高等钢结构结课论文

研究生结课考核高等钢结构班级：姓名：学号：专业：成绩：2015年春季学期港珠澳大桥钢一混组合连续梁疲劳特性研究摘要：本文通过从港珠澳大桥实际工程出发研究钢一混组合连续梁的疲劳特性，详细介绍目前对钢一混组合梁桥进行疲劳性能研究的两种理论方法，传统的应力一寿命评估方法、和基于线弹性断裂力学（LEFM）的分析方法；根据港珠澳大桥的特点，在综合分析国内外的研究现状的情况下，选择英国规范BS5400确定港珠澳大桥钢一混组合连续梁桥运营期内车辆荷载的疲劳荷载谱；最后研究结果表明：港珠澳大桥正交异性钢桥面板的疲劳性能满足设计要求；正交异性钢桥面板疲劳易损部位的疲劳性能存在较大差异;疲劳裂纹附近区域的应力分布随裂纹的扩展而不断发生改变，可据此判别裂纹的萌生并监测其扩展;所提出的方法适用于待研究疲劳易损部位的疲劳寿命评估。关键词：工程实例、疲劳荷载谱、加载及结论第一章工程实例1.1工程概况及主梁布置港珠澳大桥是G94珠三角环线高速的重要组成部分，是跨越珠江口伶仃洋海域，连香港、珠海和澳门的大型跨海通道。其工程建设包括:港珠澳大桥主体工程、香港口岸、珠海口岸、澳门口岸、香港接线以及珠海接线等相应的配套工程。大桥主体工程采用桥隧组合方式，工程全长约29.6km，海底隧道长6.7km。由于港珠澳大桥地跨香港、内地和澳门地区，综合考虑二地的设计技术规范得到该大桥的主要技术标准如下所示：（1）公路等级：主桥采用双向六车道高速公路标准，设计速度100km/h；（2）设一计汽车荷载：公路一I级，少补茜足香港《道路及铁路结构设计手册》中的活载要求；（3）设计使用寿命：120年；（4）设计安全等级：一级；（5）环境类别：I类。1.1.1主梁构造港珠澳大桥非通航区组合连续梁桥主梁采用单箱室分幅等梁高的结构形式，单幅桥宽16.3m,梁高4.3m，如下图：

图1-1分幅主梁横断面图（单位：cm）该连续组合梁桥钢主梁采用倒梯形槽形的结构形式，主要由上翼缘板、腹板、底板、腹板加劲肋、底板加劲肋、横隔板以及横肋板组成。顶、底板及腹板均采用Q345qD钢材，卜翼缘板厚度为24~48mm，宽1200mm；腹板厚度为18~28mm；氏板厚度为20~44mm宽6700mm。横隔板采用精架式构造，间距4m；桁架上弦杆采用2Z100x80x10mm双角钢，斜腹杆采用2Z140x140x12mm双角钢，间距4m，横隔板与横肋板交替布置。支座处横隔板采用实腹式构造，板厚44mm，支座局部加劲肋厚度40mm；加劲肋采用板式构造，底板纵肋分为20x280mm和28x280mm两种，底板横肋为20x700mm+20x200mm；腹板纵肋尺寸26x260mm，腹板横肋为20x450mm+20x200mm。钢主梁顶板在边支点处与实腹式横隔板所设置横向通长的翼缘板相相连，翼缘板上布置剪力钉与混凝土板相连。其钢胜梁截面示意（1）（2）11=缘图1-2（2）11=缘该组合连续梁桥混凝!桥而板采用C60高性能混凝土，桥面板宽16.3m，横桥向跨中部分厚50cm，腹板项厚50cm，其它部位厚28cm其间以梗肋过渡。采用分块预制，摆放到位后浇筑现浇缝的施工方法，预制桥面板需存放半年以上，以减小混凝土收缩徐变的影响；桥面板横向整块预制，在钢箱梁顶板处间断开孔；现浇缝采用C60无收缩混凝土。图1-3混凝土桥面板分块布置图（单位：cm）混凝土桥面板与钢箱梁之间通过布置主梁顶板的剪力钉连接，剪力钉直径22mm高250mm；剪力钉的布置形式在纵向采用集束式布置，单个钉群纵向布置为4排，剪力钉纵向间距125mm，钉群中心线之间的纵向距离为1000mm；剪力钉在钢主梁顶板横向布置29根，横间距125mm。1.2组合梁施工技术及桥梁体系转换港珠澳大桥由粤、港、澳三方共同建设，采用“大型化、工厂化、标准化、装备化”的建设理念施工。组合梁的钢箱梁大节段制造、涂装，钢筋和预制板预制均在钢结构车间内进行标准化、精细化施工，提高了施工质量。