某长江大桥抗风联杆弯曲破坏成因分析

周燕其 谢玉洁

(1.中国中铁二院工程集团有限责任公司，四川成都 610031;2.西南电力设计院，四川成都 610021)

0 引言

笔者参加了某长江大桥的定期检测及荷载试验，发现悬索桥桁架梁抗风联杆存在弯曲破坏现象，而这一问题的成因至今没有定论。本文通过对抗风联杆的弯曲破坏分布规律、荷载试验、结构计算和协调变形等多方面进行分析，探讨抗风联杆的弯曲破坏原因。

1 工程概况及抗风联杆现状调查

1.1 工程概况

某长江大桥长1 199.73 m，主桥为单跨560 m钢管桁架悬索桥，理论垂跨比为1/10.5，主缆中心距离为19.50 m，高塔薄壁，隧道式锚碇和岩锚。桥面设计宽度:净15 m+2×1.5 m。设计荷载等级:汽—超20级，挂—120，人群荷载3.5 kN/m2。桁架梁采用空间钢管桁架，上下弦管间中心高3.3 m，中心宽19.5 m，桁架主弦管采用16 Mn直缝焊接钢管或无缝钢管，外径325 mm，壁厚12 mm～14 mm;腹杆及下横梁采用无缝钢管，外径152 mm，壁厚10 mm～12 mm;上横梁采用焊接工字钢;抗风联杆采用无缝钢管，外径108 mm，壁厚6 mm。全桥共分35个吊装节段，单个吊装节段内的所有杆件均采用直接电焊连接，组成空间桁架体系。加劲梁由三角架单元组合，采用分节段工厂加工，吊装施工的方法。除1号吊装段长为12.55 m外，其余节段长均为16.20 m，吊装节段最大重量约40 t，节段间采用高强螺栓——摩擦型拼接。桁架梁标准吊装节段见图1，半跨桁架梁抗风联杆(图中斜杆)布置图见图2。

图1 桁架梁标准吊装节段示意图（单位：mm）

1.2 抗风联杆现状调查

据大桥的养管人员介绍，上联抗风联杆弯曲破坏现象最早发现于2003年，最先出现在南半跨，后来北半跨也逐渐出现此现象。对比2006年和2011年检测报告，上联抗风联杆弯曲破坏现象无明显变化。

图2 半跨桁架梁上平联抗风联杆布置图

2011年检测报告显示，北半跨桁架梁有较多上联抗风联杆弯曲破坏，其中明显弯曲的上联抗风联杆有18根，约占该半跨上联抗风联杆总量的6%;南半跨上联抗风联杆弯曲破坏比北半跨严重，明显弯曲的上联抗风联杆有45根，约占该半跨上联抗风联杆总量的15%。大多数上联抗风联杆竖向弯曲(上弯或下弯)，少量水平向弯曲，且大多位于靠近桁架梁节段接头处。实测抗风联杆的弯曲量值大多为4 cm，最大有8.2 cm。

2 抗风联杆弯曲破坏原因分析

2.1 荷载试验

2011年检测报告显示，荷载试验选取1/8跨、1/4跨、1/2跨三个控制截面，分别进行了Ⅰ—3，Ⅰ—2，Ⅰ—1荷载试验工况加载，来测试桁架梁的受力状况。由于篇幅受限，具体的加载方式本文不再赘述，摘取部分荷载试验工况的抗风联杆应力值如表1所示。

表1 荷载试验工况的抗风联杆应力值 MPa

由表1可以得知，荷载试验的实测应力和有限元模型的计算应力基本上是一致的，证实了有限元模型是可靠的。在上述荷载试验工况下，上联抗风联杆的实测应力增量为 －5.1 MPa～2.4 MPa，下联抗风联杆的实测应力增量为 38.8 MPa ～68.1 MPa，应力增量很小。

2.2 结构计算

2.2.1 有限元模型

采用空间有限元分析软件Midas/civil建立桥梁主跨结构的空间有限元模型，主缆和吊杆采用索单元，主塔和加劲梁采用空间梁单元，桥面板采用板单元。全桥共分6 847个单元、1 847个节点，其中索单元280个，梁单元5 879个，板单元688个。

2.2.2 计算结果

选取了正常使用条件下，几个典型的使用荷载工况，使用荷载工况下联抗风联杆应力值见表2。

表2 使用荷载工况下抗风联杆应力值MPa

在上述几个典型的使用荷载工况下，上联抗风联杆应力为－9.5 MPa～10.9 MPa，下联抗风联杆应力为 － 128.0 MPa ～212.7 MPa，均小于Q235材料的屈服应力，抗风联杆不会弯曲破坏。

