的恒載，該方法僅為簡化的近似方法，計算較為方便，可以用于近似計算橋梁結構的動力響應。由于該方法忽略橋梁與車輛間的相互作用效應，故本次模擬中不考慮車輛的沖擊影響。

采用隨機車流對全橋三維模型進行振動分析，該車流是依據泊松分布原理的斷面發車模型產生，將車輛進入模擬路段這一隨機性事件轉化為進入模擬路段的車輛間的間隔時間視為隨機量。計算車速取設計車速80 km/h[9]，隨機車流過橋時間為180 s。

圖2、圖3及表1分別為主梁1/4跨、跨中、3/4跨位置的豎向位移和彎矩。由圖2和圖3可知，主梁1/4跨、跨中、3/4跨位置的時程曲線均由若干個大的循環組成，動力響應與靜力響應變化趨勢基本一致，動力響應曲線圍繞靜力響應曲線作小幅振動。由表1可知，主梁左、右側跨中的最大豎向位移分別為1.56和1.55 m，均比1/4跨和3/4跨的最大豎向位移大；雖然主梁1/4跨左側和3/4跨右側位置彎矩絕對值較大，但是主梁跨中彎矩幅值為三者中最大。根據上述對鋼主梁位移和彎矩動力響應分析可知，主梁跨中截面對應的位移與彎矩變化幅值總體較1/4跨、3/4跨截面大，更易引起鋼箱梁中較大的應力幅，導致疲勞損傷。

圖2 豎向位移時程曲線Fig. 2 Time-history curves of vertical displacement

圖3 彎矩時程曲線Fig. 3 Time-history curves of bending moment

位置最大豎向位移/m左側右側最大彎矩值絕對值/(×107 N·m)左側右側最大彎矩幅值/(×107 N·m)左側右側1/4跨1.420.7762.6048.444.877.19跨中1.561.5547.3047.406.197.453/4跨0.791.3948.5261.805.806.49

2 典型部位疲勞損傷現場測試分析

2.1 應變監測的實施

由1.2節分析可知，主梁的豎向位移響應、彎矩響應在跨中截面最大，故主要針對跨中截面進行測試。根據相關文獻關于橋梁結構各個不同部位構件的危險程度和薄弱等級評述，最危險部位是那些承受高速公路交通荷載且位于最外側車道的部位[10-11]。同時，根據泰州大橋收費站交通量數據發現，下游方向日均交通量較大。因此，選擇大橋跨中截面下游重車道8#U肋頂板與U肋焊縫處布置測點進行疲勞損傷分析，如圖4。

圖4 主梁測試部位Fig. 4 Test sites of the main girder

2.2 應力幅譜分析

已有文獻表明，疲勞損傷對于應力幅非常敏感，利用記錄的應變數據進行應力幅值分析，這應是較為準確可靠的方法[12]。

圖5為下游跨中截面頂板測點的疲勞應力譜計算結果。由圖5可知，該處測點對應的應力循環次數隨著應力幅的增加逐漸減小，在整個應力幅范圍內，最大應力幅值為12 MPa左右，根據BS5400關于鋼結構焊接細節的分類，頂板與U肋焊縫處頂板測點的疲勞極限值為25 MPa，遠高于該處測點最大應力幅值。因此，可認為在目前的交通流量下，跨中截面下游車道頂板與U肋連接疲勞細節滿足BS5400規范中疲勞極限值相應規定。

圖5 構造細節的疲勞應力譜Fig. 5 Fatigue stress spectrum of structural details

2.3 疲勞損傷評估

大量研究表明，變幅隨機荷載作用下構件中的應力幅，可以用一個等效的常應力幅來替代，替代的原則是等效應力幅下的疲勞壽命等于變應力幅下的疲勞壽命。等效應力幅的計算公式如下：

(1)

式中：σeq為變應力幅所對應的等效常應力幅；NT為各級變應力幅σi的總循環次數；ni為各級變應力幅σi的循環數；m為指定細節類別下的構件在常應力幅下的有關強度壽命的S-N曲線的斜率，對于大部分構件細節，m=3。

依據疲勞S-N曲線以及Miner線性損傷累積準則，分析計算測點處的疲勞損傷量D。將變幅應力幅通過雨流計數法轉化為等效應力幅σh，使其等于變幅應力幅產生的疲勞損傷，則細節處的疲勞損傷量可以定義為

(2)

式中：Ntotal為實橋動態監測期內的等效應力幅σh的總作用次數；N為等效應力幅σh作用下焊接細節發生疲勞破壞的總循環次數；K2為BS5400中S-N曲線的疲勞強度系數。