钢箱梁采用“无马”焊接技术，减少了焊接损伤，焊接变形得到控制。混凝土桥面板施工缝采用洗毛工艺，减少了人工凿毛工作量。采用环氧砂浆作为粘接材料，粘接牢固;采用高弹性橡胶条达到了密实封闭的作用。采用大节段制造组装，以“天一号”专用运架一体船整孔架设，减少了海上施工作业风险，达到了海上工程快速施工。混凝土桥面预制板采用单幅全宽式，以集束式剪力钉与钢箱梁连接，整体性好，施工方便，质量可控，钢箱梁与混凝土桥面预制板组合后混凝土桥面板没有出现裂纹。自2013年12月2日首片组合梁安装后的10个月时间，累计己完成钢箱梁大节段制造110片，大节段涂装100片、全部混凝土桥面预制板、钢与混凝土桥面预制板组合96片、组合梁安装架设84片、钢箱梁接口的焊接涂装33条和5联体系转换。1.2.1钢箱梁大节段制造在分包单位的基地内进行钢箱梁的板单元(分为斜腹板、底板和横隔板)制造，利用海轮将板单元运输到中山预制场，在钢箱梁制造车间内完成钢箱梁大节段拼装与焊接。板单元全部采用数控切割机下料，自动装配定位，焊接小车自动焊接；横隔板加劲肋采用数字化焊接机器人焊接，焊接后采用相控阵超声波检测焊缝质量。钢箱梁大节段在8组钢拼装胎架上拼装、焊接，为保证钢箱梁拼装和焊接质量，采取的措施如下：为解决钢结构焊接损伤和焊接变形的问题，所有对接焊缝均采用压重或重物限位的“无马”自动焊接。为实现相邻两孔钢箱梁接口横断面上的顶板、底板、腹板和加劲肋精确对接，钢箱梁在车间胎架上采用“9+1”或“10+1”小节段板单元的方式进行大节段整体拼装制造。为解决在临时简支状态下梁端产生转角、出现缺口导致无法对接的问题，实现无应力焊接，在次孔首端的接口加长100mm纵向余量，在桥位处切割和对接。为实现组合梁预拱度线形，加长或减短钢箱梁顶、底板的长度，钢箱梁最大预拱度为275mm，拼装胎架按预拱度线形进行设置，并严格控制板单元的拼缝宽度。1.2.2钢箱梁大节段涂装在所有与钢箱梁相关的钢结构焊接和附属件的钻孔完成后进行钢箱梁打砂和涂装施工。在全封闭的钢箱梁涂装车间内(设置1条打砂和3条涂装生产线)进行钢箱梁大节段打砂和涂装作业。钢箱梁外表面涂装采用2道环氧富锌底漆+2道环氧云铁中间漆+2道氟碳面漆，总厚度为380pm；内表面涂装采用1道环氧富锌底漆+1道环氧厚浆漆，总厚度为200pm。钢箱梁顶面的结合区域和剪力钉区域不涂装，钢箱梁顶面的非结合区域则喷涂2道锌加临时防护。1.2.3混凝土桥面板预制环氧树脂涂层钢筋采用整体预制，利用汽车运输至钢筋加工车间;混凝土桥面板采用固定台座模板进行预制，待混凝土强度达到要求后，利用龙门吊机将混凝土桥面板搬运至存放台座，张拉横向预应力。为减少组合梁收缩徐变影响，混凝土桥面预制板存放时间不少于6个月。预制车间布置。预制场中间为整体钢结构厂房的预制车间，两侧为存放区；横向分为4组台座，每2组台座为1个片区，各配有2台100t的龙门吊机(负责其区内桥面预制板及其钢筋骨架的预制、存放、搬运)。台座模板设计。根据施工周期、存放期及组合梁工期的综合要求，为扩大作业面，提高生产效率，在钢结构厂房内设置36个固定台座模板的预制台座，台座之间留有通道和平台。预制台座采用钢析架整体式底模系统，底模板长4.9m、宽16.55m，面板为(1+7)mm不锈钢复合板。台座和底模板为整体固定，因钢筋和剪力钉密集，间隙小，为防止组合安装时钢筋与剪力钉相碰，底模板设2.5%的横向坡度;为保证相邻环形搭接钢筋的位置定位准确，将定位钢筋所用的下半部分梳形端模板焊接在底模板两端。环氧树脂涂层钢筋预制。环氧树脂涂层钢筋在钢筋加工车间内存放、下料和加工，在钢胎架上进行定位、绑扎和预制成整体，在胎架上示意出钢筋间距、剪力钉和预应力孔道的固定位置。钢筋骨架入模后应检测环氧涂层，如发现损伤则及时补涂环氧树脂。C60海工耐久混凝土施工。C60海工耐久混凝土在HZS120搅拌站生产，净搅拌时间2min；要求混凝土入模温度不超过280°C，为此，配备了1台大容量的制冰机：要求新灌混凝土的坍落度为8~14cm。