2020年度钢结构桥梁综述，钢桥的建设成就和技术进展 前言 在去年撰写“2019年度进展：钢桥部分进展”的基础上，本文主要回顾与总结2020年我国大型钢桥的建设成就与技术进步、钢桥的新型与特殊材料和结构形式研究进展、受腐蚀钢桥的性能下降及其加强研究进展、钢桥面研究进展、钢桥稳定研究进展和钢桥的多灾害动力分析研究进展等问题。挂一漏万，欢迎同行指正。作者鸣谢郑皆连、徐恭义、王应良、张清华、孙秀贵、陈力波、罗天和张锐等专家同行对本文征求意见稿提出宝贵的修改和补充意见。
2020年度钢结构桥梁综述，钢桥的建设成就和技术进展
前言
在去年撰写“2019年度进展：钢桥部分进展”的基础上，本文主要回顾与总结2020年我国大型钢桥的建设成就与技术进步、钢桥的新型与特殊材料和结构形式研究进展、受腐蚀钢桥的性能下降及其加强研究进展、钢桥面研究进展、钢桥稳定研究进展和钢桥的多灾害动力分析研究进展等问题。挂一漏万，欢迎同行指正。作者鸣谢郑皆连、徐恭义、王应良、张清华、孙秀贵、陈力波、罗天和张锐等专家同行对本文征求意见稿提出宝贵的修改和补充意见。
1 我国大型钢桥的建设成就与技术进步
1.1 世界最大跨度拱桥：平南三桥
2020年12月建成通车的广西平南三桥为中承式钢管混凝土桁架拱桥，主拱跨度560m(拱跨桥面长575m)；桥面全宽36.5m，设置双向4车道公路、2条非机动车道和2条人行道，公路设计行车速度为60km/h；全桥总用钢量1.5万t，成为世界第一跨度拱桥 [1] ，如图1。
图1 平南三桥
桥梁主拱为双侧四肢钢管混凝土N形桁架结构，矢跨比为1/4，拱轴系数为1.5，主拱中心距为30.1m；拱顶桁高8.5m、拱脚径向桁高17.0m；桁架节间7.75m，吊杆间距15.5m，桁架弦杆钢管直径1400mm、厚度为26、30和34mm，腹杆直径700mm、厚度为14mm；横撑直径850mm、厚度18mm；弦杆钢管采用高强抗层状撕裂钢材Q420qD-25Z，其它钢管采用Q345C钢；弦管内填C70自密实无收缩复合膨胀混凝土；吊杆采用37φ15.2环氧喷涂钢绞线整束挤压索，钢丝标准强度1960MPa，防腐设计保护年限大于30年，免维修周期15年；中间24根吊杆间纵向水平连接单股φ15.2环氧喷涂钢绞线作为抗风索；主梁为主次纵横梁组成的格子梁，主横梁中心高度2.2m，次横梁中心高度1.2m，主横梁和主纵梁底板采用Q420qD钢，其它板采用Q345C、Q235C和Q235B钢等；车行道采用在8mm钢底板(底模)与PBL连接件上的浇筑C40钢纤维混凝土142mm(承托处240mm)，铺设50mm的改性沥青混凝土；人行道为板式纵横肋的正交板，铺设10mm的聚氨酯橡胶面层；桥梁南岸采用明挖扩大基础，北岸采用地下连续墙基础。桥梁在四级连续真空泵送C70自密实无收缩复合膨胀的管内高品质混凝土、圆形地连墙与卵石层注浆加固的新型拱座基础、300t大吨位缆索吊机及其200m装配式塔架的20mm精度自动精确控制、扣索一次张拉等取得创新性技术成果。
包括2009年建成重庆朝天门长江大桥(主跨552m)、2003年上海卢浦大桥(主跨550m)、2013年四川合江波司登大桥(钢管混凝土桁架拱桥，主跨530m)、2019年湖北秭归长江大桥(主跨519m)在内，我国囊括世界拱桥跨度的前5位；包括2020年建成云南大理至瑞丽铁路怒江大桥(主跨490m)、2013年建成南广铁路广东省肇庆西江大桥(主跨450m)、2016年建成沪昆高铁贵州省晴隆北盘江大桥(主跨445m)、2019年建成成都至贵阳高铁跨越黔西县的鸭池河大桥(主跨436m)在内，我国囊括世界铁路拱桥跨度的前4位。我国成为世界拱桥大国与强国。
1.2 世界最大跨度公路与高铁两用悬索桥：五峰山长江大桥
2020年12月，主跨1092m的江苏五峰山长江公路与高铁两用大桥开通两线铁路；该桥上层为双向8车道高速公路，设计行车速度100km/h，下层为4线铁路，其中2线为连镇高铁，设计行车速度250km/h，2线预留，设计速度为200km/h，是我国首座公铁两用悬索桥，也是世界上铁路行车速度最高、运行荷载最重的公铁两用悬索桥 [2] ，如图2。桥梁综合测试中创造了275km/h的世界铁路悬索桥最高速度纪录。
图 2 五峰山长江大桥
桥梁垂跨比为1/10；北侧桥塔高203m，南侧桥塔高191m，塔柱圆形承台直径40m、厚9.5m，桩基直径2.8m。两根主缆直径约1.3m，采用锌铝合金镀层平行钢丝索股，每主缆为352股，每股含127根5.5mm直径钢丝(主缆钢丝面积超过日本明石海峡大桥的面积)，每索股长度约1932m，重约47.8t；索股两端为热铸锚，锚杯内浇注锌铜合金；钢丝标准强度为1860MPa；主缆采用S形缠丝、缠包带与除湿系统的防护体系。每处吊点设置2根吊索，单根吊索为337根5mm直径钢丝；钢丝标准强度为1770MPa。双层桥面钢桁主梁采用三角形桁架；主梁连续跨度为(84+84+1092+84+84)m，横断面为倒梯形，每道竖杆处设置吊杆、外侧斜撑(副桁)和三角形桁架式横联(兼顾增强上层横梁刚度的作用)，横联中心与下层桥面之间设置吊杆(增强下层横梁刚度)；桁高16m、两片主桁中心距30m、节间长(吊杆中心距)14m，主缆中心距43m；标准吊装节段长28m，最重节段1785t；上、下层桥面均采用板桁结合的正交异性整体桥面，顶板与U肋采用双面焊全熔透焊接工艺；桁梁主要采用Q370qE钢材，下层铁路道砟槽面板采用轧制不锈钢复合板。采用重力式锚碇，北侧锚碇沉井长100.7m，宽72.1m，高56m，基底置于密实粉细砂层，南侧锚碇地连墙支护圆形扩大基础，内径87m，墙厚1.5m，最大埋深40.5m，基底持力层为微风化凝灰质砂岩。
1.3 世界最长公铁两用海峡大桥：平潭海峡大桥
平潭海峡公铁两用大桥是福州至平谭铁路、长乐至平潭高速公路的海峡公铁两用大桥，始于福州市长乐区松下镇，经人屿岛、长屿岛、小练岛、大练岛到达平潭岛，全长约16.3 km，其中公铁合建桥梁总长约9.2km，含设计速度100km/h的双向6车道高速公路和设计速度为200km/h的双线I级铁路，2020年10月和12月，公路和铁路分别通车运行；该桥梁是我国第一座公路与铁路两用海峡大桥，也是世界最长的公路与铁路两用海峡大桥 [3] ，如图3所示。
图 3 平潭海峡大桥
