基于现场实测应力谱的钢锚箱构造细节疲劳评价

吴其，祝志文，李健朋

基于现场实测应力谱的钢锚箱构造细节疲劳评价

吴其1，祝志文2，李健朋1

(1. 湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082；2. 汕头大学 土木与环境工程系，广东 汕头 515063)

为评价某大跨斜拉桥设计索力最大的钢锚箱在桥面通行车辆作用下的疲劳性能，开展随机车流下锚箱疲劳敏感构造细节的现场应力监测，获得构造细节的应力时程和应力谱，并基于Miner准则计算最大应力幅、等效应力幅及疲劳加载次数。基于中国公路钢结构桥梁设计规范(JTG D64—2015)对锚箱构造细节的疲劳寿命进行分析，并讨论锚箱顶底板端部围焊细节的疲劳性能。研究结果表明：货车通行下，钢锚箱顶底板端部围焊构造细节表现为整体结构应力响应特征，在一辆货车通行下仅产生一个应力幅；在锚箱全部构造细节中，顶底板端部围焊细节应力幅高于其他构造细节，也是锚箱疲劳最不利构造细节；其中底板端部围焊处的应力幅最大，实测最大应力幅达56.7 MPa，等效应力幅和日均加载次数分别为10.1 MPa和4 484次，该构造细节处疲劳累计损伤主要由相对较大的10～30 MPa的应力幅贡献。研究认为，桥面车辆通行下锚箱构造细节的应力幅较小，其疲劳性能都满足大桥设计要求。

钢锚箱；疲劳；构造细节；现场实测；随机车流

斜拉桥是主梁受拉索多点弹性支承的桥梁结构，钢箱梁斜拉桥因跨越能力大，在大跨度桥梁建设中经常采用。其索梁连接作为钢斜拉桥的重要传力区域，具有传递荷载大、传力机理复杂、局部应力集中突出等特点[1-2]。钢锚箱作为索梁锚固结构的一种，在国内斜拉桥中得到了非常广泛的应用，如已建成的鄂东长江大桥、青岛海湾大桥、安庆长江大桥、苏通长江大桥、荆岳长江大桥和石首大桥等均采用锚箱式索梁连接构造[3]。锚箱结构构造复杂，局部应力集中明显，而随着拉索轴力也不断增大，锚箱局部位置的峰值应力也将增大，加之拉索振动和桥面通行车辆的动力加载作用，其结构的疲劳性能值得关注。需要指出，目前国内外关于索梁锚固结构研究主要集中在有限元分析和模型试验，因锚箱构造复杂、真实加载和边界条件模拟困难，加之试验多为缩尺模型，研究结果的尺度效应难以评价；因疲劳试验加载时间长、费用高，试验结果的离散性大，而模型试验往往基于单一模型开展，无法给出合理的统计估计，其结论的合理性是存疑的[4]。现场试验基于真实结构开展，能反映实际结构的制造工艺、工作状态、加载条件和约束影响，因此被认为是进行疲劳性能研究非常有效的方法[5-7]。

然而迄今为止，国内外关于钢锚箱现场疲劳试验的研究，特别是实桥随机车流下其构造细节的应力响应特征和疲劳性能研究鲜见报道。

1 桥梁工程背景

某长江大桥主桥跨度组合为100 m＋298 m＋816 m＋80 m＋2×75 m，为双塔不对称混合梁斜拉桥。大桥北、中跨主梁采用双箱单室PK断面钢箱梁；南边跨为PK断面预应力混凝土箱梁。主桥箱梁标准断面全宽38.5 m，主梁轴线处梁高3.8 m。桥面布置双向6车道和3.75 m右路肩，设计车速100 km/h。混凝土索塔横桥向为H型，南、北塔高分别为224.5 m和265.5 m。采用平行双索面，拉索按扇形布置，全桥共4×26对高强度平行钢丝斜拉索，拉索立面布置如图1所示。其中中跨拉索由北塔往跨中依次编号为JN1～JN26，由南塔往跨中依次编号为JS1～JS26。最长斜拉索达434 m，最大索力628.9 t。钢箱梁段梁上标准索距为15 m；南边跨PC箱梁段梁上标准索距为7.5 m，斜拉索横桥向索距为35 m。

