拉索渦振下考慮車輛和溫度聯合作用的斜拉橋鋼錨箱疲勞性能

摘要： 為評價運營狀態下斜拉橋拉索發生大幅渦激振動時的鋼錨箱疲勞性能，連續監測了某大跨斜拉橋發生渦激振動的某拉索振動加速度和鋼錨箱構造細節應力，在時/頻域內研究了該拉索的振動特性，以及拉索渦激振動、車輛加載和溫度作用對鋼錨箱構造細節應力的貢獻，探究了這三種荷載對鋼錨箱的加載機制，評價了這三種荷載聯合作用下鋼錨箱的疲勞性能。研究發現，試驗斜拉索在風速2～9 m/s之間發生了明顯的風致振動，觀測到的面內最大加速度峰值達25 m/s2，為多模態參與的高階渦激振動，面內振動明顯大于面外，主振模態出現在拉索第5～17階。溫度作用雖每天僅產生一個應力循環，但在鋼錨箱構造細節上產生的最大應力幅明顯大于車輛應力幅；雖然車輛通行產生的應力幅較小，但一輛貨車通行產生一個應力幅，應力循環次數大；拉索渦激振動慣性力施加在鋼錨箱上，但在構造細節上觀測到的應力水平極低，因此可完全忽略拉索渦激振動對鋼錨箱應力和疲勞的影響。研究認為，鋼錨箱疲勞評價需考慮溫度作用，但受拉索渦激振動、通行車輛和溫度作用的聯合加載，在鋼錨箱疲勞最不利的頂板和底板與鋼箱梁外腹板焊縫橋面端，以及承壓板與外腹板焊縫兩端的四個構造細節處，疲勞壽命均明顯大于100年。因此即使拉索發生渦激振動，該在役鋼錨箱疲勞性能也滿足橋梁設計要求。

關鍵詞： 斜拉索； 疲勞； 渦激振動； 鋼錨箱； 車輛加載； 溫度作用

中圖分類號： U443.38； U441+.4""" 文獻標志碼： A""" 文章編號： 1004-4523（2025）02-0268-11

DOI： 10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2025.02.006

收稿日期： 2023-02-14； 修訂日期： 2023-05-02

基金項目："國家自然科學基金資助項目（51878269，52278509）

Fatigue performance of steel anchor box in cable-stayed bridges considering joint action of vehicle and temperature under vortex-induced vibration of stay cable

ZHU Zhiwen1， YAN Shuang1， DING Wangxing2， LIAO Yuan2

（1.Department of Civil and Intelligent Construction Engineering， Shantou University， Shantou 515063， China； 2.Hubei Communications Planning and Design Institute Co.， Ltd.， Wuhan 430051， China）

Abstract： In order to evaluate the fatigue performance of the steel anchor box （SAB） when its stay cable experiences large-amplitude vortex-induced vibration （VIV） under in-service condition， continuous monitoring was conducted on a long-span cable-stayed bridge. The acceleration of the stay cable undergoing VIV and the stress at the SAB details were measured. The characteristic of stay cable vibration， as well as the stress at the SAB details due to VIV of the stay cable， vehicles loading， and thermal effects， were investigated in both time and frequency domains. Hence the loading mechanisms of VIV， vehicle loading， and thermal effects on the SAB were discussed. Based on the nominal stress method， the fatigue performance of the SAB under the joint action of VIV， vehicle loads and thermal effects were evaluated. The results show that the significant vibration of stay cable， characterized by the high-order multi-mode VIV， dominated by in-plane vibration with peak frequencies between the fifth and the seventeenth modes， occurring within a mean wind speed range of 2 m/s to 9 m/s， with observed maximum in-plane peak acceleration of 25 m/s2. Thermal effects significantly contribute to the maximum stress range at the SAB details， although they only generate one stress cycle per day. Compared to the thermal action， the stress range generated by the passage of vehicles is relatively low， but trucks produce a large number of loading cycles. The inertial force generated by VIV of the stay cable applies very low stress to the SAB， making its effects on stress and fatigue negligible. It is concluded that the fatigue evaluation of the steel anchor box should consider the thermal effects. However， even when considering the combined effects of VIV loading， thermal effects and vehicle loading， the fatigue life at the critical details of the SAB—specifically the deck-side welds of the upper and lower plates to the outer web， as well as both weld ends of the bearing plate to the outer web of the steel box girder—exceeds 100 years. Therefore， the fatigue performance of the SAB under in-service conditions meets the bridge design requirements， even with large-amplitude VIV of the stay cable.