平潭海峡大桥的公铁合建桥梁以双层桥面钢桁架桥为主，包含：元洪航道桥为钢桁梁双层斜拉桥，桥跨布置为(132+196+532+196+132)m，共1188m；鼓屿门航道桥为钢桁梁双层斜拉桥，桥跨布置为(128+154+364+154+128)m，共928m；大小练岛航道桥为钢桁梁双层斜拉桥，桥跨布置为(80+140+336+140+80)m，共776m；26孔80m、8孔88m双层组合桥面全焊钢桁梁桥；还有多孔49m、40m混凝土梁桥等。3座斜拉桥主桁均采用N 形桁架，横断面为倒梯形，桁高13.5m，上层桥面宽35.6m，下层桥面宽15 m，除边跨无拉索区采用公路组合桥面外，其余均采用板桁结合的正交异性整体桥面。80 m 和88 m 跨的双层组合桥面全焊钢桁梁为三角形桁架，横断面为倒梯形，桁高13.5 m，桁间距14m，上层公路采用常规组合桥面，下层铁路采用预应力混凝土槽形板与钢横梁形成的组合桥面；采用在连接上层纵梁之前预压上弦杆的新方法，有效地减小桥面参与主桁共同作用。钢桁结构采用3600t大型海上浮吊整孔吊装和长段吊装架设，减少高空作业，缩短施工周期。桥梁的深水基础还首次采用4.5 m超大直径钻孔桩。桥位常年6级以上大风超过300天、7级以上超过200天、8级以上超过100天，施工环境恶劣，工程量巨大。
1.4 世界第一座UHPC顶板流线型组合箱梁两主跨斜拉桥：南京江心洲长江大桥
2020年12月建成通车的江苏南京江心洲长江大桥(南京长江五桥)为3塔两主跨中央双索面组合梁斜拉桥，桥跨布置为(80+218+2×600+218+80)m，长度为1796m。桥梁为双向6车道，设计速度100km/h。3桥塔均为纵向钻石形、内外钢壳内填混凝土组合结构，塔柱上、下部分合并，中间部分分离，中塔高175.4m，边塔高167.7m。钢壳由内外壁板、竖向加劲肋、水平加劲肋、连接角钢、剪力钉等组成，外壁板厚14~20mm，内壁板标准厚度6mm，上塔柱钢牛腿附着壁板厚20mm，采用C50补偿收缩混凝土。内外钢壳既参与受力，又发挥内填混凝土的模板与支架等作用。主梁采用流线型组合箱梁截面，顶板为17cm和20cm厚的粗骨料活性粉末超高性能混凝土(UHPC)板，斜腹板、底板和中间纵腹板等为钢结构；标准梁段宽35.6ｍ，中心梁高3.6ｍ，标准吊装梁段长14.6m，重407t。这是世界上第一座UHPC顶板的流线型组合箱梁的两主跨斜拉桥 [4] ，如图4所示。
图 4 南京江心洲长江大桥
1.5 世界最大跨度的连续钢桁梁桥：宁波三官堂大桥
2020年9月建成通车的浙江宁波三官堂大桥为(160+465+160)m桥跨、双向8车道全焊连续钢桁架桥，超过1991年建成400m跨度的日本长崎生月大桥，成为世界最大跨度的连续钢桁梁桥 [5] 。桥梁采用两片主桁，中心距33.7m，采用正交异性钢桥面，桥面全宽45.9m；为变高度、N形桁架，跨中桁高14.5m、边墩处15.0m、中墩处42.0m，标准节间15.0m；桁架主体采用Q420qE钢，钢桥面为Q345qD钢；桥梁在中跨合龙后顶升边支座800mm，以调整主桁和支座内力；同时在梁端设置4根直径65mm的高强拉杆，以承担可能出现的支座负反力和提高抗倾覆稳定性。
图5 三官堂大桥
2 钢桥的新型与特殊材料和形式研究进展
2.1 形状记忆合金
近年来，Mohammadreza等 [6] 研究了智能铁基形状记忆合金(Fe-SMA)在钢桥连接件中的应用。现有的铁路铆接钢桥纵横梁腹板间的双角钢连接由于刚度不足，容易出现疲劳开裂，常用加固技术不足以完全解决铆接部位的疲劳损伤问题。智能铁基形状记忆合金(Fe-SMAs)具有形状记忆效应，可以相对容易地使钢梁连接件得到预加力。为此，Mohammadreza专门设计了试验装置(如图6)，对采用SMA加固的双角钢连接件分别进行静力试验和两次高周疲劳试验，结果表明，用Fe-SMA板条加强的纵横梁腹板角钢连接的疲劳寿命显著提高。这是形状记忆合金材料在桥梁应用的有益尝试。
图 6 铁基形状记忆合金板条加强纵横梁腹板角钢连接的高周疲劳试验 [6]
2.2 不锈钢
不锈钢的突出特点是耐腐蚀性能较强，使结构更安全、耐久，同时材料的回收效益更高。多年来，部分发达国家已经尝试研发小型不锈钢的公路、铁路和人行(构件)桥梁(如图7所示)，虽然建造成本较高，约为碳素钢的4倍，但桥梁结构性能比传统耐候钢桥梁更好，外表总体上美观，后期维护成本相对较低。已有研究表明，对于特定结构与功能桥梁的全寿命设计，不锈钢桥梁具有一定的经济可比性 [8] 。因此，欧洲规范3(EN 1993-1-4)有专门条款“关于不锈钢的补充规定”，包含对不锈钢母材和螺栓连接与焊接等的要求，美国AISC设计指南也有“结构不锈钢”的相关规定。
图 7 国内外部分公路、铁路和人行不锈钢桥梁(或部分构件)
2019年，堀澤英太郎 [9] 等通过数值计算，研究了两端均为不锈钢的钢构件的抗压和抗弯强度。计算表明，不锈钢区段长度占比30%以下的工字梁的抗弯强度不小于普通碳素钢梁的95%。
2019年，Carlos等 [10] 研究了细长奥氏体不锈钢工字梁在局部荷载下的抗力，对细长奥氏体不锈钢工字梁在局部载荷作用下的抗力进行了综合评估，通过试验数据与数值计算结果的对比表明，当局部荷载长度与腹板高度比增大或腹板高度增加时，细长奥氏体不锈钢板梁的极限抗力显著提高。
2020年，Jieying Zhang等 [11] 为了研究不锈钢螺栓与ASTM A1010钢桥主梁之间的电化腐蚀风险，分别采用ASTM A320 B8和A193 B6两种不锈钢螺栓进行电化学腐蚀试验。结果表明，B6不锈钢在试验过程中出现严重的局部腐蚀，因此不适合用于A1010钢材；另一方面，B8不锈钢螺栓连接A1010钢梁没有电化学腐蚀风险。
2020年，Dissanayake等 [12] 采用有限元软件ABAQUS对冷弯成型的不锈钢空心翼缘梁的剪切效应进行了详细数值模拟；在有限元模型验证的基础上，研究了不同截面高度、截面厚度等几何参数的影响以及不同等级不锈钢的影响；数值计算结果表明，矩形不锈钢空心翼缘梁的腹板中存在明显的对角应力场，而三角形空心翼缘梁的腹板中应力分布比较均匀。
2.3 高强度钢
高强度钢(HSS)通常指名义屈服强度460MPa以上的钢材。由于其强度更高，部分减少了结构的截面尺寸和自重，从而节省了材料，结构更轻，能更快速地吊装和安装。
Tuan Le等 [13] 对采用BISPLATE-80和BISPLATE-100高强钢制作的8根焊接工形梁在纯弯曲和弯矩梯度条件下进行试验研究，并用ABAQUS有限元软件对其进行相应的数值模拟分析，数值计算结果与试验结果吻合良好。在试验中，分别采用3根BISPLATE-80和5根BISPLATE-100工形梁，进行横向弯扭和局部屈曲试验，得到其屈曲响应，包括弯扭屈曲和翼缘局部屈曲失效模式。试验和数值模拟结果表明，焊接高强钢工形梁在中等长细比情况下的屈曲性能远高于EC3和AS4100规定的指标；另外，因为工形钢梁翼缘的压应力呈非线性分布，其弯扭屈曲与临界截面的屈服也有一定关系。