混凝土采用平板车(装载容量为3m3的吊斗)运输，利用龙门吊机吊运大吊斗进行混凝土连续浇筑(每天1次连续浇筑9~14块混凝土桥面预制板)，预制后采用土工布覆盖、连续喷淋的措施进行混凝土养护。预制板四边施工缝洗毛。在外侧模的内堵漏板上涂表面缓凝剂，当混凝土强度达到设计强度的30%时，拆除外侧模板，及时用水冲洗水泥浆，使表面露出石子，达到凿毛效果剪力钉预留槽内的侧面则采用快易收口网围挡，以减少混凝土桥面板的施工缝凿毛工作量。1.2.4混凝土桥面预制板与钢箱梁组合施工钢箱梁与混凝土桥面预制板组合时，还原钢箱梁预拼时的预拱度线形，粘贴高弹性橡胶条，灌注环氧砂浆，安装桥面预制板，浇筑湿接头混凝土，达到强度后的组合梁由2台横移滑车移到存放台座。钢箱梁与混凝土桥面预制板组合。通过粘接材料、浇筑剪力钉预留槽和湿接缝混凝土将混凝土桥面预制板与钢箱梁组合在一起，在钢箱梁顶板顶面沿两侧边缘顺桥向通长粘贴可压缩的橡胶条(尺寸为55mm35mm)密封组合梁。在混凝土桥面预制板底面与钢箱梁顶面结合部位放置4块厚20mm的垫块，涂抹厚20~25mm的环氧砂浆后，吊装并安放混凝土桥面预制板，在混凝土桥面预制板的自重作用下，使橡胶条完全压缩(将橡胶条的厚度压缩到20mm)，环氧砂浆被密封。户)增韧混展二图1-3预制板与钢箱梁组合示意图高弹性防腐蚀橡胶条。防腐橡胶条由厚35mm压缩到20mm，压缩率达42.80%，若选用邵氏硬度大于65时的密封橡胶条，经现场实物试验可知其压缩量仅3~7mm，不能满足要求。为了使新灌环氧砂浆能密实封闭，使橡胶条的压缩量满足要求，后经多次试验研究，研制了邵氏硬度为60的高弹性、高密度、耐老化、防腐蚀的氯丁橡胶条。粘接材料。为了使钢箱梁与混凝土桥面预制板粘接牢固和耐久，采用4种不同粘接材料(JN建筑结构胶、环氧砂浆、水泥浆及砂浆)进行相同面荷载试验，经取芯检验以及技术、经济和可操作性比选，采用环氧砂浆作为粘接材料。组合线形控制。钢箱梁大节段在组合台座上由4点支承，其间距布置为24m}20m}24m，两端各悬臂7.5m，与拼装焊接时不一样。为恢复到钢箱梁预拼时的预拱度，组合前的预拱度按混凝土桥面板的荷载进行计算和设置。钢箱梁就位后，按第三方监控指令复核，并采用600t竖向千斤顶起顶钢箱梁，调整预拱度，待钢箱梁线形满足要求后，利用钢支柱支承，最后用龙门吊机吊装混凝土桥面预制板。后浇混凝土质量控制。连续组合梁的中间墩两侧各3块预制板的剪力钉预留槽和湿接缝混凝土在海上桥位处现场浇筑，其余则在组合场地内浇筑。在钢箱梁与混凝土桥面预制板组合前，混凝土桥面板外表面应整洁干净，可利用高压水冲洗结合面，清除杂物，并检查桥面板洗毛质量。混凝土桥面预制板的剪力钉预留槽及湿接缝采用C60高性能微膨胀增韧混凝土，C60高性能微膨胀增韧混凝土的配合比为水:水泥:粉煤灰（I级）:矿渣粉（S95级），月彭胀剂（UEA型）:碎石（大）:碎石（小），砂，高性能减水剂:增韧材料=146：319：74：96：42：647：431：660：5.310：2.655。C60高性能微膨胀增韧混凝土在搅拌站生产，利用混凝土运输车运输至施工现场，采用汽车泵泵送入模，按先剪力钉预留槽后湿接缝的顺序连续对称浇筑，一次成型，浇筑后采用覆盖土工布、洒水的措施进行混凝土保湿养护。1.2.5组合梁运输、存放、架设85m组合梁的单个构件外形尺寸为85.3mX16.3mX4.3m，单孔构件最大吊重1950t。从1联的首孔至尾孔，按先上游、后下游的顺序逐孔运输、吊装、架设组合梁。组合梁在场内全部采用平移的方式运输，利用2台1200t步履式横移滑车，沿横移滑道同步横移，分别移到存放台座、2500t纵移轨道台车或取梁码头前端位置。采用3000t的“天一号”专用运架一体船整孔运输和架设组合梁，由于梁体横向航行，航行超宽，因此，航行过程中由海事局引航艇和警戒艇全程护航;航行25nmi到达桥位后，通过海上抛锚绞锚定位，将组合梁搁置在墩顶4个三向可调的临时支座上。