泰州大桥钢箱梁疲劳损伤评估及试验研究

吉 林，孔祥明，蒋 波，袁周致远

(1. 江苏泰州大桥有限公司，江苏 泰州 225321；2. 河海大学 土木与交通学院，江苏 南京 210098)

0 引 言

由于钢箱梁的构造特点，其疲劳损伤难以避免。疲劳损伤作为钢箱梁的主要病害之一，直接影响着结构的受力和安全，甚至导致桥梁倒塌事故。钢箱梁疲劳开裂机理相对复杂，且初期不易察觉，一旦开裂将带来严重后果。目前国内对钢箱梁疲劳问题的理论研究滞后于工程实践，钢箱梁疲劳损伤是我国在役缆索承重桥梁安全运营面临的核心难题之一[1-2]。根据大量实桥车辆荷载统计情况分析发现，重载和超载现象突出，钢桥面板经常处于超负荷运行状态，且铺装层的损坏也会加剧钢箱梁桥疲劳[3-4]。日本学者研究发现，钢箱梁出现疲劳裂纹几率较大的部位是各构件交叉部位，其中U肋与顶板焊接连接部位占疲劳裂纹总发现数达9.7%之多[5]。

近年来，国内学者针对钢箱梁顶板与U肋连接构造细节开展了一系列相关研究。曹宝雅等[6]通过有限元数值模拟顶板-纵肋焊接细节，重点分析了板件厚度变化对焊接残余应力的影响规律。吴伟胜等[7]通过建立有限元模型发现顶板厚度、焊缝熔透深度及残余应力对疲劳性能影响显著。苟红兵等[8]通过对辽河大桥监测分析得出该桥顶板与U肋连接细节年损伤度约为2.23×10-3。但这些方法大都偏重有限元理论分析，缺乏具体试验或实桥检测数据支撑。

笔者建立泰州大桥三维全桥仿真模型，分析随机车流作用下大桥主梁应力变化的最大位置，确定大桥主梁的最不利疲劳损伤截面，研究在实测车流下主梁最不利损伤截面处典型疲劳细节的疲劳损伤特征。同时针对泰州大桥顶板与U肋连接构造细节，采用名义应力法开展试验研究。

1 重点疲劳损伤部位分析

1.1 全桥有限元模型

采用ANSYS建立泰州大桥全桥模型，如图1。

图1 泰州大桥全桥有限元模型Fig. 1 FEM model of the whole bridge of Taizhou Bridge

主梁与主塔均采用beam4梁单元，主缆与吊杆采用link10杆单元，主缆与吊杆连接处的索夹采用mass21质量单元。全桥模型的边界条件为：主缆两端6个自由度全部约束，主塔底部6个自由度全部约束，主梁与主塔根据约束关系采用主从耦合。为模拟车辆在桥梁上运行的过程，采用mass21质量单元模拟车辆重量，并通过combine14弹簧单元将质量单元与主梁进行连接。

1.2 钢箱梁动力响应时程分析

在车辆荷载作用下，钢主梁各部位将产生不同程度的振动响应，考虑到车辆过桥时桥梁结构受力过程复杂，将车辆荷载简化为移动荷载模型，即将车辆模拟为均匀移动的恒载，该方法仅为简化的近似方法，计算较为方便，可以用于近似计算桥梁结构的动力响应。由于该方法忽略桥梁与车辆间的相互作用效应，故本次模拟中不考虑车辆的冲击影响。

采用随机车流对全桥三维模型进行振动分析，该车流是依据泊松分布原理的断面发车模型产生，将车辆进入模拟路段这一随机性事件转化为进入模拟路段的车辆间的间隔时间视为随机量。计算车速取设计车速80 km/h[9]，随机车流过桥时间为180 s。