Tuan Le等 [14] 提出了适用于焊接高强钢薄壁工形钢梁的残余应力模型，用X射线法测得分别用BISPLATE-80和BISPLATE-100高强钢制作的两个等截面工形钢梁和变截面工形钢梁的焊接残余应力的大小和分布规律，用X射线法测量残余应力试验，如图8。结果表明，工形梁翼缘和腹板连接处的平均峰值残余拉应力约为实测屈服强度的70%，或者母材屈服强度的80%，残余压应力分布较均匀；同时，对于该类钢梁，翼缘和腹板的相互作用对其残余应力影响不大，可以忽略不计。
图 8 X射线法测工形高强度钢梁残余应力 [14]
Yao Sun等 [15] 对采用试验和数值模拟，研究了6根S690级(名义屈服强度690MPa)高强钢6根焊接工形梁的面内抗弯性能和抗弯承载力。结果表明，对于欧洲、澳大利亚和美国的规范与标准，除美国的AISC宽厚比限制外，这种梁的长细比限制规定总体上是适用的。
Bo Yang等 [16] 对Q690高强钢焊接工形梁的抗弯性能和抗扭能力进行了试验研究(如图9)和数值模拟，对16组不同宽厚比和跨度的工形梁分别进行了三点弯曲和四点弯曲破坏试验，同时建立了考虑初始几何缺陷和残余应力的有限元模型进行仿真分析，并与试验结果进行对比。结果表明，试件在三点弯矩作用下出现局部屈曲失效，而四点弯曲作用下则出现局部屈曲失效或整体屈曲与局部屈曲的共同失效；另外，参数分析表明，翼缘和腹板的宽厚比对梁的抗弯和抗扭能力有显著影响，高强工形梁的承载力和延性都随着翼缘和腹板宽厚比的增大而降低，因此，建议设计高强钢梁时应考虑翼缘与腹板宽厚比的作用。
图 9 高强钢焊接工形梁三点弯矩和四点弯矩试验 [16]
Yi-Fan Lyu等 [17] 研究了考虑螺杆孔伸长量的螺栓连接件承载力，对分别采用Q550、Q690和Q890等三种高强钢制作的27个单面搭接螺栓和36个双面对接螺栓试件进行试验研究，并对螺栓孔变形极限和试件的荷载-变形曲线进行了对比，对荷载-变形曲线的两种过渡阶段进行承载力定义，并用Richards生长模型(RGM)和机器学习方法建立其公式，提出了一种基于行为的安全余度可调模型，并将现行规范与三阶段的承压过程进行了比较。结果表明，按照CEN的设计可以有效地限制螺栓孔伸长，因为承载力位于承压过程的Il阶段内；而对于AISC 360 (AISC 2016)的标准，当端距为螺栓孔直径的1.66 ~ 2.59倍时，建议减小其设计承载力。
图 10 高强钢单面搭接螺栓和双面对接螺栓试件试验 [17]
郭宏超等 [18] 通过20个Q460D高强钢的螺栓连接接头的静力拉伸试验，研究了螺栓端距、边距、间距的影响。研究表明：当螺栓横向布置时，Q460D高强钢试件的承载力和变形随螺栓间距的增大而增大；在达到结构标准值后，增加的边缘和端距对连接承载力的影响最小；当采用EC3 [19] 标准时，理论计算值的冗余度较大。郭宏超等 [20] 还进一步研究Q460D和Q690D高强钢母材、有孔板和螺栓连接试件的疲劳性能问题。
2.4 高韧性钢
钢材生产技术的进步使现代桥梁钢的韧性得到了提高；我国现行标准规定桥梁用结构钢的CVN冲击能量大多数为120J(早期标准为47J)。美国在20世纪90年代后期开展研究表明，高韧性钢在桥梁工程的应用有着巨大的潜力；随后开展了一系列的材料特性研究和大规模的试验研究；而最近的研究侧重于韧性水平需求的确定。
2020年，Sherman [21] 等为了评估CVN冲击能量为170J的高韧性钢的韧性，进行了缩尺的轴向试件断裂试验。试验分为两个部分，第一部分为在循环荷载下的疲劳开裂试验，当达到预期的裂纹长度时，试件将用于第二部分的断裂试验。结果表明，高韧性钢的使用使构件的断裂性能得以改善；另外，试验实测断裂韧性和有限元数值模拟结果对比表明，有限元结果实测值间的误差小于15%，可以有效地应用于断裂预测。
2.5 耐候钢和高性能钢
耐候钢表面形成密实的保护锈蚀层，阻止腐蚀成分进入钢材内部，抑制了腐蚀，具有较强的耐腐蚀性能，在建造和长期使用中可以免除反复防腐涂装，有效降低维护成本。高性能钢指同时具备高强、可焊性好、耐候性好、延展性好和冲击韧性好的钢材。耐候钢在我国和其他国家桥梁已经得到较多的工程应用 [22] 。
2019年，Han Su等 [23] 分别对桥梁耐候钢Q345qDNH耐候钢的疲劳裂纹扩展门槛值和裂纹扩展速率进行参数研究，采用9个母材和带有对接焊缝的CT试件(如图11)开展了疲劳试验。结果表明，疲劳裂纹扩展门槛值随应力比的增大而减小。同时，Q345qDNH的疲劳裂纹扩展速率比普通桥梁钢Q345qD慢，根据BS 7910建议的通用参数说明，Q345qDNH具有更好的抗疲劳性能。2020年Han Su等 [24][25] 分别开展了桥梁耐候钢Q345qDNH制成的未腐蚀和腐蚀的非承载焊接接头的疲劳行为研究，同时也研究了Q345qDNH制成的的焊接接头的疲劳行为，由此得到保证率为95%的S-N曲线，为桥梁耐候钢疲劳设计提供参考。
图 10 桥梁耐候钢Q345qDNH的CT试件 [23]
2019年，郑凯锋和张宇等 [26] 将电化学理论与断裂力学相结合，建立了耐候钢腐蚀疲劳耦合过程的理论模型。该模型将整个腐蚀疲劳过程划分为两个阶段：腐蚀疲劳裂纹萌生阶段和腐蚀疲劳裂纹扩展阶段。在腐蚀疲劳的裂纹萌生阶段，坑蚀可以看作是一类初始缺陷，当裂纹达到临界尺寸时，疲劳效应也对裂纹扩展产生显著影响，两种效应相互竞争，腐蚀疲劳过程的初始开裂速率较高，随后疲劳效应逐渐取代腐蚀成为主要因素，标志着进入腐蚀疲劳裂纹扩展阶段；此后，裂纹在循环荷载作用下不断扩展，直至最终破坏。另外，郑凯锋和张宇还研究了应力范围、应力比、腐蚀环境和平均日货车流量(ADTT)等关键C-F参数的影响。结果表明，应力范围和应力比对疲劳寿命均有显著影响。随着应力范围和应力比的增大，腐蚀疲劳寿命降低；坑蚀作为腐蚀环境的一项指标，只影响腐蚀疲劳裂纹的萌生寿命；此外，平均日货车流量对其裂纹扩展寿命影响显著，但对其萌生阶段的寿命影响有限。
图 12 耐候钢腐蚀疲劳过程 [26]
刘新华等 [27] 通过对加速腐蚀试验的高性能钢工形钢梁开展抗弯性能试验研究。结果表明，锈蚀会显著降低整体工形钢梁的承载能力、延性和屈服强度，并且刚度与锈蚀率呈线性关系。