Keywords： stay cable； fatigue； vortex-induced vibration； steel anchor box； truck loading； thermal action

斜拉橋造型美觀、施工方便、跨越能力大，是大跨橋梁常用的結構形式。這種橋型由主梁、斜拉索和索塔組成，其中，主梁由斜拉索多點彈性支承，因而斜拉索將承擔作用在主梁上的大部分荷載，并將這些荷載傳遞給索塔，故斜拉索是斜拉橋的重要受力構件。由于拉索具有質量輕、柔度大和阻尼低的特點，且長斜拉索在自重作用下會產生一定的垂度，從而降低了拉索的剛度，在交通荷載、風和雨等外部激勵作用下，極易發生如參數振動、渦激振動和風雨振等多種形式的風致振動［1?2］。斜拉索渦激振動是由于風流經斜拉索產生的尾流漩渦脫落頻率等于或接近拉索固有頻率而被激發的。一方面，因大氣邊界層內風速隨離地高度的增大而增大，而斜拉索塔端高、梁端低，自然風流經傾斜的拉索將在拉索不同高度處產生不同頻率的漩渦脫落，即往索塔方向渦脫頻率不斷增大；另一方面，大跨斜拉橋拉索基頻低而模態密集，沿拉索縱向發生的不同頻率漩渦脫落可能與斜拉索的多個結構模態接近，從而誘發斜拉索多個頻率同時發生渦激振動［3］。因斜拉索基頻較小，研究表明，當拉索發生明顯的渦激振動時，其卓越頻率往往較大，即通常激發的是拉索的高階單模態，甚至是多模態參與的高階振動［3］；此外，拉索振動位移峰值較小，小于拉索直徑，且遠小于拉索風雨振振幅［4］，但由于發振模態較高，拉索高頻振動的較大模態加速度可能會產生較大的渦激振動慣性力。該慣性力垂直于拉索軸線，通過拉索錨固端施加在鋼錨箱上，因此，拉索渦激振動將會在鋼錨箱上產生波動加載作用，這種作用可能會導致鋼錨箱發生疲勞開裂。

斜拉橋鋼錨箱為全焊結構，它受拉索錨固集中力作用，荷載大且受力復雜，焊接構造細節應力集中導致局部應力大［5］。目前，在設計索力作用下，鋼錨箱靜載性能的有限元和模型試驗已有較多研究［6］，但國內外開展的斜拉橋鋼錨箱疲勞性能研究不多。包立新等［7］開展了南京長江二橋南叉橋鋼錨箱的疲勞試驗和有限元分析。LIN等［8］對某單塔雙跨式斜拉橋鋼錨箱開展了有限元分析和疲勞足尺模型試驗，得出鋼錨箱能承受200萬次循環疲勞加載的結論，但并沒有給出鋼錨箱應力大小及其分布。需要指出，基于實橋交通流開展的鋼錨箱疲勞研究非常少。吳其等［9］開展了荊岳長江大橋跨中鋼錨箱在橋面隨機車流加載下的應力幅實測，評價了鋼錨箱的疲勞性能。祝志文等［10］現場實測了某斜拉橋的拉索渦激振動和鋼錨箱構造細節的應力時程，但僅有三天的數據，沒有開展疲勞評價，也沒有考慮溫度作用對構造細節應力幅和疲勞的影響。

鋼錨箱受橋面活載在拉索上產生的較大索力幅作用，將在應力集中的構造細節上產生較大的應力幅。另外斜拉橋為高次超靜定結構，太陽輻射將在斜拉橋上產生空間分布的溫度場和溫度梯度，可能在鋼錨箱上產生溫度熱效應和熱應力幅。因此，如同時考慮橋面通行貨車加載、拉索渦激振動加載和溫度作用三種荷載，三者的疊加效應可能會在斜拉索鋼錨箱焊接構造細節上產生較大的應力幅，影響鋼錨箱的疲勞性能。然而，目前未見考慮上述三種荷載聯合作用下鋼錨箱疲勞性能研究的相關報道，也沒有關于上述三種荷載對鋼錨箱作用機制的研究。