图2、图3及表1分别为主梁1/4跨、跨中、3/4跨位置的竖向位移和弯矩。由图2和图3可知，主梁1/4跨、跨中、3/4跨位置的时程曲线均由若干个大的循环组成，动力响应与静力响应变化趋势基本一致，动力响应曲线围绕静力响应曲线作小幅振动。由表1可知，主梁左、右侧跨中的最大竖向位移分别为1.56和1.55 m，均比1/4跨和3/4跨的最大竖向位移大；虽然主梁1/4跨左侧和3/4跨右侧位置弯矩绝对值较大，但是主梁跨中弯矩幅值为三者中最大。根据上述对钢主梁位移和弯矩动力响应分析可知，主梁跨中截面对应的位移与弯矩变化幅值总体较1/4跨、3/4跨截面大，更易引起钢箱梁中较大的应力幅，导致疲劳损伤。

图2 竖向位移时程曲线Fig. 2 Time-history curves of vertical displacement

图3 弯矩时程曲线Fig. 3 Time-history curves of bending moment

位置最大竖向位移/m左侧右侧最大弯矩值绝对值/(×107 N·m)左侧右侧最大弯矩幅值/(×107 N·m)左侧右侧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 典型部位疲劳损伤现场测试分析

2.1 应变监测的实施

由1.2节分析可知，主梁的竖向位移响应、弯矩响应在跨中截面最大，故主要针对跨中截面进行测试。根据相关文献关于桥梁结构各个不同部位构件的危险程度和薄弱等级评述，最危险部位是那些承受高速公路交通荷载且位于最外侧车道的部位[10-11]。同时，根据泰州大桥收费站交通量数据发现，下游方向日均交通量较大。因此，选择大桥跨中截面下游重车道8#U肋顶板与U肋焊缝处布置测点进行疲劳损伤分析，如图4。

图4 主梁测试部位Fig. 4 Test sites of the main girder

2.2 应力幅谱分析

已有文献表明，疲劳损伤对于应力幅非常敏感，利用记录的应变数据进行应力幅值分析，这应是较为准确可靠的方法[12]。

图5为下游跨中截面顶板测点的疲劳应力谱计算结果。由图5可知，该处测点对应的应力循环次数随着应力幅的增加逐渐减小，在整个应力幅范围内，最大应力幅值为12 MPa左右，根据BS5400关于钢结构焊接细节的分类，顶板与U肋焊缝处顶板测点的疲劳极限值为25 MPa，远高于该处测点最大应力幅值。因此，可认为在目前的交通流量下，跨中截面下游车道顶板与U肋连接疲劳细节满足BS5400规范中疲劳极限值相应规定。

图5 构造细节的疲劳应力谱Fig. 5 Fatigue stress spectrum of structural details

2.3 疲劳损伤评估

大量研究表明，变幅随机荷载作用下构件中的应力幅，可以用一个等效的常应力幅来替代，替代的原则是等效应力幅下的疲劳寿命等于变应力幅下的疲劳寿命。等效应力幅的计算公式如下：

(1)

式中：σeq为变应力幅所对应的等效常应力幅；NT为各级变应力幅σi的总循环次数；ni为各级变应力幅σi的循环数；m为指定细节类别下的构件在常应力幅下的有关强度寿命的S-N曲线的斜率，对于大部分构件细节，m=3。

依据疲劳S-N曲线以及Miner线性损伤累积准则，分析计算测点处的疲劳损伤量D。将变幅应力幅通过雨流计数法转化为等效应力幅σh，使其等于变幅应力幅产生的疲劳损伤，则细节处的疲劳损伤量可以定义为

(2)

式中：Ntotal为实桥动态监测期内的等效应力幅σh的总作用次数；N为等效应力幅σh作用下焊接细节发生疲劳破坏的总循环次数；K2为BS5400中S-N曲线的疲劳强度系数。

根据式(1)计算得到该测点一天24 h的等效应力幅，由疲劳损伤量式(2)计算出测点24 h区间内每小时的疲劳损伤量，见图6。

图6 跨中截面疲劳损伤量分布Fig. 6 Distribution of fatigue damage in the mid-span section

由于受到不同时段车流量的影响，不同时段顶板与U肋连接焊缝处疲劳损伤量差异较大，日损伤度分布曲线出现3个明显的损伤峰值，分别为晚上18：00—19：00时段和晚上02：00—24：00时段以及晚上01:00—02：00时段，表明此时经过大桥的车流情况最为复杂。最大损伤峰值出现在夜间18：00—19：00时，这主要是由于重车常于夜间行驶且夜间行驶的车辆超载现象相对较多，从而导致该时段的疲劳损伤量突增。