2020年，Yueming Fan等 [28] 采用表面分析和电化学方法，研究了氯离子对改进的含镍耐候钢在热带海洋大气中耐蚀性能的影响，采用扫描电子显微镜(SEM)对腐蚀形貌和表面形貌进行了分析，同时，通过能谱仪(EDS)和X射线衍射仪(XRD)分析了钢表面腐蚀产物的主要元素和物相组成。研究表明，内腐蚀致密膜中Ni含量随溶液中NaCl浓度的变化呈指数函数关系，Cl-浓度越高，Ni含量越低。当Cl-浓度增加到一定程度时，Ni含量将保持在一个稳定的值。对于高浓度Cl-环境，Ni主要集中在膜内部，Cl分布在整个膜中。
陶晓燕等 [29] 研究免涂装耐候高强度螺栓的表面处理工艺和连接性能，开展为期1年的抗滑移系数试验和无锈蚀和有锈蚀状态下的疲劳试验，研究表明，采用喷砂和钢丝刷相结合的工艺能够满足免涂装耐候钢桥的连接要求，同时喷砂后的表面状态随着在大气中放置时间的增加而发生明显变化；在室外放置半年内，抗滑移系数较为稳定，随后延长室外放置时间，抗滑移系数显著下降。
2.6 铝合金
铝合金具有重量轻、比强度高、耐腐蚀性能好等突出特点，并且还有利于材料的回收再利用，在部分特殊的桥梁中有一定的应用前景。世界上最早使用铝合金建造的桥梁为上个世纪40年代美国的Smithfield桥，我国2006年首次应用铝合金建造了浙江省杭州市庆春路中河人行天桥。目前，国内外对铝合金桥梁的研究不多，许多工作有待开展。
清水弘樹等 [30] 研究了对于抗弯承载力有益的纵向加强的铝合金梁的最优横截面和极限强度，所研究的铝合金为经热处理的A6061-T6。通过有限元弹塑性有限位移分析，给出了最优截面形状，并计算了具有该截面形状的纵向加强铝合金梁板的极限承载力。
2.7 双热轧T型钢与钢板对接焊成形的高效工形钢梁
热轧工形梁具有便利的生产和高效的使用性能，应用广泛，但是，由于轧制技术限制，其高度和翼缘宽度与厚度均受到限制，这种情况各国都普遍存在；而通常采用的焊接工形梁的翼缘板和腹板T形接头经常要求双面熔透焊，其制造成本相对较高。为此，2020年，郑凯锋团队联合辽宁紫竹集团研发出双热轧T型钢(即带肋热轧翼缘)与钢板对接焊成形的高效工形钢梁(如图13所示)，即上下两个热轧T型钢与钢板采用两道对接接头的熔透焊接，把一般焊接钢梁的T形接头简化为对接接头，甚至可以采用单面焊双面成形的简化工艺。初步的研究表明其性能良好，成本较低，在桥梁工程中有较好的应用前景。
图 13 热轧带肋翼缘与钢板对接焊成形的工形梁
3 受腐蚀钢桥的性能下降及其加强研究进展
钢材的腐蚀是钢桥需要面对的重大问题和挑战；桥梁因钢材腐蚀导致的病害、性能下降甚至严重劣化；对其采用合理的补强措施是保证腐蚀后钢桥继续正常服役的重要保证。因此，受腐蚀钢桥的性能下降及其补强措施逐步成为近年来钢桥的研究热点之一。其中，已发表成果大多来源于日本学者的相关研究。
在桥梁各空间位置中，桥梁两侧端部的腐蚀问题相对普遍和突出。日和裕介等 [31] 对已腐蚀钢桁梁桥端部采用冷涂装用于进一步防腐处理，涂装材料加锌和铝，在实际应用中验证了该方法的有效性。
井比亨等 [32] 研究采用螺栓连接钢板对钢桁梁桥端部腐蚀部位进行加固方法，通过有限元模拟进行验证。结果表明，该方法能有效提高桥梁性能；同时，加固钢板的形状对加固效果影响较大。
森博啓 [33] 研究钢梁腐蚀端部腐蚀加固方法，采用在端部焊接垫板加固，结合弹塑性有限元分析和剪切试验进行研究，研究分析表明，通过将垫板厚度调整为腐蚀厚度的1.5倍时能够保证与原结构具有相同的承载能力。中田祐利花 [34] 通过梁端部腐蚀厚度来评估桥梁剩余承载能力。研究中采用一座已经使用90年的铁路桥钢构件进行腐蚀厚度的测试，结果表明，可以依此为基础用于评估桥梁剩余承载能力。
作为结合梁桥的关键传力构造，剪力钉的腐蚀严重影响结构静力性能和疲劳性能。北根安雄 [35] 研究采用混合FRP形成的剪力钉群加固方法，补强结合梁端部因腐蚀导致截面的削弱，并开展静力模型试验验证，为桥梁加固提供了有效方法。
Chen等 [36] 对结合梁剪力钉开展腐蚀后的静力和疲劳试验，分别进行承载能力、刚度和疲劳寿命的研究；结果表明，静力试验中主要出现局部屈曲，剪力钉腐蚀导致承载能力和刚度削弱，腐蚀效应使结合梁桥的疲劳寿命最高降低29.69%。
腐蚀同时导致的钢材表面粗糙度的增加，由此导致局部应力集中和非均匀屈服，降低钢材延性。Naftary等 [37] 研究了腐蚀导致的表面粗糙对钢板延性的影响，通过非线性有限元对腐蚀19.5年后的钢管桩进行分析。结果表明，钢材表面粗糙度的增加会导致应力集中和应变局部化，从而导致延性降低。近年来日本工形钢板梁桥常采用免涂装耐候钢，多主梁钢板梁桥常在使用过程时，一片主梁由于腐蚀性能下降或失效后，其余主梁将分担失效主梁的受力。
Fiolek等 [38] 通过开展腐蚀后热轧钢梁的静力弯曲试验研究其局部屈服，并与线性和非线性有限元模型计算结果进行对比。结果表明，当腐蚀厚度达到46～60%时，更容易在塑形区发生屈服，当腐蚀厚度达到71%时，屈服倾向于在弹性区发生。
有村健太郎 [39] 通过有限元分析研究多主梁桥在一片钢主梁因腐蚀失效后的受力行为变化。结果表明，没有实质性腐蚀的主梁能够较好分担失效主梁的卸载，即桥梁结构具有一定冗余度。
张振浩等 [40] 研究得到疲劳强度和钢材强度的关系以及腐蚀引起的抗力衰减，采用均匀设计法的神经网络技术和非线性有限元方法对斜拉桥钢箱梁腐蚀下的疲劳可靠度变化进行分析。结果表明，桥面板和U肋的腐蚀疲劳可靠性指标随时间增加而减小，其中，桥面板的可靠性指标降低更快，甚至无法满足100年的设计基准期。
郑凯锋和张宇等 [22] 总结大量学者所开展的结构钢腐蚀疲劳试验结果，分析表明，腐蚀作用导致结构钢疲劳强度降低，坑蚀是导致疲劳失效的主要因素；同时还归纳和总结了开展腐蚀疲劳试验的方法。
欧美等已经进入大规模老旧钢桥(螺栓连接或铆钉连接)的维修和加固的年代。针对老旧钢桥的维修和加固，采用树脂注入式螺栓和单边(外侧)施工高强度螺栓是有效和便捷方案。José 等 [41] 对施加预紧力的标准螺栓和施加预紧力的树脂注入式螺栓连接节点进行疲劳试验和比较研究，评估了单侧受剪和双侧受剪树脂注入式螺栓连接的疲劳性能，结果显示树脂注入式螺栓连接的疲劳强度较常规螺栓连接低，但欧洲规范EC 3 [19] 对树脂注入式螺栓和标准螺栓连接提出的疲劳强度曲线大致相同，这应得到足够的重视。单边高强度螺栓可以在一侧施工，对于修复或加强封闭截面构件和连接钢管接头是有效的，Hiroyuki等 [42] 通过试验验证了单边高强螺栓摩擦接头的滑移系数、预紧力松弛和疲劳强度，并对疲劳试验后的拉伸强度进行了验证，结果表明单边高强度螺栓预紧力松弛率约为5%，经过喷丸或喷砂表面处理的单边高强度螺栓连接可以达到与标准高强度螺栓摩擦接头相当的力学性能。单边高强度螺栓摩擦接头在钢桁架拱桥抗震改造、钢桥面U肋加固和钢管墩柱加强应用如图14。