根據式(1)計算得到該測點一天24 h的等效應力幅，由疲勞損傷量式(2)計算出測點24 h區間內每小時的疲勞損傷量，見圖6。

圖6 跨中截面疲勞損傷量分布Fig. 6 Distribution of fatigue damage in the mid-span section

由于受到不同時段車流量的影響，不同時段頂板與U肋連接焊縫處疲勞損傷量差異較大，日損傷度分布曲線出現3個明顯的損傷峰值，分別為晚上18：00—19：00時段和晚上02：00—24：00時段以及晚上01:00—02：00時段，表明此時經過大橋的車流情況最為復雜。最大損傷峰值出現在夜間18：00—19：00時，這主要是由于重車常于夜間行駛且夜間行駛的車輛超載現象相對較多，從而導致該時段的疲勞損傷量突增。

3 頂板與U肋疲勞試驗分析

3.1 試驗情況

本試驗中試件采用與泰州大橋鋼橋面板所用鋼材型號相同的Q345qD，彈性模量Es取2.1×105MPa。試件構造尺寸如圖7，頂板長600 mm，寬300 mm，板厚按試件類型分為16 mm(SJ1系列)和14 mm(SJ2系列)；U肋截取高度200 mm，寬度300 mm，板厚8 mm。

圖7 試件構造尺寸Fig. 7 Specimen dimensions

采用機械型疲勞試驗機進行疲勞加載[13]，如圖8。試件一端通過高強螺栓固定于機架，形成懸臂狀態，懸臂端與偏心作動器連接，作動器運轉時輸出正弦循環荷載。當試驗過程中滿足以下條件之一時，試驗視為完成：①裂紋開展長度達到100 mm(N100)；②應力幅加載次數達到1 000萬次。試驗機頻率與作用力大小可調節且自帶計數功能，可連續記錄荷載循環次數。采用DHDAS動態信號采集儀記錄應變數據，采樣頻率為1 000 Hz，每隔1 h連續采樣1 min。

圖8 試件加載Fig. 8 Specimen loading

每組試件正式測試9個，每個試件布置1個名義應力測點，如圖7，圖中t為頂板厚度。以CD1作為加載應力控制點，加載名義應力幅等級為55、80、100 MPa，實際加載名義應力幅浮動范圍在10%以內。若試驗中出現應力幅加載次數超過1 000萬次仍未檢測出裂紋，則補充備用試件進行加載以供參考，試件工況分組見表2。

表2 試件工況Table 2 Working condition of the specimen

注：試件失效指應力幅加載次數達到1 000萬次時，試件仍未開裂，不計入后續數據處理中。

3.2 加載結果分析

兩組試件均從焊縫焊根處起裂，沿焊根方向擴展。裂紋擴展初步分為3個階段。起裂階段：在試件焊根處首先出現裂紋源，并且裂紋源可能為兩到三個，并多出現于整條焊縫中部區域。裂紋擴展階段初期：經過一定次數的加載，裂紋源沿焊縫長度方向擴展，此時裂紋的擴展速度較慢。裂紋擴展后期：裂紋已經形成，約為40 mm，兩側擴展速度較之前增大許多。

將試件名義應力幅數據與我國公路鋼結構橋梁設計規范中近似疲勞細節規定的S-N曲線進行比對，并采用最小二乘法對每個系列試件進行線性回歸擬合，控制擬合曲線的斜率為m=3，如圖9。根據擬合曲線計算得出具有97.7%保證率時的疲勞強度，并分析得出推薦疲勞強度，如表3。由圖9可知，試件數據點均落在我國公路鋼結構橋梁設計規范規定的70 MPa的S-N曲線上方，與擬合得到的推薦名義應力疲勞強度70 MPa保持一致。因此，泰州大橋頂板與U肋構造細節的疲勞強度符合現有規范的規定。

圖9 S-N曲線Fig. 9 S-N curve

試件類型計算疲勞強度/MPa推薦疲勞強度/MPaSJ173.10SJ265.5570

4 結 論

1)泰州大橋鋼箱梁跨中截面的位移和彎矩變化幅值總體較1/4跨與3/4跨截面更大，更易引起鋼箱梁應力幅顯著變化，為疲勞損傷不利截面。

2)在目前的交通流量下，泰州大橋跨中截面下游車道頂板與U肋焊縫處頂板附近出現疲勞損傷量較大的時間為夜間19時左右，且頂板附近最大應力幅值低于BS5400規范推薦的疲勞極限值，滿足設計要求。

3)泰州大橋頂板與U肋構造細節的疲勞強度符合現有規范的規定。名義應力下該構造細節的疲勞強度為70 MPa。