1 橋梁概況及試驗布置

某主跨為816 m的雙塔不對稱混合梁斜拉橋的立面布置如圖1所示。主跨和北邊跨主梁采用PK斷面鋼箱梁，主梁高為3.8 m，寬為38.5 m，橋面橫坡為2%，如圖2所示。大橋橫橋向為錨固104對高強度平行鋼絲斜拉索的H形預應力混凝土索塔，鋼箱梁上順橋向標準索距為15 m，斜拉索下端錨固在主梁外腹板外側的鋼錨箱上，鋼錨箱藏于風嘴內。大橋主橋為西北?東南走向，橋軸線為北偏西42°。

鋼錨箱結構由頂板、底板、承壓板和內/外側板等構件組成，其中頂板、底板和承壓板分別與箱梁外腹板焊接，內/外側板平行于外腹板并分別與頂板、底板和承壓板焊接，由此形成上部開口的箱型結構。研究表明，鋼錨箱以剪?彎聯合受力的方式將斜拉索索力傳遞給主梁，其中，鋼錨箱頂板、底板和承壓板是主要的受力構件。

實橋現場觀測發現，北塔北側下游JB01號拉索（見圖1，后稱之為試驗拉索）在干索狀態下長時間頻繁地出現明顯振動。該拉索沒有安裝外置阻尼器，但在其鋼導管內安裝了減震橡膠圈，拉索結構參數如表1所示，其中拉索成橋索力和基頻均通過實橋測量確定。

圖3為試驗拉索梁端鋼錨箱結構布置。可見，拉索集中力作用在承壓板上，部分傳遞到頂板和底板，再通過頂板、底板和承壓板與鋼箱梁外腹板的連接焊縫傳遞到鋼箱梁外腹板，并最終傳遞給主梁。鋼錨箱采用Q345qD鋼，主要構件結構參數如表2所示。

通過在橋梁上布置傳感器，結構監測系統能自動記錄、傳輸和存儲數據，并可對環境參數和結構響應開展分析，因此在大跨橋梁上有著廣泛應用。本文采用的監測儀器主要有螺旋槳風速儀、加速度計和應變片，如圖4所示。其中，螺旋槳風速儀安裝在主跨跨中距橋面5 m高度處，可獲得跨中橋面的風速和風向；加速度計采用TST143A02P雙向加速度傳感器，安裝在試驗拉索距橋面6.22 m高度處，采樣頻率為100 Hz，通過數據采集系統可得到該拉索的面內和面外振動加速度時程；應變片采用日本共和生產的UFLA?2?11?3LT箔基溫度自補償應變片，采樣頻率為100 Hz，布設在需要重點關注的鋼錨箱焊接構造的應力集中處，如承壓板與鋼箱梁外腹板連接焊縫的兩端和兩側，頂板和底板與鋼箱梁外腹板焊縫的橋面端等，如圖3（a）所示，所有單軸應變片均垂直于焊縫，并距焊縫焊趾6 mm。所有采集數據通過光纖傳到大橋健康監測室，保存在電腦上，可遠端控制數據采集并開展分析。

2 斜拉索渦激振動監測

圖5（a）給出了系統監測到的2018年2月10日拉索連續12 h加速度時程。其振動加速度經歷了先增大后減小的過程，面內和面外加速度峰值均有明顯變化，最大值分別為24.7和2.5 m/s2，即面內加速度峰值明顯大于面外。圖5（b）和（c）分別為2018年2月10日14∶30后，東風風速為6.6 m/s時，拉索面內短時加速度時程及其頻譜，對應的加速度峰值達24 m/s2；且拉索為多模態振動，主要參與模態為拉索第11～13階的高階模態，其中第12階參與能量最大，本文稱為主振模態，頻率為11.72 Hz，明顯高于拉索基頻0.98 Hz，因此拉索發生了多模態參與的高階渦振。

圖6統計了長期監測到的拉索面內加速度峰值與平均風速和主振模態的關系（統計時長為5 min，只統計了面內加速度峰值≥2 m/s2的數據）。可見，拉索振動先隨平均風速的增大而增大，在平均風速為6.5 m/s左右時，加速度峰值達到最大，此后，加速度峰值隨平均風速的增大而逐漸減小，表現出渦激振動的限幅特征［2］。拉索面內振動模態分布在第5～17階之間，對應頻率范圍為4.90～16.66 Hz；在第13階模態（12.70 Hz）左右加速度峰值最大，即渦激振動未見低于第5階和高于第17階的拉索模態。