图 14 树脂注入式螺栓和单边高强度螺栓及其加固应用 [42]
4 钢桥面的研究进展
4.1 高性能球状石墨铸铁钢桥面
山口栄輝等近年来研究基于球状石墨铸铁的新型热铸钢桥面 [43-46] 。球状石墨铸铁与碎片状石墨铸铁(普通铸铁)、片状石墨铸铁相比，材料性能更好，具有与普通结构钢相近的性能；同时，将复杂形状板段一次整体铸造成型，省去了复杂程序的焊接，避免各种焊接缺陷；此外，进一步根据实际受力要求，对铸造桥面板进行高度、厚度和板件之间的倒角过度等优化，也缓解了交接部位的应力集中，使热铸钢桥面具有较高的疲劳特性。采用热铸试件取样进行静力拉伸试验，结果表明其拉伸强度、断裂伸长率、硬度等机械性能总体上与普通结构钢材相近；所开展的试验模型材料极限抗拉强度为350MPa，设计强度为205MPa。
单板段铸铁桥面足尺模型试验的试件尺寸为1250×2500mm，静力试验的轮载面积为200×500mm，如图15；当加载至287kN时出现局部塑性变形，当载荷达到941kN时仍未见局部开裂和整体断裂：由此说明铸铁桥面桥面具有较高的强度和塑性变形性能。多板段拼接铸铁桥面足尺模型试验采用两种尺寸规格的单板段：横向分别为1290mm和1690mm，纵向均为1145mm；采用12块的铸铁桥面板段用高强度螺栓拼接成约4590×4690mm桥面，开展其疲劳试验，采用橡胶轮胎走行加载，荷载幅为157kN，加载次数为200万次；试验表明：车轮荷载所产生的最大应力低于140MPa，而铸铁桥面材料的设计强度为205MPa；最大挠度约为3mm，未出现塑性变形；采用磁粉探伤表明肋板下缘未发现疲劳裂纹。高性能铸铁钢桥面已应用到部分桥梁中。
图 15 高性能铸铁钢桥面试验与使用 [43-46]
4.2 波纹夹芯板钢桥面
Peter Nilsson对波纹夹芯板钢桥面进行了一系列的研究 [47-49] 。该钢桥面采用波形夹心板结构，顶板厚8mm，底板厚5mm，波纹夹芯板厚6mm，采用激光焊接工艺连接成整体。其研究关注了与制造相关的接头几何性质变化对疲劳性能的影响、波形板与顶板之间的焊缝区域应力状态等。研究表明，焊接使连接波形板和顶底板接头的几何特性(包括焊缝宽度、焊缝不对中、波形板与板间的间隙等)发生变化；焊缝附近的应力总体上没有显著增加，桥面具有较好的疲劳性能，同样具有较好的经济性。
图16 波纹夹芯板钢桥面及其疲劳试验 [47-49]
4.3 优化横肋开孔与焊接的钢桥面
传统横肋与U肋连接焊缝构造细节在车辆荷载作用下经常出现疲劳开裂，主要有横肋开孔、横肋与U肋腹板连接焊缝，其中的主要成因是横肋面内刚度远大于U肋腹板面外刚度、开孔的下部空孔形状与尺寸不合理和焊接质量不良等。近20年来，美国、日本和我国等均开展不少研究工作。日本在对近畿地区(含京都府、大阪府、滋贺县、奈良县、三重县、和歌山县、兵库县等)桥梁进行多年系统检查并开展系列研究的基础上，2019年汇总了相关成果 [50] ，如图17所示，提出在传统横肋开孔(让纵肋连续通过)和留出纵肋下端部分空孔(俗称“苹果孔”，避免U肋下缘附近与横肋焊接)的基础上，研究三种改进措施：(1) 蝴蝶型：有限连接U肋下缘，减小U肋水平变形；(2) U肋腹板内侧加肋型：在U肋腹板内侧增加加劲肋，以提高U肋腹板的面外刚度；(3) 转移应力型：改变下部空孔形状，将焊缝下端部和附近空孔部位的高应力区域转移到空孔两侧上方，将可能出现的焊缝(下端部)疲劳转变为横肋母材空孔边缘疲劳，而后者的疲劳强度明显高于前者。2018年，日本関西大学坂野昌弘等 [51] 对蝴蝶型构造措施开展了进一步的优化试验研究，足尺节段试验研究表明：在260kN荷载幅作用下，加载210万次均未发现疲劳裂纹，优化后的构造细节使得U肋焊缝的高应力转移到横肋母材空孔边缘。日本阪神高速道路公司杉山裕樹对转移应力型构造措施进行了详细的参数化有限元分析，得到了优化后的带有短肋的横肋开孔形式。通过有限元分析表明 [52] ：带有短肋的横肋开孔形式可以将端部U肋焊趾处的最大主应力降低75%。此外，相关足尺节段的静力与疲劳试验研究表明 [53] ：在140kN荷载幅作用下，该孔型可以将U肋焊趾处的最大主应力降低78%；当传统孔型加载至100万次时，U肋焊趾发现69.0mm的疲劳裂纹，其中母材部分长19.0mm，而改良后的构造在加载至400万次时仍并未发现疲劳裂纹。2019年日本桥梁建设协会针对改良后的孔型进行了相应的切割与焊接试验 [50] 。
(a) 传统型 (b) 蝴蝶型
(c) U肋内侧加肋劲型 (d) 转移应力型
图 17 横肋开孔及其改良措施 [50]
2019年至2020年，张清华等 [54-57] 基于钢桥面板疲劳问题的最新研究进展，指出钢桥面板的疲劳问题属于包含多个疲劳开裂模式的结构体系疲劳问题，并提出了钢桥面板结构体系的疲劳抗力评估方法。由上述特性所决定，提高正交异性钢桥面疲劳抗力的有效途径在于研发高疲劳抗力的纵肋与顶板新型双面焊构造细节和纵肋与横隔板新型交叉构造细节，并引入两类构造细节，发展具有高疲劳抗力特性的钢桥面板。通过模型对高疲劳抗力钢桥面板结构的疲劳开裂模式、构造细节和结构体系的实际疲劳抗力以及结构体系疲劳抗力评估方法的相关关键问题进行试验和理论研究，如图18所示。研究表明：高疲劳抗力钢桥面板结构体系主导疲劳开裂模式的疲劳累积损伤度大幅降低，表明高疲劳抗力钢桥面板的疲劳性能显著优于传统钢桥面板。
图 18 高疲劳抗力钢桥面板试验研究
朱爱珠 [58] 针对U肋内侧增设内隔板的构造形式，开展正交异性钢桥面板足尺模型的静力与疲劳试验，研究内隔板对正交异性钢桥面连接细节的力学性能和疲劳强度的改善。试验表明：内隔板对U肋与横肋开孔根部连接位置的应力集中改善明显。
2020年，郑凯锋和冯霄暘等开展了2组共12个退火与未退火、设置与未设置内隔板钢桥面的足尺模型疲劳试验，研究表明，退火和设置内隔板对U肋与横肋连接焊缝的疲劳性能有较大提高。
图 19 退火处理和设置内隔板的钢桥面疲劳试验
4.4 钢桥面焊接与切割残余应力的测试与影响
2020年，Wang Fei [59] 采用盲孔法对2件不同尺寸的足尺3U肋钢桥面模型进行了残余应力测试，模型尺寸分别为2400mm×3500mm、1800mm×3500mm。试验研究发现：平行U肋方向的残余应力略大于钢的屈服强度，且在焊缝附近应力梯度较大，远离焊缝区域的以压应力的形式出现；随着U肋厚度的增加，其最大残余拉应力减小，最大压应力增大，顶板最大残余拉应力先减小、后增大，且随着U肋厚度的增加，最大残余拉应力增大，增大比例逐渐减小。