综合考虑墩顶空间、墩顶布置、临时支座纵（横）调节量、结合梁受力等因素，落梁精度偏位均控制在士10cm以内，通过墩顶三向临时支座微调移梁，精确对位。1.2.6组合连续梁体系转换连续梁按从首孔至尾孔的顺序，进行中间墩钢箱梁接口配切、焊接和涂装，简支变连续施工。施工时按照从中间向两端的对称方向，分3批依次逐个起顶钢箱梁支点，完成负弯矩区混凝土桥面预制板与钢箱梁的组合后，回落组合梁，调整组合梁负弯矩区的应力分配，安装支座，完成体系转换。（1）钢箱梁接口配切焊接。钢箱梁架设后，通过理论计算和现场架设实测对比，考虑各种误差，确定实际配切余量。配切后，通过墩顶三向临时支座再次移梁，对钢箱梁接口的错台、组装间隙进行精确调整对位。钢箱梁接口通过设置专用工具装备等约束措施组装定位，顶、底及腹板间错台不大于2mm；钢箱梁接口采用自动化焊接小车进行现场焊接，经检查合格后进行钢箱梁打砂和涂装。（2）钢箱梁起顶、组合和回落。钢箱梁支点采用4台600t千斤顶实施起顶，最大起顶量达450mm，采用双控措施控制支点的起顶量与钢箱梁上、下翼缘的应力，以钢箱梁应力控制为主，相邻支点不得脱空，实测起顶量与计算值允许误差为±5%。因持力时间长达半个月，在支座上方设置安全可靠的钢保险垛，以确保在钢箱梁和混凝土桥面预制板的结合施工过程中，起顶量不发生改变。（3）支座安装。组合梁采用整体式高阻尼或铅芯隔震橡胶支座，支座安装前需要根据安装温度等条件，按设计要求进行纵向预偏和固定，支座灌浆，待灌浆强度达到要求后，拆除固定装第二章疲劳特性的理论依据目前对组合梁桥进行疲劳性能研究主要有三种理论方法：其一是传统的应力一寿命评估方法，也是、与今各国进行桥梁性能研究和疲劳设计的主要方法，它的基木理论是应力一寿命曲线（S-N曲线）和线性累积损伤理论（Miner准则），也被称之为名义应力法；第三种方法是局部应力应变法，它是第一种方法的延续，主要依一靠结构材料的循环应力一应变曲线、迟滞回线及材料的记忆特性，通常也被相对应的称为应变一寿命评估方法；第三种方法则是随着断裂力学的发展而不断完善的基于线弹性断裂力学（LEFM）的分析方法，它为前两种方法提供了良好的补充。港珠澳大桥钢-混组合连续梁桥是一座在建的桥梁，且桥梁一般都是弹性阶段的高周疲劳破坏。2.1传统的应力一寿命疲劳评估方法传统的应力一寿命评估方法，也被称之为名义应力法，是当今各国进行桥梁疲劳性能研究和疲劳设计的主要方法，它的的核心内容是结构材料应力一寿命曲线（S-N曲线）的获取、结构危险部位名义荷载谱的确定和运用疲劳损伤累积理论将外荷载作用下产生的变幅应力幅转化为常幅应力幅。2.1.1传统的应力一寿命疲劳评估方法传统的应力一寿命评估方法，也被称之为名义应力法，是当今各国进行桥梁疲劳性能研究和疲劳设计的主要方法，它的的核心内容是结构材料应力一寿命曲线（S-N曲线）的获取、结构危险部位名义荷载谱的确定和运用疲劳损伤累积理论将外荷载作用下产生的变幅应力幅转化为常幅应力幅。结构的有限元仿真分析图2-1传统的应力一寿命评估方法评估的步骤结构的有限元仿真分析（1）建立结构的有限元仿真模型，并对其进行静力分析，找出应力集中和受力较大的位置这些部位就是进行疲劳计算的危险部位；（2）确定出对结构进行疲劳计算的荷载谱；（3）运用荷载谱对日上计算得出的结构危险部分进行应力影响线加载，得出相应的应力历程，运用雨流公式算法进行应力历程的处理，便可以得出结构危险部位的名义应力谱；（4）确定结构材料的S-N曲线；（5）通过下一步得出的S-N曲线，计算应力谱中各应力幅对应的疲劳损伤D.，并运用疲劳损伤累积理论，计算出总的累计疲劳损伤度。'2.2基于断裂力学理论的分析方法断裂力学理论的分析方法为基于S-N曲线的传统疲劳分析方法法提供了有力的理论依据和补充，对宏观断裂力学向言，它f：要分为线弹性断裂力学与弹塑性断裂力两大类。桥梁的疲劳破坏大都是局部疲劳裂纹扩展所导致的，而疲劳裂纹氏度远远超过裂纹尖端塑性区尺寸，其裂纹在包围裂纹尖端的弹性区内扩展，因此使用线弹性断裂理论就可以取得较好的效果，故目前常用的疲劳评估方法是基于线弹性断裂力学的分析方法。