2.3 协调变形

2.3.1 材料特性

我们知道不同材料的温度线膨胀系数和弹性模量不一样，那么温度变化或受力时会产生不协调变形。本桥桁架梁抗风联杆为A3钢(Q235)，温度线膨胀系数 α =1.2×10－5/℃，弹性模量ES=2.06×105;桁架梁上、下弦杆和腹杆为16 Mn钢(Q345)，温度线膨胀系数 α =1.2 ×10－5/℃，弹性模量 ES=2.1 ×105。有限元模型计算是已经考虑不同材料的材料特性，由此也排除了材料特性差异产生的不协调变形导致抗风联杆弯曲破坏。

2.3.2 施工误差

有限元模型计算是基于理想状态假设，即材料特性均匀、连续，结构杆件间连接均匀、有效，桥梁线形符合设计状态等一系列理想状态假设。实际情况下难免存在施工误差。单个桁架节段的焊接、安装可能存在误差，而且材料特性本身也可能不均匀、不连续。施工单位拼装桁架节段可能存在误差，而且结构杆件间连接也可能不均匀、失效。成桥线形可能不符合设计状态。

检测报告表明确实存在施工误差。钢管桁架梁分南、北半跨由两家不同厂家生产。有两根上横梁的下翼缘扭曲变形，个别抗风联杆端部连接存在缺陷。成桥线形不符合设计状态(桥面线形最大偏离89 mm，主缆线形最大偏离339 mm)。结构受力不符合设计状态(个别吊杆内力最大偏差21%)。

上述施工误差均可能导致有限元模型部分失真，不能反映抗风联杆的真实受力状况。

3 结语

通过对抗风联杆的弯曲破坏分布规律、荷载试验、结构计算和协调变形等多方面进行分析，探讨抗风联杆的弯曲破坏成因，得出以下几点:

1)抗风联杆的弯曲破坏出现时间具有一定的规律性。通车2年后弯曲出现(笔者推测通车后即出现)，先南半跨，后北半跨。通车5年和10年的检测报告显示，两次检测上联抗风联杆弯曲破坏无明显变化，表明2年～5年弯曲发展，5年后弯曲稳定。

2)抗风联杆的弯曲破坏空间分布具有一定的规律性。上、下分布不均:上联抗风联杆弯曲破坏，下联抗风联杆未出现弯曲破坏。南、北半跨分布不均:北半跨明显弯曲的上联抗风联杆有18根，约占该半跨上联抗风联杆总量的6%;南半跨明显弯曲的上联抗风联杆有45根，约占该半跨上联抗风联杆总量的15%。节段内分布不均:弯曲杆件大多位于靠近桁架梁节段接头处。

3)抗风联杆的弯曲破坏方向具有一定的规律性。多数杆件为竖向弯曲(上弯或下弯)，少量杆件为水平弯曲。

4)检测报告表明:钢管桁架梁分南、北半跨由两家不同厂家生产;有两根上横梁的下翼缘扭曲变形，个别抗风联杆端部连接存在缺陷;成桥线形不符合设计状态，结构受力不符合设计状态，表明该桥确实存在上述施工误差。

5)荷载试验表明:荷载试验的实测应力和有限元模型的计算应力基本一致，证实了有限元模型是可靠的。在荷载试验工况下，上联抗风联杆的实测应力增量为－5.1 MPa～2.4 MPa，下联抗风联杆的实测应力增量为38.8 MPa～68.1 MPa，应力增量很小。

6)结构计算表明:几个典型的使用荷载工况下，上联抗风联杆应力为－9.5 MPa～10.9 MPa，下联抗风联杆应力为 －128.0 MPa～212.7 MPa，均小于Q235材料的屈服应力，由此排除了使用荷载工况抗风联杆设计强度不足导致弯曲破坏。

7)材料特性表明:桁架梁抗风联杆和上下弦杆、腹杆的温度线膨胀系数和弹性模量差异不大，而且有限元模型计算已经考虑了不同材料的材料特性，由此也排除了材料特性差异产生的不协调变形导致抗风联杆弯曲破坏。

由于抗风联杆的刚度远小于桁架梁的其他杆件，施工误差产生的不协调变形会导致刚度最小的抗风联杆首先出现弯曲破坏。检测报告表明该桥确实存在施工误差，而抗风联杆的弯曲破坏出现的时间、空间分布规律也证实了施工误差产生是导致抗风联杆弯曲的主要原因。

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