因參數振動往往激發的是拉索2倍基頻內某一頻率的系統內共振［11］，故發生的不是參數振動。此外，風雨振在同時滿足一定風速、風向相對偏角、雨量的條件下才會發生，且拉索風雨振主要激發的是拉索前幾階模態振動［2］，而本文拉索為干索，因而該拉索振動也不是風雨振。綜前所述，本文監測到的拉索振動為多模態參與的高階渦激振動。

3 鋼錨箱構造細節應力監測

監測系統同時監測了橋梁運營狀態鋼錨箱多個構造細節的應變響應，并根據鋼錨箱鋼材的彈性模量2.06×105 MPa將應變時程轉換成應力時程，分析這些構造細節的應力大小和變化特征。

3.1 承壓板與外腹板焊縫

圖7（a）和（c）分別給出了承壓板與外腹板焊縫右側端部應變片1?1和1?2的24 h實測應力σ隨時間t的變化，該監測時段包含圖5拉索大幅渦激振動的時段（后續其他應變片24 h應力時程為同次測量，均包含圖5時段）。可見，其快速變化的應力疊加在一個隨時間整體趨勢性變化的曲線上。多天同一構造細節應力監測數據顯示，當前后兩天太陽輻射和氣溫基本相同時，經過一天后這種趨勢性應力變化在兩天同一時刻基本能回到相同的起點，即每天產生一個應力循環，因此，該應力循環是由于日照引起橋梁溫度變化導致的，在鋼錨箱構造細節上產生大的應力幅，如圖7所示，即溫度作用應力幅明顯大于車輛通行橋面和拉索渦激振動共同作用產生的應力幅。如剔除實測應力時程中的溫度作用，將分別得到如圖7（b）和（d）所示的僅包含車輛通行橋面和拉索渦激振動共同作用產生的應力，本文稱之為剔除溫度作用應力。此時，應變片1?1和1?2應力水平很低。圖7（e）給出了承壓板與外腹板焊縫左側端部應變片1?6的24 h實測應力時程，其溫度作用應力幅增大，剔除溫度作用應力時程如圖7（f）所示，與右側構造細節類似，該應力水平也很低，小于5 MPa。可見在車輛加載和拉索渦激振動的共同作用下，承壓板與外腹板焊縫構造細節應力幅水平很低，明顯低于溫度作用應力幅。

圖8（a）和（c）分別為承壓板與外腹板焊縫中部應變片1?7和1?8的24 h實測應力時程，可見溫度作用產生了很大的應力幅。剔除溫度作用應力分別如圖8（b）和（d）所示，可見應力水平仍很低。與圖7中承壓板焊縫兩端相比，可見其中部應力水平略高，但拉壓應力均小于5 MPa。

圖9（a）和（b）為同時記錄的承壓板與外腹板焊縫構造細節應變片1?1、1?2、1?6和1?7、1?8在貨車通行下的典型短時應力時程。雖然焊縫中部構造細節的應力響應大于焊縫兩端，但貨車通行產生的應力幅均較小。此外，雖然一輛貨車有多個車軸，但這些應變片在一輛貨車通行下均僅產生一個應力循環，無法分辨貨車軸組和單軸，顯然，這是橋梁主要受力構件的活載響應特征。

3.2 頂板和底板與外腹板焊縫

研究表明，鋼錨箱主要受力構件均存在不同程度的應力集中，其中，鋼錨箱頂板和底板與外腹板焊縫橋面端處最為明顯，該處往往是鋼錨箱構造細節應力最大位置［6］。從疲勞構造細節分類來看［12］，由于頂板和底板是焊接在鋼箱梁外腹板上的較長連接件，因此，在頂板和底板與外腹板焊縫橋面端處會產生明顯的應力集中，拉索渦激振動加載，橋面通行貨車加載和溫度作用可能會在該構造細節上產生較大的應力響應。圖10（a）和（c）為該構造細節的24 h實測應力時程，可見在這兩個位置上均產生了較大的應力響應，不僅溫度作用應力大，剔除溫度作用應力（圖10（b）和（d））也稍高于承壓板與外腹板焊縫；另外，頂板與外腹板焊縫應變片1?4的應力水平高于底板與外腹板焊縫應變片1?5的應力水平。

