宋永生 丁幼亮 王高新 李愛群

(東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,南京 210096)

大跨鋼箱梁橋在交變的荷載和環(huán)境作用下,例如車輛和風(fēng)等,易在正交異性橋面板處發(fā)生疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展[1],對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)和交通安全造成難以彌補(bǔ)的危害．研究表明,車輛荷載是導(dǎo)致正交異性鋼橋面板疲勞破壞的最重要原因[2]．因此,鋼箱梁橋設(shè)計(jì)和養(yǎng)護(hù)管理應(yīng)對(duì)車載作用下正交異性鋼橋面板的疲勞問題給予充分重視．近些年來,隨著動(dòng)態(tài)測(cè)試技術(shù)的發(fā)展,在一些重大的橋梁上安裝了疲勞應(yīng)變監(jiān)測(cè)系統(tǒng)[3-5]．基于應(yīng)變監(jiān)測(cè)系統(tǒng)記錄的關(guān)鍵位置焊接細(xì)節(jié)的疲勞應(yīng)變時(shí)程數(shù)據(jù),計(jì)算并分析焊接細(xì)節(jié)疲勞效應(yīng)的長期變化規(guī)律,可深入研究正交異性鋼橋面板在車載作用下的疲勞特性,并可有效反饋鋼箱梁疲勞設(shè)計(jì)規(guī)范和運(yùn)營期養(yǎng)護(hù)策略的制定．

本文通過分析潤揚(yáng)長江大橋斜拉橋和懸索橋的疲勞應(yīng)變監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù),計(jì)算得到每天的日等效應(yīng)力幅Seq和日應(yīng)力循環(huán)次數(shù)Ns,發(fā)現(xiàn)2座橋梁的疲勞監(jiān)測(cè)結(jié)果差異顯著．由于潤揚(yáng)大橋懸索橋和斜拉橋鋼橋面板應(yīng)變傳感器布置的車道相同,可以不考慮車輛荷載差異的影響．因此,有必要深入研究鋼箱梁設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)焊接細(xì)節(jié)疲勞效應(yīng)的影響規(guī)律．為此,本文建立了潤揚(yáng)大橋斜拉橋和懸索橋鋼箱梁的疲勞分析模型,并以頂板縱肋厚度、橫隔板間距和縱隔板設(shè)置這3個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)為重點(diǎn),詳細(xì)考察了鋼箱梁局部構(gòu)造對(duì)焊接細(xì)節(jié)疲勞效應(yīng)的影響規(guī)律．在此基礎(chǔ)上針對(duì)桁架式縱隔板對(duì)頂板的點(diǎn)支撐、非連續(xù)性作用特征,進(jìn)一步研究了桁架式縱隔板對(duì)2類焊接細(xì)節(jié)疲勞效應(yīng)的影響特征和影響范圍．

1 潤揚(yáng)大橋鋼橋面板疲勞效應(yīng)的長期監(jiān)測(cè)結(jié)果

1.1 懸索橋和斜拉橋的長期監(jiān)測(cè)結(jié)果

潤揚(yáng)長江大橋由北汊斜拉橋和南汊懸索橋組成,主梁均采用帶正交異性橋面板的扁平鋼箱梁,其設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示．為掌握運(yùn)營期內(nèi)鋼橋面板的疲勞效應(yīng)規(guī)律,分別在斜拉橋和懸索橋鋼箱梁的跨中截面位置安裝了疲勞應(yīng)變監(jiān)測(cè)系統(tǒng).應(yīng)變傳感器采用三向應(yīng)變計(jì),其布置圖如圖1和圖2所示．疲勞應(yīng)變傳感器監(jiān)測(cè)參數(shù)如表2所示．

表1 潤揚(yáng)大橋斜拉橋和懸索橋鋼箱梁主要設(shè)計(jì)參數(shù) mm

圖1 潤揚(yáng)大橋懸索橋跨中截面疲勞應(yīng)變傳感器布置圖(單位：m)

圖2 潤揚(yáng)大橋斜拉橋跨中截面疲勞應(yīng)變傳感器布置圖(單位：m)

表2 潤揚(yáng)長江大橋疲勞應(yīng)變傳感器監(jiān)測(cè)參數(shù)

頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié)和縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié)的疲勞監(jiān)測(cè)分別采用三向應(yīng)變計(jì)的橫橋向和順橋向應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行分析[6-7]．采用“簡(jiǎn)化雨流計(jì)數(shù)法”[8]對(duì)各傳感器每天的應(yīng)力時(shí)程提取應(yīng)力循環(huán),得到每天的應(yīng)力幅譜,在此基礎(chǔ)上計(jì)算日等效應(yīng)力幅Seq,同時(shí)可得對(duì)應(yīng)的日應(yīng)力循環(huán)次數(shù)Ns[9-11]．圖3分別給出了2009年1—6月由斜拉橋和懸索橋下游側(cè)各傳感器應(yīng)變數(shù)據(jù)計(jì)算得到的日等效應(yīng)力幅Seq和日應(yīng)力循環(huán)次數(shù)Ns的長期監(jiān)測(cè)結(jié)果,表3分別給出了2009年1—6月各焊接細(xì)節(jié)的日等效應(yīng)力幅Seq和日應(yīng)力循環(huán)次數(shù)Ns的平均值．從圖3和表3中可以看出：① 對(duì)于頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié),潤揚(yáng)大橋斜拉橋的日等效應(yīng)力幅大于懸索橋,而應(yīng)力循環(huán)次數(shù)大致相等;② 對(duì)于縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié),潤揚(yáng)大橋懸索橋的日等效應(yīng)力幅明顯大于斜拉橋,而應(yīng)力循環(huán)次數(shù)大致相等．可見,潤揚(yáng)大橋懸索橋和斜拉橋鋼箱梁疲勞效應(yīng)的長期監(jiān)測(cè)結(jié)果差異顯著．

由于潤揚(yáng)大橋懸索橋和斜拉橋鋼橋面板應(yīng)變傳感器布置的車道相同,可以不考慮車輛荷載差異的影響,同時(shí),鋼橋面板(包括頂板和頂板縱肋)設(shè)計(jì)參數(shù)基本相同(見表1),只有頂板縱肋厚度、橫隔板間距和縱隔板設(shè)置這3個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)存在不同,這可能是導(dǎo)致鋼橋面板焊接細(xì)節(jié)疲勞效應(yīng)監(jiān)測(cè)結(jié)果存在顯著差異的重要原因．因此,有必要深入研究鋼箱梁局部構(gòu)造參數(shù)對(duì)焊接細(xì)節(jié)疲勞效應(yīng)的影響規(guī)律．

圖3 潤揚(yáng)大橋斜拉橋和懸索橋的疲勞監(jiān)測(cè)結(jié)果

表3 日等效應(yīng)力幅和日應(yīng)力循環(huán)次數(shù)的日平均值

1.2 懸索橋和斜拉橋疲勞效應(yīng)差異的原因

1.2.1 鋼橋面板疲勞應(yīng)力分析模型

為了分析潤揚(yáng)大橋懸索橋和斜拉橋鋼橋面板焊接細(xì)節(jié)的疲勞效應(yīng)監(jiān)測(cè)結(jié)果差異原因,揭示鋼箱梁局部構(gòu)造對(duì)焊接細(xì)節(jié)疲勞效應(yīng)的影響規(guī)律,本節(jié)建立了潤揚(yáng)大橋懸索橋和斜拉橋鋼箱梁的疲勞應(yīng)力分析模型．采用有限元軟件ANSYS建立鋼箱梁疲勞分析模型,分析模型的順橋向長度取為5個(gè)橫隔板間距,頂板、縱肋、橫隔板均采用Shell63彈性殼單元模擬,而斜拉橋的桁架式縱隔板則采用Beam4單元模擬,單元幾何特性參數(shù)同表1．鋼箱梁采用Q345鋼,彈性模量為2.06 GPa,泊松比為0.3,不考慮鋼材的彈塑性．順橋向2個(gè)端截面內(nèi)節(jié)點(diǎn)全部固接以模擬相鄰區(qū)段鋼箱梁對(duì)其約束作用．以潤揚(yáng)大橋斜拉橋?yàn)槔?圖4給出了鋼箱梁橫橋向的1/2有限元模型圖與下游側(cè)應(yīng)變傳感器布置位置．潤揚(yáng)大橋懸索橋與斜拉橋的主要不同之處在于沒有桁架式縱隔板以及頂板縱肋厚度、橫隔板間距不同．