单位：m

选取成桥索力最大的JS26号拉索(图1)钢锚箱，其构造如图2。该钢锚箱主要构件有外腹板N0、底板N1和顶板N2及其外侧加劲肋N5、承压板N3和锚垫板N4。顶板、底板和承压板通过3条主焊缝(主焊缝位置如图4(a)中虚线标记)与钢箱梁外腹板连接。斜拉索的巨大索力，通过拉索锚头作用在锚垫板N4上，如图2所示。

(a) 锚箱结构示意图；(b) 锚箱尺寸示意图

2 实验概况

由于焊接构件的应力集中位置易发生疲劳，因此要研究钢锚箱的疲劳问题，须重点关注锚箱结构上的应力集中位置。文献[2]和[3]的研究对象所选用的锚箱结构与本文锚箱结构除尺寸参数略有不同外，构造完全一致；其研究解释的受力特性是该类锚箱的普遍特性。因此参考文献[2]和[3]中有限元分析获得的各板件的应力分布状态和构造特征，本次实桥应力监测实验选取两类应力集中位置作为主要监测对象：1) 锚箱主要板件(N1，N2和N3)与箱梁外腹板连接端部截面；2) 其他附属构造细节，如锚箱加强肋与承压板连接处的应力集中位置等。如图4所示，在腹板上靠近锚箱主焊缝应力集中区域布置1-1～1-9共9个通道，其中包括一个应变花(1-7～1-9)，在锚箱范围内附属构件的应力集中区域布置2-1～2-12共12个通道。

试验中应变花采用45°应变花布置，如图3应变花所示3个应变片A，B和C成45°应变花布置，假设第一主应变1方向与应变片A的轴线的夹角为，基于这A，B和C这3个应变片测到的应变值，可得到主应变1和3以及方向角为：

采用日本东京测试研究所生产的UFLA-2- 11-3LT箔基温度自补偿应变片。该应变片基底尺寸为6.5×3 mm，敏感栅尺寸为2×1.5 mm，参考名义应力提取位置，应变片中心距离焊缝焊趾6 mm[8-9]。现场应力监测于2018年10月实施，试验采用48通道的DH-3820动态采集系统。根据该钢桥所采用钢材，弹性模量为210 GPa，泊松比为0.3。根据试采样的锚箱构造细节应力响应，桥面随机流下锚箱构造细节表现为主体结构受力特征，取采样频率为10 Hz，可捕捉到构造细节的应力响应。考虑通行车辆工作日和周末的可能差异，对构造细节连续采2个星期。

(a) 锚箱主要板件监测区域；(b) D1区；(c) D2区；(d) D3区；(e) 锚箱加强肋位置处；(f) 腹板背部位置

3 应力时程数据分析

图5为锚箱顶底板端部围焊位置处的24 h应力时程图。由图5(a)和5(b)可知，顶底板端部围焊细节均为明显的压应力主导，这与该位置处的传力特点一致，索力通过顶底板主焊缝传递，在其端部形成明显的压应力区域。此外底板端部压应力大于顶板，其中在观测的24 h内，1-1和1-4的最大压应力分别不超过30 MPa和25 MPa，都比较小。1-2和1-3为底板端部两侧长焊缝位置的应力通道，由图5(c)和5(d)可知，两侧长焊缝端部仍以压应力为主，比之端部1-1要小，且下侧焊缝(1-3)大于上侧(1-2)，最大压应力分别不超过15 MPa和10 MPa。

从测得的长时应力时程中，选取一段三轴货车通过时的应力响应分析其应力时程特点。图6为锚箱底板端部围焊位置处1-1和1-4短时应力时程，可见1-1与1-4应力时程相似，反应的应力时程为同一类型的细节，只是峰值应力不同；且锚箱底板的通道(1-1)大于锚箱顶板(1-4)，而底板焊缝长度大于顶板焊缝长度，可知焊缝长度对锚箱端部围焊细节的应力集中现象并无直接相对关系，并非焊缝越长，最大应力越小。