圖10（e）和（f）分別給出了鋼錨箱頂板與外腹板焊縫中部應變片1?3的24 h實測應力和剔除溫度作用應力。可見，該應變片應力以壓應力為主，且應力水平低于應變片1?4，即在鋼錨箱頂板與外腹板焊縫構造細節上，其橋面端應力響應大于其中部，這也與模型試驗的結論一致［5］。圖9（c）為同時記錄的頂板和底板與外腹板焊縫構造細節應變片1?3、1?4和1?5在貨車通行下的典型短時應力時程。與24 h應力時程類似，可見在該焊縫構造細節上，頂板的應力響應大于底板，橋面端的應力響應大于中部。同樣，這些應變片在一輛貨車通行下均僅產生一個應力循環。

4 拉索渦激振動加載機制

為揭示拉索渦激振動慣性力對鋼錨箱的加載機制和構造細節應力特征，需就運營狀態下該拉索是否發生渦激振動的情況展開對比分析。

4.1 無渦激振動

由圖9可見，鋼錨箱所有應變片在一輛貨車通行下均只顯示一個應力循環，這些短時應力時程曲線都存在細微的波動，這些波動是渦激振動激勵還是測量噪聲導致的結果，需進一步對應力時程進行頻譜分析來予以判別。圖11（a）給出了監測系統獲得的180 s拉索面內加速度時程，可見加速度峰值很小，拉索未發生渦激振動。鋼錨箱應力響應較大的構造細節處，即鋼錨箱應變片1?5的應力時程如圖11（b）所示。該時程包含前面的無貨車通行和后續的有貨車通行時段。取無貨車通行（30～60 s）和貨車通行（75～105 s）兩個時段，分別對加速度時程和應力時程進行頻譜分析，其歸一化頻譜如圖11（c）～（f）所示。

由圖11（c）和（e）可見，當拉索沒有發生渦激振動時，其響應表現為湍流風作用下的抖振特征，湍流隨機激勵激發起了拉索自基頻以上眾多模態的廣泛響應，相鄰峰值頻率之差等于基頻；顯然，有/無貨車通行橋面，拉索響應頻譜并無明顯差別，說明貨車通行并不激發拉索額外的模態響應。另外，由圖11（d）可見，雖然拉索的抖振響應包含眾多模態，但因加速度很小，鋼錨箱應力時程未見明顯的頻率峰值；而即使貨車通行，鋼錨箱應力時程同樣未見明顯的頻率峰值，如圖11（f）所示。

4.2 發生渦激振動

拉索渦激振動將產生振動慣性力，其大小受模態頻率、振幅和質量的影響。因拉索在錨固端處具有較大的抗彎剛度，當拉索發生渦激振動時，拉索端部的彎曲會將振動慣性力施加在鋼錨箱上；若渦激振動顯著，鋼錨箱構造細節的應力響應時頻圖應體現拉索渦激振動加載的特征。

下面考慮拉索發生渦激振動的情況。同樣取180 s時長，圖12（a）和（b）分別為拉索面內加速度時程和應變片1?5應力時程。同樣取應力時程的無貨車通行時段（30～60 s）和貨車通行時段（150～180 s），并對這兩個時段的加速度時程和應力時程進行頻譜分析，如圖12（c）～（f）所示。可見，在無貨車通行時段，拉索以第13和第14階模態為主發生渦激振動，鋼錨箱應力響應頻譜同樣包含拉索渦激振動的第13和第14階模態，因此拉索渦激振動在鋼錨箱上施加了激勵，只是其激勵產生的應力幅太小，如圖12（b）所示。在貨車通行時段，拉索以第13階模態為主發生渦激振動，鋼錨箱應力響應頻譜同樣包含拉索渦激振動的第13階模態。因此，即使貨車通行，拉索仍在鋼錨箱上施加了渦激振動慣性力激勵，只是和貨車通行產生的應力相比，渦激振動加載產生的應力幅很小，如圖12（b）所示。拉索有/無渦激振動時鋼錨箱構造細節應力的時頻對比表明，渦激振動時，鋼錨箱構造細節應力響應存在拉索渦激振動的頻率成分，說明拉索渦激振動產生的慣性力施加在鋼錨箱上，但從鋼錨箱構造細節的應力響應時程可見，其應力水平極低，明顯低于貨車通行在鋼錨箱構造細節上產生的應力，也明顯低于構造細節的溫度應力。由于疲勞壽命與應力幅的三次方成反比［12］，因此，拉索渦激振動產生的應力以及對鋼錨箱的疲勞影響完全可忽略。