圖4 潤揚(yáng)大橋斜拉橋鋼箱梁的疲勞分析模型

考慮到鋼箱梁的正交異性橋面板應(yīng)力分布的局部性特點(diǎn),可忽略車輛各輪輪載作用下橋面板應(yīng)力分布的相互影響[12],采用單輪輪載研究車載作用下的鋼橋面板疲勞應(yīng)力分布規(guī)律．由于潤揚(yáng)大橋斜拉橋和懸索橋的瀝青鋪裝層厚度和材料性質(zhì)相同,為簡(jiǎn)化起見,本文未考慮頂板瀝青鋪裝層對(duì)橋面板應(yīng)力分布的影響[9]．計(jì)算時(shí)采用的單輪輪載大小為40 kN,與橋面板的接觸面為矩形,大小為0.15 m×0.15 m．圖5給出了鋼橋面板的輪載加載示意圖,潤揚(yáng)大橋斜拉橋和懸索橋的橫向加載位置相同．潤揚(yáng)大橋斜拉橋輪載作用邊緣一邊位于頂板-縱肋交點(diǎn)處,另一邊則與縱隔板重合．

圖5 鋼橋面板輪載加載示意圖

1.2.2 鋼橋面板疲勞效應(yīng)分析結(jié)果

將單輪輪載按照?qǐng)D5位置加載，并以60 km/h的速度從橫隔板2沿著順橋向逐步移動(dòng)至橫隔板3(見圖4),分別得到潤揚(yáng)大橋懸索橋和斜拉橋頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié)和縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié)的疲勞應(yīng)力時(shí)程曲線,如圖6所示．從圖中可以看出,潤揚(yáng)大橋斜拉橋和懸索橋在頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié)處的疲勞應(yīng)力時(shí)程曲線的形態(tài)差異較大，斜拉橋和懸索橋均為單峰雙谷曲線,但斜拉橋谷值絕對(duì)值較大，而峰谷間幅值較?。诳v肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié)處的疲勞應(yīng)力時(shí)程曲線形狀均為單峰曲線,但二者的峰值差異較大．根據(jù)“簡(jiǎn)化雨流計(jì)數(shù)法”[8]計(jì)算各應(yīng)力時(shí)程曲線的等效應(yīng)力幅Seq和應(yīng)力循環(huán)次數(shù)N,結(jié)果如表4所示．

圖6 輪載作用下焊接細(xì)節(jié)應(yīng)力時(shí)程曲線

可以看出,對(duì)于頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié),斜拉橋的等效應(yīng)力幅為懸索橋的1.28倍;而對(duì)于縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié),斜拉橋和懸索橋的等效應(yīng)力幅比值約為0.50.此外,斜拉橋和懸索橋的兩類焊接細(xì)節(jié)的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)相同．該結(jié)果與潤揚(yáng)大橋斜拉橋和懸索橋的長期疲勞監(jiān)測(cè)結(jié)果基本一致．因此,本文將采用該模型進(jìn)一步研究鋼箱梁局部構(gòu)造對(duì)焊接細(xì)節(jié)疲勞效應(yīng)的影響規(guī)律．

1.2.3 鋼箱梁局部構(gòu)造對(duì)橋面板疲勞性能的影響

為了分析頂板縱肋厚度、橫隔板間距和縱隔板設(shè)置這3個(gè)局部構(gòu)造參數(shù)對(duì)鋼箱梁疲勞效應(yīng)的影響,以潤揚(yáng)大橋斜拉橋的鋼箱梁模型為原型,通過修改構(gòu)造參數(shù)分別建立4個(gè)鋼箱梁的疲勞應(yīng)力分析模型,如表5所示．其中,模型Ⅰ對(duì)應(yīng)于潤揚(yáng)大橋斜拉橋鋼箱梁的原設(shè)計(jì)參數(shù),模型Ⅱ～模型Ⅳ對(duì)應(yīng)于修改部分構(gòu)造參數(shù)后的模型．單輪輪載的加載方式同1.2.2節(jié)．表6分別給出了等效應(yīng)力幅和應(yīng)力循環(huán)次數(shù)的計(jì)算結(jié)果．

對(duì)比模型Ⅰ和模型Ⅱ可知,頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié)的等效應(yīng)力幅分別為20.3和16.2 MPa,相對(duì)變化為20.2%;而縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié)則分別為20.1和33.7 MPa,相對(duì)變化為67.7%．可見,縱隔板的設(shè)置對(duì)2類焊接細(xì)節(jié)疲勞效應(yīng)的影響均較大,尤其縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié)的影響更大．