从应力时程的响应特征来看，围焊端部的应力影响线很长，根据估计的桥面货车通行速度(高速公路，且为桥面下坡)，应力影响线的长度在400 m左右，显然这是主体结构受力特征。由分析可知，围焊端1-1应变片的应力时程，表现为货车远离钢锚箱时，货车加载导致主梁受力，该处受拉，拉应力较小；随着货车驶近锚箱，索力越来越大，也即通过锚箱底板传递给外腹板的荷载也越来越大，因此1-1应变片应力由拉变压，压应力幅越来越大。但当货车靠锚箱很近时，因斜拉索的柔性，锚箱背面的横隔板刚度较大，荷载中的一部分将通过横隔板传到纵隔板和桥面系，以及主梁另一侧的拉索上，导致该应变片的响应减小。相反，当货车驶离锚箱时，1-1应变片的应力响应将再次增大，然后再逐渐减小。因而形成一个类似驼峰的应力时程。因横隔板分担货车效应形成的次应力幅，远小于货车整体效应产生的应力幅。从应力和疲劳寿命的关系，可以忽略次应力幅对疲劳的加载贡献，因此可认为一辆通行货车将在1-1应变片上仅产生一个应力循环，符合主体结构受力特征。

(a) 底板(1-1)；(b) 顶板(1-4)；(c) 底板(1-2)；(d) 底板(1-3)

(a) 应变片(1-1和1-4)；(b) 应变片(1-2和1-3)

图7和图8为锚箱承压板两端部围焊位置处的24 h和短时应力时程图，由图可知承压板两端围焊位置处应力幅特征非常相似，并且两端位置处呈现出拉压交替的特征，并且数值相当；此外，两端围焊处应力非常小，在观测的24 h时程范围内，拉压应力均不超过5 MPa。

(a) 承压板下端；(b) 承压板上端

图8 锚箱承压板端部应变片短时应力时程

图9是承压板外腹板上一组应变花主应力时程。第一主应力峰值为拉应力，取峰值应力时，主应力夹角为，而应变花与承压板的角度为23.06°，因此主拉应力与承压板垂直。但拉应力数值很小，远小于顶底板端部围焊应力。

根据文献[2]分析可知，承压板应力分布较顶底板应力分布更为均匀，且应力更小，这也应证本次实测数据顶底板主焊缝应力大于承压板，因此可以预见，比之承压板处主焊缝细节，顶底板端部围焊位置细节更为不利。其余非主焊缝处细节应力时程未表现较为明显的时程特点。

图9 锚箱承压板应变花主应力时程

4 疲劳寿命评估

4.1 疲劳寿命计算依据

目前疲劳寿命分析主要采用Miner准则和S-N曲线相结合进行分析评价[10]：首先基于雨流计数法可获得随机车流下构造细节的应力谱，然后根据Miner准则将变幅应力转化为等效应力幅，最后根据等效应力幅和相应的S-N曲线计算疲劳寿 命[11-12]。

根据中国规范JTG-D64，对于低应力幅荷载下的疲劳问题，采用常幅疲劳极限处S-N曲线斜率修正的方法，即采用双线性S-N曲线。其等效应力幅reff为：

4.2 疲劳评估结果

表2为本次实验各测点14 d监测最大应力幅，由表可知，除1-1测点，其余测点的max均小于40 MPa。而参考JTG—D64规范，对于母材附连件的构造细节以特征应力55(即2×106对应的参考应力)等级进行评价，其常幅疲劳极限为40.5 MPa。因此，各测点细节最大应力幅都小于相应疲劳等级的常幅疲劳极限(除1-1以外)，可以认为除1-1通道细节以外的所有测点细节都具有无限寿命。

图10为锚箱顶底板端部应变片应力谱。从大于5 MPa的应力幅累计次数上来看，两细节相当，分别累计达5万多次和6万多次，即日均3 686次和4 484次，并且高应力幅很少，其中超过40 MPa的顶板没有，底板为22次。可知大部分荷载循环还是在低应力幅循环。其余测点max较小，且应力循环次数少，具体应力幅分布数据见表3。