结构的疲劳破坏过程一般可以分为疲劳裂纹形成和疲劳裂纹扩展两个部分。但是由于桥梁结构，尤其是钢侨构造细节中总是难以避免的出现各种初始缺陷，因此其疲劳裂纹形成寿命接近于零，所以在进行疲劳性能研究时，一般只需要考虑结构疲劳裂纹扩展的寿命。对疲劳裂纹扩展而言，研究其扩展规律，主要是确定裂纹扩展速率dadN与各有关参数的数学表达式。通过大量的疲劳试验可以表明，裂纹扩展速率dadN与应力强度因子幅值ak之问的关系是一条S形的曲线。图2-1裂纹扩展速率dadN与应力强度因子幅值AK之间的关系图i区域一不扩展区如图2-6,为平行于dadN坐标轴的直线，在该区域内，结构材料中的应力强度因子幅值AK低于裂纹扩展的门槛值AK^，疲劳裂纹不会扩展，此时的裂纹为安全裂纹。不过当AK=AKth后，ak的微小增加都会带来dadN的急剧增加。裂纹扩展的门槛值AKth的计算公如下所示:5.38-6.77RR<0.5AK=thA0R0.5其中R=max，K（1）11区域一裂纹扩展区。如图2-1所示，近似为一条倾斜直线，疲芳裂纹在该区湿内稳定扩展，是组成疲劳裂纹扩展寿命最重要的区域，也是研究最广泛、最深入的区域。目前，对该区域裂纹扩展的描述大多采用美国学者Paris于1963年提出的关系式，即著名的Paris公式：（2（2）=C(AK)mdN其中：a—裂纹特征长度N—疲劳荷载循环次数AK一应力强度因子幅值c和m—Paris参数，由材料的性质来决定。III区一快速扩展区。如图2-1所示，接近于一条竖直线，疲劳裂纹在该区域内迅速扩展，当裂纹尖端的应力强度因子达到材料的断裂韧度时，将出现失稳断裂。由于该区中裂纹扩展速率极快，通常不考虑其寿命值。

对于钢桥和钢一混组合梁桥而言，由于存在较高的焊接残余拉应力，故其平均应力和应力强度因子比值，R=Kmax'K均趋于较高值，而裂纹扩展的门槛值也基本接近于零，因此使用Paris公式来计算钢桥和钢一混组合梁桥细节的裂纹扩展是可行的，而且其计算结果和其他方法基本一致。对公式(2)进行积分，就可以得到给定应力谱所对应的疲劳寿命。计算公式如下所示：(3)NF也a°C(AK)m(3)运用基于线弹性断裂力学(LEFM)的分析方法研究结构的疲劳性能时，结构细部位置处的裂缝产生和扩展是其核心内容，而现有的有限元仿真方法在模拟结构的裂纹扩展方面还不是很成熟，因此一般采用相应的试验方法来对其进行说明和验证。另外运用基于线弹性断裂力学(LEFM)的分析方法对在对在建的桥梁进行疲劳性能研究时，可使用等效初始裂纹尺寸法获得构结构细节部位的虚拟初始裂纹尺寸。该方法是利用结构相应的S-N曲线，由公式3反算得出结构的初始裂纹尺寸a°。由于初始裂纹尺寸a°在计算结构疲劳寿命的过程中起决定性的作用，因此在对于新建桥梁进行疲劳性能研究时，运用基于线弹性断裂力学(LEFM)的分析方法得到的疲劳寿命和运用基于S-N曲线的传统疲劳评估方法得到的结果相同。因此对于港珠澳大桥钢-混组合连续梁桥这座在建的桥梁进行疲劳性能研究时采用传统的应力-寿命评估方法和使用基于线弹性断裂力学(LEFM)的分析方法所得到的结果时相同的，而基于线弹性断裂力学(EFM)的分析方法中疲劳裂纹的扩展在有限元软件中是比较难以模拟的，所以本文选择传统的应力一寿命评估方法来对港珠澳大桥钢■混组合连续梁桥的疲劳性能进行研究。第三章疲劳计算3.1钢一混组合连续梁桥试验模型建立采用通用有限元软件ANSYS分别建立了非通航孔桥标准联和非标准联的三维板壳元仿真分析模型。系统的对比研究表明，标准联边跨跨中梁段为结构疲劳性能的控制梁段。建立了以该梁段跨中部位为中心、长30m的梁段三维板壳元分析模型，对其各疲劳易损部位的受力特性进行研究。