銷鉸式索梁錨固結構傳力機理及疲勞性能研究

詹剛毅,廖 軒,肖 林,艾宗良

(1.南昌鐵路勘測設計院有限責任公司, 南昌 330002； 2.西南交通大學土木工程學院,成都 610031； 3.中鐵二院工程集團有限公司,成都 610031)

索梁錨固結構是懸索橋、斜拉橋及拱橋中的關鍵構造，負責將主梁及其承受的荷載傳遞到吊桿、拉索上，通常具有受力集中、結構復雜的特點，因此其安全性和耐久性也是工程界研究的熱點[1-5]。

銷鉸連接錨固體系最早常見于懸索橋索梁錨固系統(tǒng)中。因其節(jié)約鋼材、施工方便和易于更換等優(yōu)點，已經(jīng)有越來越多的橋梁采用了該種結構[6-7]。近年來國內已完成的一些銷鉸式索梁錨固結構疲勞性能試驗，如貴州壩陵河大橋和舟山西堠門大橋等[8-14]，但對于鐵路橋梁中的銷鉸式錨固結構，國內還少有研究。

根據(jù)耳板與主梁連接方式的不同，可將銷鉸式錨固結構分為以下3種形式。

(1)螺栓連接型銷鉸式索梁錨固結構(圖1)。

圖1 螺栓連接型銷鉸式錨固結構

這種形式的銷鉸式錨固結構耳板通常設置在箱梁腹板外側，通過高強螺栓的摩擦力將索力傳遞到主梁腹板。在杭州灣跨海大橋、桃夭門大橋等橋中采用這種銷鉸式索梁錨固形式[15-16]。

(2)腹板外伸型銷鉸式索梁錨固結構(圖2)。

耳板即為腹板的一部分，索力由耳板直接傳遞到腹板中去。比如法國諾曼底大橋和貴州壩陵河大橋[17-18]。

圖2 腹板外伸型的銷鉸式錨固結構

(3)插入型銷鉸式索梁錨固結構。

前面兩種形式的銷鉸式錨固結構都是由主梁腹板直接或間接的承擔索力。而在本文所研究的廣州跨桂丹路剛架拱連續(xù)梁組合橋以及舟山西堠門大橋的索梁錨固結構中，耳板不與腹板相連，而是整體插入到箱梁中，通過焊縫與面板、橫隔板連接，錨固區(qū)內焊縫密集，構造相對較復雜。如圖3所示。

為深入了解插入型銷鉸式索梁錨固結構的傳力機理和疲勞性能，本文以廣州跨桂丹路剛架拱連續(xù)梁組合橋為研究對象，采用模型試驗結合有限元理論分析的方法，對其銷鉸式錨固結構的傳力機理以及疲勞性能進行研究。

圖3 廣州樞紐跨桂丹路橋插入式銷鉸式吊桿下錨固結構(單位：mm)

1 模型試驗設計

受場地和加載設備限制，疲勞試驗采用1:2縮尺模型，并在保證試驗合理性的條件下對錨固區(qū)進行一定簡化。

1.1 試驗模型構造

根據(jù)全橋空間桿系有限元模型分析結果，確定吊桿活載應力幅值最大的D1短吊桿下錨固區(qū)為試驗研究對象；再根據(jù)節(jié)段有限元模型分析得到的吊點處應力擴散的范圍，確定了試件模型的尺寸為2.7 m×3.05 m(縮尺后)。

為方便加載，將箱梁底板、斜腹板簡化為水平底板和直腹板，并將底板上移1.2 m。試件模型包括了吊桿錨固區(qū)(耳板、耳板加勁板、支承板、吊點橫隔板等)和作為試件固定區(qū)的吊點相鄰箱室。在固定區(qū)使用錨桿將模型固定在地面，并在試件之下加墊板以模擬錨固區(qū)懸臂受力的特點。試驗模型見圖4，模型加載示意見圖5。

圖4 試驗模型示意(單位：mm)

圖5 模型加載

模型所采用材料與實際結構相同，除橋面板、橫隔板采用Q345qD級鋼材，其余板件均采用Q370qD(Z25)鋼材制作。銷軸采用Cr40高強調質鋼材，屈服強度不低于785 MPa。

1.2 試驗測點布置

試驗部分測點如圖6、圖7所示，分別在耳板、橋面板、橫隔板、加勁肋及支承板上兩側的應力集中位置及焊縫周圍布置75個應變片及54個應變花，分別編號，并以首字母代表各個區(qū)域，第二個字母代表板件正反面。

圖6 耳板測點布置

圖7 加勁板測點布置

1.3 疲勞荷載確定

準確地確定索梁錨固結構的疲勞荷載是進行結構疲勞試驗的重要組成部分。和結構的靜力設計不同，鋼橋疲勞設計所采用的荷載不應是按最不利情況采用強度設計時的標準活荷載，而應考慮采用經(jīng)常作用的各種實際的車輛荷載，從而計算它們所引起的各種累積損傷[19-20]。