3 顶板与U肋疲劳试验分析

3.1 试验情况

本试验中试件采用与泰州大桥钢桥面板所用钢材型号相同的Q345qD，弹性模量Es取2.1×105MPa。试件构造尺寸如图7，顶板长600 mm，宽300 mm，板厚按试件类型分为16 mm(SJ1系列)和14 mm(SJ2系列)；U肋截取高度200 mm，宽度300 mm，板厚8 mm。

图7 试件构造尺寸Fig. 7 Specimen dimensions

采用机械型疲劳试验机进行疲劳加载[13]，如图8。试件一端通过高强螺栓固定于机架，形成悬臂状态，悬臂端与偏心作动器连接，作动器运转时输出正弦循环荷载。当试验过程中满足以下条件之一时，试验视为完成：①裂纹开展长度达到100 mm(N100)；②应力幅加载次数达到1 000万次。试验机频率与作用力大小可调节且自带计数功能，可连续记录荷载循环次数。采用DHDAS动态信号采集仪记录应变数据，采样频率为1 000 Hz，每隔1 h连续采样1 min。

图8 试件加载Fig. 8 Specimen loading

每组试件正式测试9个，每个试件布置1个名义应力测点，如图7，图中t为顶板厚度。以CD1作为加载应力控制点，加载名义应力幅等级为55、80、100 MPa，实际加载名义应力幅浮动范围在10%以内。若试验中出现应力幅加载次数超过1 000万次仍未检测出裂纹，则补充备用试件进行加载以供参考，试件工况分组见表2。

表2 试件工况Table 2 Working condition of the specimen

注：试件失效指应力幅加载次数达到1 000万次时，试件仍未开裂，不计入后续数据处理中。

3.2 加载结果分析

两组试件均从焊缝焊根处起裂，沿焊根方向扩展。裂纹扩展初步分为3个阶段。起裂阶段：在试件焊根处首先出现裂纹源，并且裂纹源可能为两到三个，并多出现于整条焊缝中部区域。裂纹扩展阶段初期：经过一定次数的加载，裂纹源沿焊缝长度方向扩展，此时裂纹的扩展速度较慢。裂纹扩展后期：裂纹已经形成，约为40 mm，两侧扩展速度较之前增大许多。

将试件名义应力幅数据与我国公路钢结构桥梁设计规范中近似疲劳细节规定的S-N曲线进行比对，并采用最小二乘法对每个系列试件进行线性回归拟合，控制拟合曲线的斜率为m=3，如图9。根据拟合曲线计算得出具有97.7%保证率时的疲劳强度，并分析得出推荐疲劳强度，如表3。由图9可知，试件数据点均落在我国公路钢结构桥梁设计规范规定的70 MPa的S-N曲线上方，与拟合得到的推荐名义应力疲劳强度70 MPa保持一致。因此，泰州大桥顶板与U肋构造细节的疲劳强度符合现有规范的规定。

图9 S-N曲线Fig. 9 S-N curve

试件类型计算疲劳强度/MPa推荐疲劳强度/MPaSJ173.10SJ265.5570

4 结 论

1)泰州大桥钢箱梁跨中截面的位移和弯矩变化幅值总体较1/4跨与3/4跨截面更大，更易引起钢箱梁应力幅显著变化，为疲劳损伤不利截面。

2)在目前的交通流量下，泰州大桥跨中截面下游车道顶板与U肋焊缝处顶板附近出现疲劳损伤量较大的时间为夜间19时左右，且顶板附近最大应力幅值低于BS5400规范推荐的疲劳极限值，满足设计要求。

3)泰州大桥顶板与U肋构造细节的疲劳强度符合现有规范的规定。名义应力下该构造细节的疲劳强度为70 MPa。