该理论模型单元数和节点数分别为152893个和149753个。如下图示。图3-2混凝土板有限兀模型阶段图图3-3剪力钉有限兀模型图图3-4典型钢箱梁截面有限元模型图图3-4典型钢箱梁截面有限元模型图图3-5钢箱梁有限元模型图对重要的正交异性钢桥面板疲劳易损部位进行试验和理论研究。选取最易发生疲劳损伤的梁段作为模型设计的依据，针对各关键疲劳易损部位设计足尺疲劳试件模型；对设计寿命期内各疲劳易损部位的疲劳特性进行试验验证，在此基础上选取典型疲劳易损部位进行疲劳损伤及疲劳性能试验，建立基于理论模型和弹塑性断裂力学的疲劳损伤裂纹扩展模拟方法。3.2钢一混组合连续梁桥运营期内疲劳荷载谱的确定3.2.1荷载谱的确定方法荷载随时间变化的历程被称为荷载谱，对桥梁结构而言，将其设计基准期内所经历的实际运营荷载，按照运营荷载的大小和出现的次数个部统计出并列出来，即组成了该桥梁运营期内的荷载谱，又称为活载频值潜。由于车辆荷载在桥梁运营期内所受的实际运营荷载中占主导地位，因此在对桥梁运营期内的疲劳性能进行研究时，主要采用车辆荷载的疲劳荷载谱来进行研究。日前主要有三种方法来获取桥梁运营期内车辆荷载的疲劳荷载潜：第一种“规范法，即借鉴桥梁规范中对疲劳设计所定义的“疲劳车”，当没有可靠地交通量数据时，这是最常用的一种获得桥梁疲劳荷载谱的方法；第二种“调查统计法”即以交通量调查统计为基础，进而归纳出“疲劳车”的类型，这种方法较之第一种方法能够更加准确的反应桥梁实际的受力情况，但是需要耗费大量的时问、人力和物力；第三种方法是随着健康监测研究的发展而逐步兴起的“实测法”，即对桥梁疲劳验算的各个构件进行实际荷载的应力测量，这是获取应力谱最可靠的方法。但是和第二种方法一样，“实测法”也需要耗费大量的人力和财力，另外该方法只能开展对已有桥梁的评测，对正在修建的桥梁井不适用。港珠澳大桥钢一混组合连续梁桥是一座正在修建中的桥梁，由于并没有准确的对交通量预测的数据，因此本文分别采用“规范法”和“调查统计法”来获取该桥运营期内车辆荷载的疲劳荷载谱。3.2.2钢一混组合连续梁桥标准疲劳车荷载的确定由于港珠澳大桥在设计过程中要同时符合中英双方相关规范的规定，因此在我国没有相应规范说明的情况下，采用英国规范BS5400中的标准疲劳车荷载谱来确定港珠澳大桥钢一混组合连续梁桥运营期内车辆荷载的疲劳荷载谱。但是英国规范BS5400中的标准疲劳车荷载谱是以英国主要干线公路上的车辆交通状况调查数据为依据，参考相应的原则归纳简化而得出的，这与港珠澳大桥建成后的实际交通情况还是有很大差异的。因此在总结国内诸多相应研究的基础之上，结合港珠澳大桥的特点，最终根据文献6中强士中和任伟平所做的工作确定出港珠澳大桥钢一混组合连续梁桥运营期内车辆荷载的第二组疲劳荷载谱。并将这两组车辆荷载的疲劳荷载谱都带入该桥运营期的疲劳性能研究中，使其最后所得到的结果更加准确和可靠。由于港珠澳大桥建成后具有交通量巨大的特点，根据表3-1可以得出虽士中和任伟平所总结得出的标准疲劳车的总轴重为350kN。道路类型W的参考值（kN）重载车辆通行比例很大的高速公路国道主干线350重载车辆通行比例较大的高速公路国道主干线300重载车辆通行比例一般的高速公路国道主干线260直载车辆通彳亍比例很低的高速公路国道主干线220表3-1简化标准疲劳车总重W的参考取值表桥梁结构的疲劳损伤是由疲劳荷载所产生的疲劳应力幅累计而来的，因此仅有标准疲劳车模型是不够的，还需要知道疲劳荷载所作用的循环次数，即桥梁运营期的单车道年总车流量，根据文献“和67所述港珠澳大桥在建成后，巴士、普通货车和货柜车的年通行量预计可以达到450万辆次，所以单幅桥交通量为年225万辆，而港珠澳大桥日后作为联系珠江三角洲东西两岸主要交通枢纽，建成后最大通行能力设计值可以达到日均8.6万架次。预计到2035年，港珠澳大桥每日车流量会有5,6万架次。