崔闯 [60] 采用超声法对足尺单U肋双面焊钢桥面模型进行了残余应力测试，提出与常规焊接接头相比，由于焊接工艺的不同，双面焊接头受到不同的焊接残余应力和残余应力松弛现象；提出了一种新的分析循环荷载作用下顶板与U肋焊接接头极限承载力的方法。利用超声法测量U肋与顶板焊接接头的初始残余应力，结果显示：垂直焊缝方向的残余应力约为150MPa；并利用热力耦合有限元模型进行模拟，用试验数据对计算模型进行验证，并将其用于残余应力松弛现象分析，并研究了循环应力幅值和应力比对残余应力松弛的影响。研究表明，残余应力在第一个周期迅速下降，随后下降趋势变缓，直到约5个周期后稳定下来。残余应力松弛量的大小随着应力幅和应力比的增大而增大，在应力幅为300MPa时，当应力比为?2/3、0和1/2时，残余应力松弛比分别为40%、50%和60%。
陈卓异 [61] 采用热-弹塑性有限元方法，对钢桥面弧形开口区域的切割热加工所产生的切割残余应力进行研究，提出了一种系统计算U肋与横肋接头热切割与焊接残余应力场的方法：先建立切削热源的数学模型，对切削温度场进行预测，再建立膜片与肋焊接接头的弹塑性热力学数值模型，预测该焊接头在火焰切割和焊接过程中的残余应力演变规律。将模拟的熔接区温度云图和接头残余应力分布与实验结果进行了对比验证，结果吻合较好。最后，采用数值模型对热加工速度(如切割速度和焊接速度)以及对U肋与横肋焊接接头残余应力分布的影响进行了参数分析，结果表明：提高切割速度和降低焊接速度可以减小弧形开孔部位的残余应力大小，并减小开孔附近的高应力区范围。采用射线法与盲孔法对U肋与横肋连接焊缝与弧形开孔的残余应力进行测试和验证：如图20，在焊缝附近(实测第一个点距焊缝20mm)，垂直焊缝方向的残余应力接近于0，平行焊缝方向的残余应力约为110MPa；在弧形开孔部位(实测第一个点距边缘5mm)，垂直边缘方向的残余应力约为75MPa，切向的残余应力约为325MPa。
图 20 残余应力测试 [61]
4.5 轻型钢桥面与混凝土的组合桥面
钢桥面与钢筋混凝土(或超高性能混凝土)通过焊钉等形成组合桥面已有不少研究与应用。组合桥面除了自重大、施工程序多之外，强度、刚度和疲劳性能等均非常高，特别是钢桥面的疲劳应力幅通常能够降低到母材或者连接细节的持久极限以下，理论上不会疲劳失效。因为组合桥面中的钢桥面受力较小，所以，近年来有将钢桥面轻型化的趋势。钢桥面轻型化体现为采用较薄的顶板、较小的纵肋和较大的纵肋间距与横肋间距。2020年，贺欣怡等 [62] 研究6mm顶板与750mm大间距球扁钢纵肋和120mm C60混凝土的组合桥面、6mm顶板与360mm顶宽U形纵肋(高度200mm、厚度6mm，净间距360mm)和100mm C60混凝土的组合桥面及其纵肋的高强螺栓连接强度和疲劳性能等，如图21所示，取得多项有价值的结论。
图 21 轻型钢桥面与混凝土的组合桥面 [61]
张清华等 [63-67] 提出了新型大纵肋正交异性钢—高性能混凝土组合桥面板结构，并对其疲劳失效机理展开了系统的试验与理论研究，如图22所示，完成了工程用水泥基复合材料(ECC)和超高性能混凝土(UHPC)2类结构层条件下，结构体系的优化设计、关键传力构件的静力和疲劳性能、结构体系的疲劳失效机理等理论分析和试验研究工作。研究成果主要包括：建立了高性能混凝土中短栓钉抗剪承载力的计算方法；推导了基于截面应力法的钢-高性能混凝土组合板初裂荷载计算方法；提出了适用于高性能混凝土中短栓钉的疲劳劣化理论模型；建立了短栓钉多裂纹扩展数值模拟方法；探明了大纵肋正交异性钢—高性能混凝土组合桥面板在不同体系下的疲劳失效模式；初步建立了可考虑钢—混组合效应劣化的疲劳分析方法。
图 22 新型大纵肋正交异性钢—高性能混凝土组合桥面板试验与理论研究 [63-67]
5 钢桥稳定研究进展
钢桥采用高强钢材和新型材料使结构和构件轻型化，钢桥的稳定问题也更加突出，甚至成为设计控制因素。高强度结构钢相对于普通结构钢强度大幅度提升，而弹性屈曲强度几乎一致，现有规范的宽厚比限值是否能适合高强钢构件、承载能力极限状态验算是否应计入屈曲后承载力等问题尚待充分研究。
5.1 钢桥构件整体稳定
楚得等 [68] 分析了美国、日本、欧洲、中国四种钢桥规范中构件的稳定设计方法，针对4种规范下的稳定折减系数曲线进行了对比，并结合H形截面杆件展开计算。结果表明：欧洲和中国规范的整体稳定折减曲线比较接近，日本和中国规范的局部稳定折减系数最小，由于欧洲和美国规范利用了板的屈曲后强度所以折减系数较大，总体看来中国规范的稳定设计最为保守。赵人达等 [69] 基于能量法和有效模量法，推导了考虑徐变和屈曲前变形的3种边界条件下的钢管混凝土柱长期稳定临界力计算公式，研究了该类柱徐变稳定临界力与核心混凝土强度的影响规律，结果表明：长期作用下钢管混凝土的稳定临界力与徐变有关，混凝土强度越高徐变的影响效果越小。林德慧等 [70] 研究采用粗壮截面工字钢的部分填充钢-混凝土组合(PEC)柱构件在轴压和压弯作用下的整体稳定性，并根据有限元计算结果选定了原用于纯钢构件的轴压稳定系数，提出了针对轴压和压弯PEC柱的整体稳定设计用公式。Lanc等 [71] 基于更新的拉格朗日公式提出了一种能够用于分析薄壁开口截面复合层梁型结构的非线性整体屈曲分析的数值梁模型，通过对基准示例的研究，验证了该模型的可靠性。
5.2 钢桥构件局部稳定与局部-整体耦合稳定
施刚 [72] 等通过试验和数值模拟研究了高强钢焊接等边箱型截面短柱的轴心受压局部稳定性问题，研究发现：钢板厚度、长宽比和残余压应力值对460MPa高强度钢材等边箱形截面轴心受压构件的局部屈曲极限承载力的影响很小；局部屈服极限应力按GB 50017-2003、AISC 360-10 和Eurocode 3的计算结果都较试验实测值偏大。顾理想 [74] 通过试验、仿真和理论相结合分析研究了460MPa、550MPa、690MPa、880MPa和960MPa五种不同强度工字型截面高强钢轴压构件的局部屈曲承载能力，提出了该类构件屈曲强度的建议设计方法。Shi等 [75] 结合试验和有限元分析研究了由普通钢和高强钢制成的工字型截面轴心受压柱的整体失稳和局部屈曲的相关性，结果表明：该类构件的破坏模式由整体失稳和局部屈曲耦合作用导致，局部屈曲首先出现在翼缘板上，水平位移的增大最终导致出现整体失稳；同时，构件极限承载能力按Eurocode 3估算较试验实测值偏保守，按ANSI/AISC 360–16估算则较为可靠但是略微偏大。舒赣平等 [76] 对Q550高强钢焊接箱型截面轴心受压构件进行局部稳定和相关稳定试验研究，提出了一种Q550高强钢焊接箱型截面残余应力分布的简化模型，结果表明：高强钢构件残余应力的分布模式与普通钢构件类似，但其残余拉应力峰值远低于材料的屈服强度；该文的残余应力分布简化模型与实测结果的一致性很好。