表5 疲勞應(yīng)力分析模型的設(shè)計(jì)參數(shù) mm

表6 模型Ⅰ～模型Ⅳ的疲勞荷載效應(yīng)計(jì)算結(jié)果

對(duì)比模型Ⅱ和模型Ⅲ可知,頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié)的等效應(yīng)力幅分別為16.2和16.1 MPa,相對(duì)變化不足1%;而縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié)則分別為33.7和31.8 MPa,相對(duì)變化為5.6%．可見,橫隔板間距對(duì)2種焊接細(xì)節(jié)疲勞效應(yīng)的影響較?。@是因?yàn)?對(duì)于頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié),其橫橋向應(yīng)力主要受頂板厚度、縱肋開口寬度和橫橋凈距等橫橋向幾何參數(shù)的影響,而對(duì)橫隔板間距變化較不敏感．而對(duì)于縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié),盡管橫隔板間距會(huì)對(duì)縱肋順橋向應(yīng)力分布產(chǎn)生影響,但斜拉橋和懸索橋橫隔板間距僅差530 mm(相對(duì)變化為14%),同時(shí),由于正交異性橋面板系應(yīng)力分布的局部性特點(diǎn)使得橫隔板間距的較小變化對(duì)縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié)的影響也較?。?/p>

對(duì)比模型Ⅲ和Ⅳ可知,當(dāng)頂板縱肋厚度由6 mm增加至8 mm時(shí),頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié)的等效應(yīng)力幅則由16.1 MPa變化到15.8 MPa,相對(duì)變化為1.9%;而縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié)則由40.3 MPa減小到31.8 MPa,相對(duì)變化為21.1%．可見,頂板縱肋厚度對(duì)頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié)疲勞效應(yīng)的影響較小,對(duì)縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié)的影響則較大．這是因?yàn)?盡管增厚縱肋使得其截面扭轉(zhuǎn)剛度增大,但因長細(xì)比相對(duì)較大,其厚度的增加僅可小幅度增加對(duì)頂板的約束，從而使得等效應(yīng)力幅變化較小;而頂板縱肋厚度的增加使得頂板縱肋應(yīng)力水平顯著降低，進(jìn)而導(dǎo)致等效應(yīng)力幅顯著減小．

由于縱隔板的存在，導(dǎo)致潤揚(yáng)大橋斜拉板與懸索橋的頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié)的疲勞效應(yīng)差異較大；而由于縱隔板的存在及縱肋厚度較小，使得斜拉橋與懸索橋的縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié)的疲勞效應(yīng)差異顯著．從圖2(b)可以看出,桁架式縱隔板對(duì)鋼橋面板的作用是點(diǎn)支撐、非連續(xù)性的．因此,有必要進(jìn)一步詳細(xì)分析桁架式縱隔板對(duì)2類焊接細(xì)節(jié)疲勞效應(yīng)的影響范圍及其影響程度．

2 縱隔板對(duì)鋼橋面板疲勞效應(yīng)的局部影響分析

2.1 橫橋向影響分析

本節(jié)采用分析模型Ⅰ和模型Ⅱ考察桁架式縱隔板對(duì)鋼橋面板疲勞效應(yīng)的局部影響特征．將輪載分別加載至模型Ⅰ和模型Ⅱ,橫橋向位置分別為S=0，0.15，0.30和0.45 m,并定義為工況A～工況D．將輪載沿橫隔板2逐步加載至橫隔板3,得到模型Ⅰ和模型Ⅱ各工況下2類焊接細(xì)節(jié)的應(yīng)力時(shí)程曲線．對(duì)于頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié),工況A和工況B所選取的焊接細(xì)節(jié)位置與應(yīng)變傳感器相同,而工況C和工況D所取焊接細(xì)節(jié)距縱隔板橫橋向距離為0.45 m;對(duì)于縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié),各工況下選取的焊接細(xì)節(jié)位置均與應(yīng)變傳感器相同．各工況下的輪載和焊接細(xì)節(jié)的橫橋向位置見圖7．由各工況下2類焊接細(xì)節(jié)的應(yīng)變時(shí)程曲線,分別計(jì)算得到對(duì)應(yīng)的等效應(yīng)力幅,如表7所示．