对于中型以上车辆通过比例很高的高速公路国道主干线，慢车道年交通量为200万次，主车道为150万次。综上所述，取最大值，即港珠澳大桥钢一混组合连续梁桥运营期内慢车道的年总车流量取200万辆次。对于桥梁而言，通行的车辆横向和纵向加载位置直接决定应力谱的大小，根据交通规则及驾驶员的驾驶习惯大型车辆主要行驶在慢车道和行车道上，且慢车道上所占的车辆比例要大于行车道。根据英国规范BS5400中的规定，双向六车道高速公路慢车道和行车道的重车比例为4:3，而且根据对江阴长江公路大桥的两次交通调查结果表明，重车行驶在慢车道的比例为58.5%，行车道为40.1%，超车道为1.4%}6};文献6中通过对郑深、成南、成渝等高速公路交通量的调查结果也表明，重车行驶在慢车道的比例均在60%左右。因此本文的标准疲劳车只加载到慢车道和行车道上，且慢车道所占比例为60%，行车道为40%，即按年总车流量慢车道为200万次，行车道为133万次来进行计算。3.3钢一混组合连续梁加载及测试方案根据所确定的标准疲劳车和所建立的梁段理论模型，取冲击系数为1.2，考虑7cm厚铺装层的扩散效应，取轮载分布为0.54m0.54m，采用均布面荷载施加荷载，确定了各疲劳易损部位的影响面、最不利受力状态、200万次的等效疲劳荷载幅及相应的名义应力幅，如表4-2所示。模型编u抻部位裁应力幅等叩劳"幅(\IPu)」尸(LX)1)1魄.】107.01J29S.C171.5104.0表4-2各疲劳易损部位的试验荷载幅采用MTS793试验系统进行加载，该系统具有精确试验加载能力，载频率等指标满足试验要求。为提高试验效率，每的疲劳试验。•-一工况I(LCI)：静力加载工况。。该工况的主要目的在于各测试元件和设备的工作状态是否正常，并根据待研究疲劳易损部位的应力测试结果精确确定实际加载荷载幅；为使•于试验和测试，分别取30kN和300kN模型编u104.0表4-2各疲劳易损部位的试验荷载幅采用MTS793试验系统进行加载，该系统具有精确试验加载能力，载频率等指标满足试验要求。为提高试验效率，每的疲劳试验。•-一工况I(LCI)：静力加载工况。。该工况的主要目的在于各测试元件和设备的工作状态是否正常，并根据待研究疲劳易损部位的应力测试结果精确确定实际加载荷载幅；为使•于试验和测试，分别取30kN和300kN作为静载加载的下限和上限进行分级加载，每级荷载增量为30kN。，.,根据所确定的疲劳试验荷载幅，确定试验荷载工况如下:

Lci)：静力加载工况。。该工况的主要目的在于确土^必土苕精确试验加载能力，疲劳试验加载精度、加次试验均采用分配梁同时完成同组两个试件试验荷载工况如下：•，.的在于确定试验模型的实际受力特性，检验工况II(LCII):设计寿命期疲劳特性验证试验工况。采用常幅正弦波荷载加载，荷载下限和上限分别取为P.和P.+耸，加载次数为200万次。试验过程中每加载25万次停机进行静载试验，采集测管应变数据并考察其变化是否异常，试验次数超过100万次后每加载50万次进行一次探伤，检查模型各关键部位是否出现开裂或异常。工况III(LCIII)：典型疲劳易损部位疲劳损伤及性能试验工况。工况II完成后若结构未出现疲劳损伤，则选取疲劳易损部位D1对模型I进行该工况试验，对于结构的疲劳特性、疲劳损伤条件下结构的受力特性及其疲劳性能进行试验研究。根据疲劳性能试验与评估研究的需要，本工况试验分三个阶段进行：第一阶段，逐步提高荷载幅，疲劳易损部位名义应力幅为150MPa,180MPa和210MPa时分别加载15.2万次、10.0万次和22.2万次。这一阶段完成时待研究疲劳易损部位未发生裂纹及损伤。第二阶段，在两试件横隔板。肋开槽部位人为制造模拟浅裂纹损伤4处(编号分别为A1,AA1,D1,DD1)，各裂纹在横隔板两侧的深度a分别为:①3.3mm,3.5mm；②3.7mm,4.7mm；③3.4mm,3.7mm；④4.0mm,3.9mm。