虽然残余应力和几何初始缺陷对高强钢构件的极限承载力影响不大，但是这两个因素会影响局部屈曲的形态，Li等 [77] 的研究结果表明，后屈曲阶段对这两个因素高度敏感。因此，在通过有限元模型进行高强钢构件稳定问题的精细化模拟时，应当充分计入残余应力、几何初始缺陷和荷载偏心等因素的影响，以确保得到更为可靠的结果。班慧勇等 [78] 通过试验研究提出了热轧等边角钢、焊接工字型和箱型截面的残余应力分布模式，并通过有限元计算和试验对比研究了几何初始缺陷、残余应力和钢材力学性能对高强钢轴压杆件的整体稳定性影响，并提出了新的柱子曲线和修正系数计算公式。我国《钢结构设计标准》GB 50017-2017 [79] 指出，构件的整体几何初弯曲可以假设为正弦半波，而半波幅值可根据相应柱子曲线类别选取综合缺陷代表值。施刚等 [73-75] 把构件局部几何初始缺陷模态假设为一阶局部屈曲模态，同时将实测最大初缺陷作为幅值引入有限元模型，从而实现更为可靠的稳定预测。但该法较繁琐，且需要以实测值作为基础，不利于推广应用。
5.3 缆索承重式组合体系桥梁稳定性
缆索承重式组合体系桥梁存在高度的非线性，结构稳定问题相对突出。自锚式悬索桥主梁受轴向压力，静力稳定问题比较突出，王春江等 [80] 以重庆鹅公岩轨道专用桥为背景，采用有限元软件Abaqus建立全桥多尺度有限元模型，研究该桥的整体稳定和局部稳定问题及其相互作用，结果表明：全桥静力稳定极限状态由钢箱梁的整体稳定控制；中腹板是钢箱梁局部稳定的控制部件。黄侨等 [81] 以在建的南京仙新路长江大桥为背景，运用有限元软件Abaqus建立全桥多尺度模型和独塔实体模型，分析对比了线性稳定系数、双重非线性荷载系数、线性失稳模态以及最终破坏形态，结果表明：双重非线性稳定安全系数更低，计算特大跨径地锚式悬索桥的稳定性必须考虑非线性；全桥多尺度模型的线性稳定系数略大于独塔模型，非线性荷载系数反之，全桥多尺度模型所得到的结果更具参考价值。
5.4 拱桥稳定性
作为以受压为主的结构，拱桥的稳定问题不可忽视。董锐等 [84] 以合江三桥为背景，采用数值计算和理论分析相结合的方式对其受力性能和稳定性进行对比分析，通过正交试验和方差分析对L形横撑在大跨度钢管混凝土桁式拱桥稳定的显著性进行评估。结果表明：L形横撑与常用的K形、X形和米字形横撑相比，其对主拱的内力、竖向变形和稳定性影响均较小，对主拱水平变形具有一定影响。施洲等 [85] 以洪奇沥水道特大桥为背景，采用有限元软件ANSYS建立全桥有限元模型，分析该下承式钢桁架柔性拱桥施工阶段和运营阶段的稳定性，结果表明：施工阶段结构的稳定性较高，运营阶段恒载对稳定影响最大，其次为活载；材料非线性对桥梁的稳定性影响显著，温度变化的影响较小；该桥构件的失稳依次为钢桁梁部分杆件、拱肋和纵横梁。丁敏等 [86] 提出了圆拱结构平面外分岔失稳和极值点失稳的分析方法，基于该法计算的四种圆拱结构的平面外分岔失稳临界荷载系数和失稳模态与文献模型进行对比对比分析，结果表明：采用该方法计算的两端铰支圆拱平面外分岔失稳临界荷载系数与文献模型结果相同，而且可以得到工程中常用的跨中单铰拱及两铰拱的平面外分岔失稳临界荷载。
6 钢桥的多灾害动力分析研究进展
由于大跨钢结构桥梁具有主跨跨度大、阻尼和刚度小等特点，使得细长大跨钢结构桥梁在运营阶段对风、波浪、冲刷、温度和车辆等荷载都极为敏感 [87-91] 。研究表明，在使用寿命期间，运营荷载对桥梁的长期持续作用可能会引起钢结构桥梁的劣化，使得结构的截面被削弱、刚度和强度降低、稳定性和疲劳性能变差，导致钢桥结构的损坏或者桥上行驶车辆的安全性和舒适性问题 [92-96] 。除日常运营阶段荷载外，由于所处的自然环境比较恶劣，这些大跨钢结构桥梁同时还可能面临着地震、台风、爆炸和船撞等极端荷载作用的威胁。这些长期持续荷载和突然极端荷载作用将直接影响到桥梁结构的安全性和桥上行驶车辆的安全性。
近年来，已有不少学者对桥梁结构的多灾害问题展开了研究。Zhao等 [97] 通过小波变换的方法得到桥梁主梁的时变挠度，研究了大跨度钢桁架铁路拱桥在温度和列车耦合作用下的时变挠度行为及其实时预警。以南京大胜关长江大桥为例进行研究，分析主梁挠度和温度的检测数据，结果表明，与列车引起的主梁挠度相比，温度引起的主梁变形对列车作用下主梁挠度的影响较小，增幅不超过3%。对大跨径铁路桥梁主梁挠度进行实时预警，可以发现小于10s的主梁挠度异常变化，这可能由于桥梁轨道不平顺性的劣化或桥梁构件的损坏引起。基于多体动力学分析软件SIMPACK，勾红叶和杨睿 [98] 研究了温度作用引起高速铁路桥钢轨的附加变形对列车运行安全性的影响，研究同样显示温度作用会降低列车的运行安全性。
基于应力分析方法，Han等 [99] 提出了一种适用于大跨度钢桁架悬索桥在随机车辆荷载和风荷载联合作用下的疲劳可靠性评估分析框架。以矮寨大桥为例，利用建立的计算分析框架得到了在随机车辆荷载和风荷载作用下桥梁关键部位的动应力响应。通过考虑风荷载、交通量增长和车辆轴重增长的影响，对该桥的疲劳可靠性进行了评估。结果表明，风荷载和车辆荷载对桥梁的疲劳可靠性都有一定的影响，主桁架四分之一跨径处的上下弦杆对风荷载和车辆荷载都很敏感，应予以重视。Camara等 [100] 提出了一种风-车-桥耦合作用的分析框架，该框架将路面粗糙度模拟为可以考虑桥梁接缝的三维随机表面，而不是传统的一维路面轮廓。基于提出的分析框架对一座大跨钢混叠合箱梁斜拉桥进行动力分析，结果表明路面粗糙度和风荷载显著降低了车辆驾驶的稳定性。基于改进的元胞自动机车流模型，熊籽跞等 [101] 研究了大跨桥梁在随机车流和风荷载作用下的动力响应。研究发现，车辆惯性力会显著影响车辆的动力响应；桥梁动力响应的变化程度与车流密度和构件刚度情况密切相关。
刘高等 [102] 建立了风-浪-流-车-桥耦合动力系统，研究了风浪流耦合作用对大跨公铁两用斜拉桥-列车系统动力响应的影响。研究显示，与单独的风作用相比，风浪流耦合作用会增大桥梁结构的振动响应并降低桥上行驶车辆的安全性。随后，根据国际结构安全性联合委员会(Joint Committee on Structural Safety，JCSS)提出的组合概率模型，房忱等 [103] 研究了不同风浪流荷载组合下的一座大跨钢桁架梁斜拉桥的动力响应，研究显示出主梁跨中的横向位移主要受风荷载的控制，而塔梁结合处的动力响应主要受波浪荷载的控制，在实际工程应用中需要合理地考虑波浪流的荷载组合。