本橋運營車輛為16節(jié)編組CRH2列車。本橋為四線鐵路橋梁，我國目前還沒有特別針對多線高鐵橋梁疲勞加載的規(guī)定，本文偏保守考慮四線分別作用疲勞活載情況計算吊桿荷載譜(圖8)，并參考線路運營資料，取列車行車間隔為4 min，則該結構每線在100年設計期內的列車通過次數(shù)為

N=100×365×20×15次=1.095×107次

圖8 D1吊桿軸力幅

在全橋有限元模型中，使用疲勞車輛荷載在各車道進行加載，獲得D1吊桿軸力幅值。通過雨流法進行統(tǒng)計,即可得到橋梁在設計壽命200年內與D1吊桿相連的銷鉸錨固結構的疲勞荷載頻譜值。運用Miner線性累計損傷理論，即可確定試驗模型200萬次循環(huán)加載對應的等效常幅疲勞設計荷載幅為110 kN，試驗中采用正弦荷載進行加載，荷載加載下限為Fmin=50 kN，上限為Fmax=160 kN。

2 試驗結果及分析

為了驗證試驗測試結果的正確可靠性，利用有限元軟件ANSYS,建立如圖9所示的節(jié)段有限元模型和試件有限元模型。模型采用四節(jié)點三維板殼單元Shell181。

圖9 錨固區(qū)示意

根據(jù)節(jié)段有限元模型分析結果,對試件有限元模型進行等效性驗證，證明對錨固區(qū)的簡化是合理的，試件有限元模型的結果是準確的。

經(jīng)有限元分析，耳板等效應力分布見圖10，結果顯示疲勞荷載下最大應力出現(xiàn)在銷孔處，最大Von-Mises等效應力為44.84 MPa，同時耳板上兩銷孔中間的應力大于其他部分；錨固區(qū)主要應力集中部位在橋面板以上，在耳板加勁肋N3a與橋面板焊縫端部應力較大;吊桿軸力通過耳板及N3/N3a板傳遞到箱梁中，應力擴散較快，橋面板以下應力水平不高，但在橫隔板V肋過焊孔處、過人孔處也存在應力集中現(xiàn)象，這些部位是疲勞試驗重點研究區(qū)域。

圖10 耳板等效應力分布

耳板上的應力首先由N3/N3a加勁板分擔，并傳遞到橋面板上；其次再通過耳板與橋面板、橫隔板的焊縫將應力傳遞到箱梁中；可以看到耳板在橋面板以下部分的應力水平已迅速降低到20 MPa以下；箱體內的加勁板應力水平較低，主要起支承的作用。應力由耳板傳遞到橫隔板后，逐漸擴散到箱梁底板、腹板等各部分。

2.1 靜載試驗

疲勞試驗前先對試件進行靜載試驗，靜載試驗荷載分為疲勞荷載、1.0設計荷載和1.5倍設計荷載3種工況。疲勞試驗中每隔25萬次疲勞加載，停機進行一次靜載試驗，以了解模型試件在試驗過程中的應力變化。

靜載試驗采用逐級加載，以疲勞荷載的15%為增量級，加載到疲勞荷載的60%后，以疲勞荷載的10%為增量級。在各級荷載作用下，持荷5 min，進行應變和裂紋觀測。

對試驗結果進行處理之后，得到各測點的應力。限于篇幅，表1中只列出主要測點在疲勞荷載下的試驗結果，并與有限元計算結果對比。應力最大的位置位于橫隔板上過人孔圓弧處，最大等效應力為40.14 MPa；耳板加強板焊縫處，最大等效應力為23.89 MPa；N3a加勁肋與橋面板焊縫最大拉應力為12.43 MPa；橫隔板上V肋過焊孔處最大等效應力為21.73 MPa；其余大部分部位應力水平不高，大多在20 MPa以內。可以看出實測值與理論值的整體分布相同，除個別測點外，大多數(shù)測點都和理論值比較接近，可以證明試驗結果是正確可靠的。

表1 錨固區(qū)第一主應力情況對比

由圖11可以看出，在1.5倍設計荷載下，構件各測點在加載和卸載過程中的應力變化呈線性變化，試件仍然保持彈性狀態(tài)。

圖11 部分測點加載卸載曲線

2.2 疲勞試驗

疲勞試驗采用常幅正弦波荷載，加載頻率為4 Hz。

整個疲勞加載過程中未發(fā)現(xiàn)模型試件有異常現(xiàn)象，每隔25萬次循環(huán)加載停機進行檢查，均未發(fā)現(xiàn)裂紋。200萬次疲勞試驗后，對模型各部分進行檢查，未發(fā)現(xiàn)裂紋。