将荷载幅增至605kN加载15.0万次并进行静载加载测试。此后采用同荷载幅继续加载11.7万次，检测裂纹开展情况并进行静载测试，检测表明该阶段裂纹稳定扩展。第三阶段，在裂纹两侧布置应变测点，采用荷载幅605kN加载，每加载2万次进行一次静载测试，直至折算至Eurocode中对应名义应力幅(112MPa)等效累计作用次数为913.8万次。为深入探讨待研究部位的疲劳性能，本工况试验采用偏载加载。根据仿真分析结果在试验模型各关键疲劳易损部位布置应变测点，为正交异性钢桥面板疲劳特性研究提供依据。试验过程中采用日本共和UCAM-60B高速静态数据采集仪进行应变测试。进行关键疲劳易损部位应力测试的同时，在各模型位移较大的部位布置位移测点，通过百分表监测试验过程中结构的位移。章疲劳性能研究4.1设计寿命期疲劳特性验证试验研究结果表明：各关键测点的分析结果和试验结果基本吻合。各疲劳易损部位测点及其附近区域的应力分布特性、vonMises应力和主拉应力的对比研究表明，所设计的试件模型能够较为准确地模拟实际结构各关键疲劳易损部位的疲劳特性；不同疲劳易损部位各关键测点的主拉应力量值和应力分布均有较大差异。表明各疲劳易损部位的实际疲劳性能和疲劳寿命存在显著区别，正交异性钢桥面板这一典型复杂受力系统的疲劳特性由多个构件或细部的疲劳性能共同决定；两种U肋纵向连接方式(焊接和栓接，分别为D4和DS)中，焊接连接的主拉应力高于栓接，同时考虑到焊缝部位的疲劳抗力低于栓接板，可以认为栓接连接的疲劳性能优于焊接连接各关键测点的应力在静载加卸载过程中呈线性变化，各次测试时主拉应力数值基本保持不变，在加载和卸载过程中应变具有较好的对称性，且每次静载试验应变和应力测试值基本吻合。表明在疲劳荷载循环加载过程中，各疲劳易损部位的力学行为特性未发生显著改变由焊缝位置应力测试的难度所决定，对于疲劳易损部位D2,D3和D4而言，通过试验和理论分析相结合的方法研究其疲劳特性是必要和可行的；设计寿命期疲劳特性验证试验中各试件未见异常，试验加载完成后所进行的探伤未发现疲劳裂纹，表明各疲劳易损部位的疲劳性能满足设计要求。4.2疲劳损伤及性能试验以横隔板U肋开槽部位(D1)这一典型疲劳易损部位为研究对象，对于高应力幅超长服役期条件下和发生模拟疲劳损伤条件下该部位的疲劳性能进行试验和理论研究。选取这一疲劳易损部位作为研究对象的主要原因在于该部位的疲劳损伤在正交异性钢桥面板疲劳病害案例中占较高比例。超长服役期超负荷负载试验完成后对试件进行了静载加载测试和探伤。工况III第一阶段完成时，关键测点的荷载习立力变化曲线如图4-1所示;第二阶段为疲劳裂纹萌生和扩展阶段，模拟损伤处关键测点荷载一立力变化曲线如图4-2所示。工况III第三阶段为疲劳裂纹稳定扩展阶段，最大静载荷载作用下典型测点的应力与等效荷载作用次数之间的关系如图4-3所示。文中和图表中若无特别注明，其荷载作用次数均为折算至欧洲规范Eurocode中对应名义应力幅112MPa的等效累计作用次数。试验结果表明：LCIIISl完成时对应等效荷载作用次数己达507万次，各关键测点的静载应力与荷载均呈线性关系，所进行的探伤未发现疲劳裂纹，表明该疲劳易损部位的疲劳性能满足设计要求并具有较高的安全储备；在LCIIIS2工况中，横隔板U肋开槽部位(D1)各关键测点的应力均有不同幅度的增大，A1,AA1,D1,DD1测点的应力增量分别为15.7MPa,39.8MPa,18.8MPa,75.7MPa，表明靠近加载

侧模拟损伤处均出现了疲劳裂纹，且裂纹扩展速度和长度存在差异。测点A1和D1的应力与荷载仍呈线性关系，而测点AA1和DD1的应力与荷载呈不同程度的非线性关系，由不同部位的荷载幅差异所导致的裂纹扩展长度差异是导致这一现象的根本原因；20ooO963wdwKM拦，■⑴|.匚|||书］11:1『-20ooO963wdwKM拦，■⑴|.匚|||书］11:1『-■-■oO.15O.肯