從表中可以看出,隨著輪載的橫橋向位置逐漸遠(yuǎn)離縱隔板,模型Ⅰ和模型Ⅱ的頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié)和縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié)的等效應(yīng)力幅均逐漸接近．當(dāng)S>0.30 m時(shí),模型Ⅰ和模型Ⅱ的縱肋焊接細(xì)節(jié)的等效應(yīng)力幅基本相等．可見,對(duì)于橫橋向方向,縱隔板的設(shè)置僅對(duì)其附近區(qū)域的2類焊接細(xì)節(jié)的疲勞效應(yīng)產(chǎn)生影響,而對(duì)較遠(yuǎn)區(qū)域的影響很小,有效影響范圍約為0.30 m,說明桁架式縱隔板對(duì)鋼橋面板的應(yīng)力影響范圍基本上在2個(gè)縱肋寬度之間．

圖7 輪載橫橋向位置示意圖

表7 縱隔板對(duì)橋面板焊接細(xì)節(jié)等效應(yīng)力幅的影響性分析結(jié)果 MPa

2.2 順橋向影響分析

為研究桁架式縱隔板的設(shè)置對(duì)鋼橋面板順橋向的焊接細(xì)節(jié)影響特征,選取圖4中縱向加勁結(jié)構(gòu)截面內(nèi)位于不同順橋向位置的2類焊接細(xì)節(jié),并定義d為焊接細(xì)節(jié)與縱隔板-頂板節(jié)點(diǎn)的順橋向距離(見圖2),將輪載按工況A分別加載至模型Ⅰ和模型Ⅱ,得到不同順橋向位置的2類焊接細(xì)節(jié)應(yīng)力時(shí)程曲線,同時(shí)計(jì)算得到各焊接細(xì)節(jié)的等效應(yīng)力幅,如表7所示．

從表中可以看出,對(duì)于頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié),隨著其順橋向位置逐漸遠(yuǎn)離縱隔板,模型Ⅰ和模型Ⅱ的等效應(yīng)力幅的差異開始增大,繼而迅速減小,當(dāng)d>0.30 m時(shí),二者完全相等．因此,對(duì)于順橋向方向,縱隔板的設(shè)置僅對(duì)其附近區(qū)域的頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié)的疲勞效應(yīng)產(chǎn)生影響,而對(duì)較遠(yuǎn)區(qū)域的影響很小,其有效影響范圍約為0.30 m．對(duì)于縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié),隨著其順橋向位置逐漸遠(yuǎn)離縱隔板,模型Ⅰ和模型Ⅱ的等效應(yīng)力幅逐漸接近,但是直至截面B(見圖2,此位置處2個(gè)模型的疲勞效應(yīng)差異最小),二者間的差異依舊無法忽視(相對(duì)差異為18.9%)．這是由于縱隔板的設(shè)置使得縱肋的順橋向跨度減小,繼而導(dǎo)致分析模型Ⅰ的縱肋應(yīng)力和應(yīng)力幅均較模型Ⅱ的?。虼?在順橋向方向上,桁架式縱隔板的設(shè)置對(duì)全橋范圍的鋼橋面板縱肋焊接細(xì)節(jié)產(chǎn)生有效影響．

綜上所述,桁架式縱隔板的設(shè)置對(duì)頂板-縱肋和縱肋對(duì)接2類焊接細(xì)節(jié)的疲勞效應(yīng)均產(chǎn)生顯著影響．其中,對(duì)于頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié),縱隔板的影響范圍為以縱隔板-頂板節(jié)點(diǎn)為中心,順、橫橋向長度均為0.6 m的矩形分布區(qū);而對(duì)于縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié),縱隔板的影響范圍為以縱隔板的順橋向截面為中心,寬度為0.6 m的長帶狀分布區(qū)．

3 結(jié)論

1) 實(shí)測(cè)結(jié)果表明,對(duì)于頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié),潤揚(yáng)大橋斜拉橋的日等效應(yīng)力幅大于懸索橋,而應(yīng)力循環(huán)次數(shù)大致相等;對(duì)于縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié),潤揚(yáng)大橋懸索橋的日等效應(yīng)力幅明顯大于斜拉橋,而應(yīng)力循環(huán)次數(shù)大致相等．