5 鋼錨箱構造細節疲勞壽命評估

名義應力法被廣泛應用于鋼橋的疲勞評定中。本文依據美國橋梁設計規范［12］，采用名義應力法對鋼錨箱進行疲勞評價。橋面貨車通行和溫度作用對鋼錨箱為變幅加載，因此需先基于雨流計數法對實測應力時程進行統計計數以獲得構造細節的應力譜，再將應力譜中的最大應力幅（Sr，max）與構造細節對應疲勞等級的常幅疲勞極限進行比較，若常幅疲勞極限≥最大應力幅，則構造細節的疲勞壽命為無限；否則，構造細節為有限疲勞壽命。需根據Miner準則將變幅應力幅轉化為等效應力幅，再根據等效應力幅和構造細節S?N曲線計算其疲勞壽命。

Miner準則表達式為：

（1）

式中，為應力幅作用的應力循環次數；為S?N曲線中應力幅對應的常幅加載疲勞壽命；為應力幅造成的損傷度；D為總損傷度，當時，構造細節疲勞失效。

規范［12］中名義應力法對應的S?N曲線為：

（2）

式中，A為常數，依據規范［12］指定構造細節等級選用；m為S?N曲線的斜率，取為3.0；S為應力幅；N為疲勞加載次數。

基于式（1）可獲得與變幅加載所產生的疲勞損傷相等的某常幅應力幅（即等效應力幅）；由式（2）確定與等效應力幅相對應的應力循環次數，分別如下式所示：

（3）

（4）

這樣，可通過雨流計數法獲得一定時段內構造細節的應力譜，評價構造細節的疲勞性能和疲勞壽命。

另外，目前國內外規范并無鋼錨箱構造細節疲勞等級的規定，也無研究建議相關的疲勞等級。為此，本文將鋼錨箱頂板、底板和承壓板看作是焊在鋼箱梁外腹板上的構件，因頂板、底板和承壓板與鋼箱梁外腹板的連接焊縫沿受力方向的長度遠大于鋼錨箱外腹板厚度的12倍或100 mm，且頂板、底板和承壓板的厚度大于25 mm，根據美國橋梁設計規范［12］疲勞條文，頂板、底板和承壓板三者與外腹板焊縫端部構造細節的疲勞等級為E′，對應的常幅疲勞極限為17.9 MPa，其他構造細節疲勞等級對應的常幅疲勞極限如表3所示。

為反映工作日和周末交通流量的變化，監測系統連續采集了鋼錨箱構造細節7天應力時程，這些時程包含了拉索渦激振動加載、橋面車輛加載和溫度作用。從上述分析可知，拉索渦激振動對鋼錨箱動力加載完全可忽略，因此，無需關注拉索是否發生渦激振動。為此，本文采用雨流計數法對7天應力時程進行統計分析，可分別得到各個構造細節的實測應力譜和最大應力幅，并將溫度作用導致的應力緩慢上升和下降當作趨勢性予以剔除，得到剔除溫度作用后的應力譜和應力幅，如表3所示。可見溫度作用在鋼錨箱構造細節上均產生了較大的應力幅，其中，鋼錨箱承壓板與外腹板焊縫左側端部最大，最大應力幅達47.7 MPa；頂板和底板與外腹板焊縫橋面端應力幅也較大，頂板側應力幅大于底板側，且橋面端大于中部。由表3可見，如剔除溫度作用，構造細節應力幅均由通行橋面貨車產生，此時鋼錨箱全部構造細節的最大應力幅顯著降低，其中，頂板與外腹板焊縫橋面端最大，最大應力幅為10.7 MPa，其他構造細節的最大應力幅均小于10 MPa。說明拉索渦激振動和橋面通行車輛共同加載產生的應力幅相對較小，溫度作用對鋼錨箱構造細節應力影響較大。

圖13給出了疲勞最不利構造細節7天實測應力時程，顯示出了溫度作用特征。由于每天溫度有高有低，每天溫度作用在鋼錨箱上產生的應力幅有可能不同，但均較大，因此鋼錨箱疲勞評價需考慮溫度作用效應。