圖12 主要測點主拉應力加載卸載曲線

圖12給了各板件主要測點200萬次加載后的主拉應力加載-卸載曲線，可以看到應力變化幾乎是對稱的，說明試驗模型在各級荷載作用下的可恢復性能良好。圖13顯示出這些測點最大拉應力隨加載次數(shù)的變化很小，結構在循環(huán)荷載下沒有發(fā)生應力重分布現(xiàn)象，可以得出在疲勞試驗過程中結構基本處于彈性狀態(tài)。

為了解其疲勞強度儲備，繼續(xù)加載至260萬次，對耳板、加強板、加勁肋及焊縫處分別進行磁粉探傷和超聲波探傷檢測，結果表明焊縫連接依然良好，沒有產生疲勞裂紋。

圖13 主要測點主拉應力隨加載次數(shù)變化

試驗結果表明，結構在200萬次疲勞荷載幅作用下整體應力水平不高，加載過程中也未發(fā)現(xiàn)裂紋和其他異常?？梢哉J為此結構疲勞性能滿足設計要求，且有一定的安全儲備。

3 錨固區(qū)傳力機理分析

從錨固區(qū)的應力分布可以發(fā)現(xiàn)，錨固區(qū)的應力集中現(xiàn)象通常發(fā)生在板件之間的連接處，即耳板式錨固結構在承受銷鉸傳遞而來的吊桿力之后，主要通過錨固區(qū)的各條焊縫將力傳遞到箱梁中去，故研究各條焊縫的受力情況，可以更清楚地了解耳板式錨固結構的傳力機理。

為定量研究耳板結構的傳力機理，采用有限元計算各條焊縫的剪應力，并沿焊縫全長對各條焊縫的剪應力進行積分，得到各條焊縫承擔的剪力，進而得到各條焊縫分擔吊桿力的百分比，并依此來評價各條焊縫的受力情況，結果見表2。

表2 各焊縫承擔荷載比例

可以看到，吊桿力主要通過耳板與橋面板和耳板與橫隔板的焊縫傳遞，兩處焊縫分別分擔30.42%和30.60%的荷載。加勁肋中N3a板處于耳板中部，受到兩個銷孔傳遞而來的吊桿力，承擔19.34%的荷載，這也是引起此處應力集中的原因。N3板和N4板傳遞索力較小，分別為4.63%，2.59%，這兩類板主要起到增強錨固區(qū)整體剛度及穩(wěn)定性，減小橋面板面外變形的作用。

圖14為3條主要受力焊縫剪應力分布。從圖14可以看出，耳板-橋面板焊縫應力沿長度呈凸型分布，耳板中部焊縫承擔了兩邊銷孔傳遞而來的巨大索力，故應力較集中。除此之外在兩側與N3板連接處和板端也存在局部應力集中現(xiàn)象。耳板-橫隔板焊縫應力呈凹型分布，焊縫上端為多塊板件連接處，下端靠近系桿孔，應力較高。N3a與橋面板焊縫雖然承擔索力比不高，但由于焊縫長度短，其應力集中程度高于其他焊縫。

圖14 主要焊縫應力分布

從分析可以看出，傳力過程中的吊桿力在錨固區(qū)的傳遞是流暢、均勻的，但在焊縫內部的分配是不均勻的，尤其是焊縫的端部應力集中現(xiàn)象較明顯，是可能出現(xiàn)疲勞破壞的關鍵區(qū)域。設計中可通過對結構參數(shù)進一步的優(yōu)化，改善這些部位的受力性能。

4 結論

(1)插入式銷鉸錨固結構應力集中位置位于銷孔附近和耳板中部加勁板與橋面板連接處，設計時應針對耳板板厚、加勁板尺寸等參數(shù)進行合理的優(yōu)化。

(2)吊桿力的傳遞路徑為：沿耳板向下，首先由加勁板分擔部分索力，通過加勁板和耳板-橋面板焊縫共同將索力傳遞到鋼箱梁內，再通過耳板-橫隔板焊縫傳遞給橫隔板，最后由橫隔板擴散到箱梁底板、腹板，形成箱梁各部分整體受力的體系，結構的傳力是流暢的。

(3)傳力過程中的吊桿力在錨固區(qū)的傳遞是流暢、均勻的，但在焊縫內部的分配是不均勻的，吊桿力主要通過耳板-橋面板、耳板-橫隔板連接焊縫傳力，二者分別承擔30.42%和30.60%的荷載。其次，耳板中部加勁板承擔19.3%的荷載。焊縫端部的應力較高，是結構疲勞性能的控制部位。

(4)試驗證明插入式銷鉸索梁錨固結構具有良好的疲勞性能，且具有一定的安全儲備，可以滿足設計要求。