2) 詳細(xì)考察了頂板縱肋厚度、橫隔板間距和縱隔板設(shè)置這3個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)鋼橋面板疲勞效應(yīng)的影響規(guī)律．結(jié)果表明,潤揚(yáng)大橋懸索橋和斜拉橋由于縱隔板的原因,導(dǎo)致頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié)的疲勞效應(yīng)存在較大差異,而由于縱隔板和縱肋厚度的原因,則導(dǎo)致縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié)的疲勞效應(yīng)存在顯著差異．

3) 桁架式縱隔板的設(shè)置對(duì)頂板-縱肋和縱肋對(duì)接2類焊接細(xì)節(jié)的疲勞效應(yīng)均產(chǎn)生顯著影響．其中,對(duì)于頂板-縱肋焊接細(xì)節(jié),縱隔板的影響范圍為以縱隔板-頂板節(jié)點(diǎn)為中心,順、橫橋向長度均為0.6 m的矩形分布區(qū);而對(duì)于縱肋對(duì)接焊接細(xì)節(jié),縱隔板的影響范圍為以縱隔板的順橋向截面為中心,寬度為0.6 m的長帶狀分布區(qū)．

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[1]Xiao Z G, Kentaro Y, Samol Y, et al. Stress analysis and fatigue evaluation of rib-to-deck joints in steel orthotropic decks [J].InternationalJournalofFatigue, 2008,30(8): 1387-1397.

[2]Guo T, Chen Y W. Field stress/displacement monitoring and fatigue reliability assessment of retrofitted steel bridge details [J].EngineeringFailureAnalysis, 2011,18(1): 354-363.

[3]Wu Z J, Ghosh K, Qing X L. Structural health monitoring results on Tsing Ma, Kap Shui Mum and Ting Kau bridges [C]//ProceedingofSPIE:NondestructiveEvaluationofHighways,Utilities,andPipelines. San Diego, CA, USA, 2000: 288-299.

[4]張啟偉. 大型橋梁結(jié)構(gòu)健康監(jiān)測(cè)概念和監(jiān)測(cè)系統(tǒng)設(shè)計(jì) [J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào), 2001, 29(1): 65-69.

Zhang Qiwei. Conception of long-span bridge health monitoring and monitoring system design [J].JournalofTongjiUniversity, 2001,29(1): 65-69.(in Chinese)

[5]李愛群,繆長青,李兆霞,等. 潤揚(yáng)長江大橋結(jié)構(gòu)健康監(jiān)測(cè)系統(tǒng)研究 [J]. 東南大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版, 2003, 33 (5): 544-548.

Li Aiqun, Miao Changqing, Li Zhaoxia，et al. Health monitoring system for the Runyang Yangtse River Bridge [J].JournalofSoutheastUniversity:NaturalScienceEdition, 2003,33(5): 544-548.(in Chinese)

[6]Wang Y, Li Z X, Li A Q. Combined use of SHMS and finite element strain data for assessing the fatigue reliability index of girder components in long-span cable-stayed bridge[J].TheoreticalandAppliedFractureMechanics, 2010,54(2): 127-136.

[7]鄧揚(yáng),丁幼亮,李愛群. 鋼箱梁焊接細(xì)節(jié)基于長期監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的疲勞可靠性評(píng)估:疲勞可靠度指標(biāo) [J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2012, 34(3): 86-92.

Deng Yang, Ding Youliang, Li Aiqun. Fatigue reliability assessment for welded details in steel box girder using long-term monitoring data: fatigue reliability indices [J].ChineseCivilEngineeringJournal, 2012,34(3): 86-92. (in Chinese)

[8]Downing S D, Socie D F. Simplified rainflow cycle counting algorithms [J].InternationalJournalofFatigue, 1982,4(1): 31-40.

[9]Guo T, Li A Q, Wang H. Influence of ambient temperature on the fatigue damage of welded bridge decks [J].InternationalJournalofFatigue, 2008,30(6):1092-1102.

[10]BSI. BS5400 code of practice for fatigue [S]. London: British Standards Institution,1982.

[11]BSI. BS 7608 fatigue design and assessment of steel structures [S]. London: British Standards Institution, 1993.

[12]林日長. 扁平鋼箱梁公路橋正交異性橋面板疲勞性能參數(shù)化分析研究 [D]. 南京:東南大學(xué)土木工程學(xué)院,2011.