頂板和底板與外腹板焊縫橋面端，以及承壓板與外腹板焊縫下端三個構造細節的疲勞等級最低，但應力幅較大，因此是鋼錨箱的疲勞敏感構造細節，采用雨流計數法獲得這些位置的7天實測應力譜如圖14所示。通常認為，小于常幅疲勞極限1/4的應力幅不會對構造細節的疲勞壽命產生影響［9］。因此，1?4、1?5和1?6三個應變片應力幅小于4.5 MPa的部分未予考慮。雖然承壓板焊縫左側端部構造細節的最大應力幅最大，但其應力循環次數遠小于鋼錨箱頂板和底板橋面端，其中鋼錨箱頂板焊縫橋面端的應力循環次數最多，達到4238次。圖14各個測點應力譜中，高于表3中剔除溫度作用的最大應力幅及以下的應力譜，應力幅總數為7，表明溫度作用每天產生一個應力循環。

如不考慮溫度作用，由表3可知，鋼錨箱所有測點的最大應力幅均明顯低于各構造細節疲勞等級對應的常幅疲勞極限，因此鋼錨箱疲勞壽命為無限。但如前所述，鋼錨箱疲勞評價需考慮溫度作用，此時，因應變片1?2、1?3、1?7和1?8實測應力的最大應力幅均明顯低于對應構造細節的常幅疲勞極限，因此其疲勞壽命將是無限的。相反，其余構造細節的實測最大應力幅均大于對應構造細節的常幅疲勞極限，因此其疲勞壽命將是有限的。對有限壽命構造細節，基于S?N曲線計算的各構造細節疲勞壽命如表3所示，各測點的疲勞壽命均明顯大于橋梁的設計壽命（100年）。可見，溫度對鋼錨箱應力有影響，但其影響仍很有限。基于實測應力，考慮拉索渦激振動、通行車輛和溫度作用的聯合加載，該在役鋼錨箱疲勞性能滿足橋梁設計要求。

6 結 論

基于監測系統獲得的拉索振動加速度和鋼錨箱主要構造細節應力時程，研究了拉索渦激振動對鋼錨箱的加載機制，評價了車輛、拉索振動和溫度作用聯合加載下鋼錨箱的疲勞性能，主要結論如下：

（1）試驗斜拉索在常遇風速2～9 m/s之間發生了明顯的振動，為高階多模態渦激振動，面內振動明顯大于面外，渦激振動模態出現在拉索第5～17階，觀測到的面內最大加速度峰值約為25 m/s2，加速度峰值對應的主振模態為第13階。

（2）溫度作用雖每天僅產生一個應力循環，但在鋼錨箱構造細節上產生的應力幅明顯大于車輛通行應力幅，因此鋼錨箱疲勞性能評價需考慮溫度作用。

（3）頂板和底板與鋼箱梁外腹板焊縫橋面端，以及承壓板與外腹板焊縫的兩端，四處應力響應較大，一輛貨車通行下鋼錨箱所有構造細節上均僅產生一個應力循環。

（4）拉索渦激振動時，鋼錨箱構造細節應力響應存在拉索渦激振動的頻率成分，說明渦激振動慣性力施加在鋼錨箱上，但渦激振動產生的應力水平極低，顯著低于貨車通行在鋼錨箱構造細節上產生的應力，因此，拉索渦激振動在鋼錨箱上產生的應力以及對鋼錨箱的疲勞影響完全可忽略。

（5）試驗鋼錨箱頂板和底板與鋼箱梁外腹板焊縫橋面端，以及承壓板與外腹板焊縫的兩端的疲勞壽命為有限，但疲勞壽命均顯著大于100年，其他構造細節的疲勞壽命為無限，因此，考慮拉索渦激振動和溫度作用下，該在役斜拉橋鋼錨箱疲勞滿足100年橋梁設計要求。

因目前國內外規范無鋼錨箱構造細節的疲勞等級規定，今后將結合既有鋼錨箱結構和構造，開展疲勞試驗和斷裂力學分析，系統研究鋼錨箱疲勞失效機理，并確定鋼錨箱不同構造細節的疲勞等級，用于鋼錨箱疲勞研究和抗疲勞設計。

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通信作者： 祝志文（1968―），男，博士，教授。E-mail： zhuzw@stu.edu.cn