按照式(6)和(7)进行计算疲劳损伤，

其中：为损伤度；为应力幅循环次数；N为常幅疲劳极限对应的应力幅循环次数。

可得如图11端部围焊细节的损伤累计。由图10和图11可知，虽然循环次数上顶底板相当，底板细节的损伤累计为顶板的6倍左右；对于底板细节，疲劳损伤主要由10～30 MPa的应力幅提供，低于10 MPa和高于40 MPa的应力幅损伤占比仅占0.7%。

(a) 锚箱顶板；(b) 锚箱底板

图11 箱顶底板围焊细节疲劳损伤

由此分析可得顶底板端部围焊细节的疲劳寿命如表1，1-1的max虽然大于常幅疲劳极限，但是疲劳累计损伤较小，计算的疲劳寿命远大于桥梁的设计寿命100 a，因此可认为具备无限寿命，即构造细节在设计使用年限内不会发生疲劳问题。其余测点max均远小于常幅疲劳极限，而且循环次数少，因此均为无限寿命。

表1 锚箱顶底板端部围焊细节实验监测结果(14 d数据)

表2 各独立测点最大应力幅统计

注：2-6号通道损坏。

表3 各测点的14 d应力循环次数

注：1-1和1-4应力谱如图10，本表不再列出。

5 结论

1) 在当前随机车流作用下，基于中国现有钢桥疲劳规范进行的疲劳评价表明，钢锚箱各构造细节的疲劳性能都满足设计寿命要求。

2) 锚箱构造最不利疲劳构造细节为锚箱顶底板主焊缝端部的围焊细节，两周实测最大应力幅分别为39.1和56.7 MPa，疲劳损伤高达99%由10～30 MPa应力幅荷载贡献。

3) 锚箱顶底板主焊缝上端部的围焊细节应力响应表现为主体结构受力特征，表现为拉索的索力变化，因此应力影响线很长，且无法辨明单个轴组。

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Fatigue evaluation of connection details on cable anchorage based on field measured stress spectrum

WU Qi1, ZHU Zhiwen2, LI Jianpeng1

(1. College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China2. Department of Civil and Environment Engineering, Shantou University, Shantou 515063, China)

To evaluate a large span cable-stayed bridge cable force of the largest steel anchor box in the fatigue performance of the bridge under the action of traffic, this paper had carried out fatigue sensitive anchor box structure under random traffic details field stress monitoring, from which the structural details of the stress time history and stress spectrum were obtained. Based on the rule of miner, the maximum stress amplitude, the equivalent stress amplitude and fatigue loading times were calculated. Based on the Specification for Code (JTG D64—2015), the fatigue life of anchor box structure details was analyzed, and the fatigue performance of the details of the girth welding at the end of the lower and upper plate of the anchor box was discussed. The results show that the structural details of the welded end of the lower and upper plate of the steel anchor box show the stress response characteristics of the whole structure under the passage of a truck, and only one stress amplitude is generated under the passage of a truck. Among all the structural details of the anchor box, the stress amplitudes of the lower and upper plate are higher than that of other structural details, which is also the most unfavorable structural detail of the anchor box fatigue. Among them, the stress amplitude at the end of the bottom plate is the largest, the measured maximum stress amplitude is up to 56.7 MPa, the equivalent stress amplitude and the average daily loading times are 10.1 MPa and 4 484 times respectively, and the cumulative fatigue damage at the details of the structure is mainly contributed by the stress amplitude of 10～30 MPa. It is concluded that the stress amplitude of the structural details of the anchorage box is small and its fatigue performance meets the design requirements of the bridge.

cable anchorage; fatigue; connection detail; field measurement; random traffic flow

U443.31

A

1672 - 7029(2020)11 - 2823 - 09

2019-12-15

国家重点基础研究发展计划(“973”计划)资助项目(2015CB057701)；国家自然科学基金资助项目(51878269)；湖南省研究生创新项目(521293361)

祝志文(1968-)，男，湖南益阳人，教授，博士，从事工程结构抗风和抗震、钢桥疲劳和断裂研究；E-mail：zhuzw@stu.edu.cn

10.19713/j.cnki.43-1423/u. T20191135

(编辑 蒋学东)