基于热点应力法和有效名义应力法，Ma和Zhang [104] 通过多尺度有限元模型获得了正交异性钢桥面板在基础冲刷和车辆荷载共同作用下焊缝处的应力历史，并对焊接接头的疲劳寿命进行了评估。研究结果表明，桥面板裂纹和腹板裂纹引起的焊接接头疲劳寿命均随着冲刷深度的增加而减小，同时以纵向拉应力和横向拉应力为主的裂纹更容易萌生。
乔宏等 [105] 基于粘弹性边界理论和有限元方法，研究了场地局部地形条件对车-桥系统振动响应的影响。研究表明，在考虑桥梁局部地形条件后，桥梁结构和车辆的动力响应均发生了较大的变化。在地震纵波作用下，山峰地形使得桥梁结构的动力响应变小而使得车辆的动力响应变大，河谷地形使得桥梁结构和车辆的动力响应均变大；在地震横波作用下，无论是山峰地形还是河谷地形，桥梁结构和车辆的动力响应均变小。针对深水大跨桥梁，郑凯锋和王亚伟等 [106] 建立了可以考虑运营风、浪、车辆荷载和极端地震联合作用的地震-风-浪-车-桥耦合振动分析框架。以苏通大桥为例，对大跨桥梁-车辆耦合系统展开研究，结果表明，在地震和运营荷载的联合作用下，地震作用成为影响车-桥系统动力响应的控制因素，此外车辆荷载的出现增大了主梁的竖向振动而抑制了主梁的横向振动，相反地风浪荷载的出现抑制了主梁的竖向振动而增大了主梁的横向振动。
通过上述研究可以看出，由于大跨钢结构桥梁的使用寿命长和所处环境恶劣等特点，在结构服役期间可能会面临不同灾害的威胁，日常环境荷载的长期持续作用和突然的极端荷载作用将直接影响桥梁结构的安全性和耐久性。因此，基于工程结构的全寿命周期设计理念，合理地评估大跨钢结构桥梁在多灾害作用下的动力性能，建立桥梁结构在多灾害作用下的耦合振动模型具有重要意义。
团队成员介绍
郑凯锋 ，教授，博士，博导。 主要研究方向有复杂结构钢桥、大跨桥梁、桥梁精细计算与仿真分析计算等；入选“全国百千万人才工程”、国务院特殊津贴专家；发表论文120余篇，入选“F5000中国精品科技期刊顶尖学术论文”，获省部科技进步一等奖、中国铁道学会优秀论文一等奖、中国公路桥梁学会优秀论文奖等，参编《公路悬索桥设计规范》等，担任50多座大型、复杂桥梁工程的技术顾问和咨询专家，英国南安普敦大学客座教授，考察60多个国家著名桥梁和复杂结构桥梁。电邮13908038851@qq.com。
唐继舜 ，教授，博士，硕导。 主要从事钢桥、钢结构设计原理、钢与混凝土组合结构桥梁和既有桥梁的评估方法与加固理论等教学科研工作，主编有铁路特色专业教材《铁路桥梁》，参编《铁路工务》、《桥梁工程概论》、《大跨度桥梁与城市桥梁》、《大跨度悬索桥的设计与施工》、铁道百科全书《工务与工程》卷、《东桥》、《汶川大地震工程震害分析》等。
李俊 ，副教授，博士，硕导。 主要从事钢桥教学科研工作，曾在美国University of Arizona作访问学者，发表论文40余篇，完成重庆菜园坝长江大桥、重庆朝天门长江大桥、湛江海湾大桥、渝利线韩家沱长江大桥、宜万线万州长江大桥、内六线宜宾岷江大桥、襄渝线嘉陵江大桥、成渝线龙马河大桥等钢桥疲劳、稳定、振动、检测、加固等科研项目。
叶华文 ，副教授，博士，硕导。 西南交通大学和德国布伦瑞克工业大学联合培养博士。注册结构师、注册桥梁检测师、四川省科技厅项目评审专家、成都铁路局顾问专家。主要研究方向：大跨钢桥疲劳及桥梁加固、高性能纤维材料工程应用等方面。主持国家自然科学基金青年基金等项目，主研多项国家重点研发计划、四川省重大研发项目、“863计划”项目、铁道部重大课题等20余项纵向项目，主持及参与港珠澳大桥、重庆菜园坝长江大桥、朝天门长江大桥、两江大桥、东沙大桥、湛江海湾大桥、海口如意岛跨海大桥等30余项横向项目；发表文章50余篇。Journal of Bridge Engineering (ASCE)、Engineering Structures、Composite Structures、中国公路学报、西南交通大学学报、长安大学学报、中外公路、长沙理工大学学报等期刊的审稿人。
栗怀广 ，讲师，博士，硕导。 主要从事钢桥、新型桥梁结构设计理论、可持续性桥梁工程综合技术等的教学科研工作，曾在美国University of Connecticut作访问学者。主持国家自然科学基金青年基金等项目，主研多项国家重点研发计划、四川省重大研发项目、铁道部重大课题等纵向项目与横向项目。
朱金 ，助理研究员，博士。 在美国University of Connecticut获博士学位；主要从事大跨桥梁结构动力学与钢桥的腐蚀疲劳、深大峡谷区大跨缆索桥地震-风-车-桥耦合振动、极端海洋灾害联合作用下跨海大桥耦合振动和疲劳损伤、以及人工智能技术在大跨桥梁结构分析中的应运用研究等；主持国家自然科学基金青年基金项目等5项纵向课题，以第一作者或通讯作者身份发表SCI/EI论文10余篇。电邮zhujin@home.swjtu.edu.cn。
衡俊霖 ，博士。 西南交通大学和伯明翰大学联合培养博士，美国土木工程学会(ASCE)会员；主要研究领域有钢桥疲劳与钢桥腐蚀疲劳、人工智能在桥梁工程中的应用等。主研国家自然科学基金项目1项和其他项目12项，参编行业协会标准1项；已发表SCI、EI等收录的学术论文15篇，其中以第一或通讯作者发表SCI论文7篇；获欧盟地平线2020计划玛丽居里行动卓越奖。
张宇 ，博士。 曾在中铁科学研究院有限公司从事桥梁检测、监测和加固设计工作；目前主要从事钢桥疲劳、腐蚀疲劳和耐候钢桥梁等领域研究工作；主研国家自然科学基金1项和其他项目12项，发表研究论文12篇。
王亚伟 ，博士生。 从事全桥有限元仿真计算、桥梁多灾害动力分析、钢结构疲劳、正交异性钢桥面疲劳性能研究等；主研国家自然科学基金项目2项和其他项目6项，发表5篇论文。
冯霄暘 ，博士生。 从事全桥有限元仿真计算、钢结构疲劳、正交异性钢桥面疲劳性能的研究；主研国家自然科学基金项目1项和其他项目6项；发表5篇论文，获3项发明专利。
雷鸣 ，博士生。 从事正交异性钢桥面疲劳性能和高强铆钉设计理论及其工程应用、风-车-桥系统耦合振动响应的研究；参与国家自然科学基金项目1项和其他项目3项；发表3篇EI和核心期刊论文。
胡博 ，博士生。 主要从事大跨度桥梁全桥仿真计算、钢桥结构疲劳、正交异性钢桥面疲劳性能、腐蚀疲劳等的研究。
熊籽跞 ，硕士生。 主要研究钢桥计算、钢桥疲劳和风-车流-桥耦合系统及人工智能在结构动力学中的应用等；参研国家自然科学基金青年基金项目1项和其他项目3项。
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