正交異性板U肋與面板焊縫熔透率對(duì)該縱向連接焊縫影響的疲勞試驗(yàn)研究

馬宇平（廣東省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院股份有限公司）

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正交異性板U肋與面板焊縫熔透率對(duì)該縱向連接焊縫影響的疲勞試驗(yàn)研究

馬宇平
（廣東省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院股份有限公司）

【摘要】為了研究頂板與U肋焊縫熔透率對(duì)正交異性板此部位疲勞性能的影響，設(shè)計(jì)了兩個(gè)試件，兩者的構(gòu)造外觀完全一樣，僅頂板與U肋焊縫熔透率不同。對(duì)兩個(gè)試件進(jìn)行靜載和疲勞加載試驗(yàn)，得到了各個(gè)試件在同等應(yīng)力幅和相同作用次數(shù)后的靜載應(yīng)力測(cè)試數(shù)據(jù)。試驗(yàn)結(jié)果表明：頂板和U肋焊縫熔透率為87.5%的試件的抗疲勞性能比熔透率為81.25%的試件的抗疲勞性能更優(yōu)。

【關(guān)鍵詞】正交異性板；焊縫融透率；疲勞試驗(yàn)；應(yīng)力幅

正交異性鋼橋面板由面板、縱肋和橫肋組成，三者互為垂直焊接而成，其結(jié)構(gòu)板件眾多，受力復(fù)雜。且長期承受反復(fù)的交通荷載作用。再加上預(yù)制、焊接、安裝等工藝的誤差，在它們服役不久后其鋼橋面板便產(chǎn)生了不同程度的疲勞裂紋，并呈現(xiàn)早發(fā)性、多發(fā)性、再現(xiàn)性的特點(diǎn)。國內(nèi)外學(xué)者對(duì)正交異性板進(jìn)行了大量的疲勞試驗(yàn)和構(gòu)造細(xì)節(jié)的研究，并取得了一定的成果。根據(jù)日本鋼結(jié)構(gòu)委員會(huì)厚板焊接接頭調(diào)查研究分委員會(huì)的統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)［1］并結(jié)合國內(nèi)外的研究成果得知鋼橋面板的疲勞問題主要存在于以下部位：①縱肋與面板的縱向連接焊縫；②橫隔板U肋交叉處構(gòu)造；③面板、縱肋現(xiàn)場(chǎng)對(duì)接方式；④縱肋、面板及橫隔板交接處焊縫的處理方式等等。本試驗(yàn)主要研究正交異性板頂板與U肋焊縫熔透率對(duì)第①類構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞性能的影響。

1　試驗(yàn)?zāi)康暮蛢?nèi)容

本試驗(yàn)重點(diǎn)研究正交異性板頂板與U肋焊縫熔透率對(duì)該縱向連接焊縫的疲勞性能的影響，從而為正交異性板此類疲勞細(xì)節(jié)的構(gòu)造形式提供參考。

試驗(yàn)內(nèi)容包括試驗(yàn)的設(shè)計(jì)、試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)的布置和加載方案、試驗(yàn)結(jié)果分析。

2　試驗(yàn)設(shè)計(jì)

實(shí)驗(yàn)為某橋正交異性鋼橋面板抗疲勞試驗(yàn)研究的模型，所有實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷闹圃旃に嚭筒牧闲阅芤缶c實(shí)橋一致。試件采用Q345qD，本組試件包括兩個(gè)試件，兩者的構(gòu)造外觀完全一樣，僅頂板與U肋焊縫融透率不同，分別為81.25%和87.5%，據(jù)此來通過試驗(yàn)研究融透率對(duì)該部位疲勞性能的影響。試件采用簡(jiǎn)支梁的形式，通過張拉鋼絞線與地錨連接。試件頂板厚度為18mm，U肋厚度為8mm。試件具體尺寸見圖1-圖3。

圖1　試件立面圖（單位：mm）

圖2　試件平面圖（單位：mm）

圖3　試件U肋大樣圖（單位：mm）

3　試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置和加載方案

測(cè)點(diǎn)A7與D7布置在頂板下側(cè)U肋內(nèi)側(cè)板面上且?guī)缀挝恢脤?duì)稱，測(cè)點(diǎn)A8與D8布置在頂板下側(cè)U肋內(nèi)側(cè)板面上且?guī)缀挝恢脤?duì)稱，在試件U肋正上方加載，如圖4所示。試件一頂板和U肋焊縫熔透率為81.25%，試件二頂板和U肋焊縫熔透率為87.5%。

試驗(yàn)采用MTS793試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行加載并通過高速靜態(tài)數(shù)據(jù)采集UCAM-60B采集數(shù)據(jù)。首先通過多節(jié)段模型（30m實(shí)橋）的仿真分析并結(jié)合實(shí)橋的交通量預(yù)測(cè)數(shù)據(jù)確定各疲勞細(xì)節(jié)對(duì)應(yīng)到試驗(yàn)中作用200萬次的等效常幅應(yīng)力幅值（58.8MPa），再通過對(duì)小試件模型的仿真分析計(jì)算確定各試件的加載位置及荷載幅值P（208kN）使其產(chǎn)生的應(yīng)力幅值與200萬次的等效常幅應(yīng)力幅值盡量相近。根據(jù)以下方法確定試驗(yàn)靜載數(shù)值：首先將分配梁加載到10kN后所有測(cè)試儀器數(shù)值歸零；然后加載到30kN并取30kN為靜載分級(jí)步差，逐級(jí)加載到300kN后再逐級(jí)卸載到30kN，在此期間每級(jí)加/卸載均應(yīng)測(cè)試應(yīng)變數(shù)據(jù)。根據(jù)仿真分析結(jié)果和實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)試件加載的荷載幅值做適當(dāng)調(diào)整，最終確定MTS加載機(jī)作動(dòng)器加載上下限值50～256kN，加載頻率6Hz。然后按正弦波方式疲勞加載0萬次、50萬次、75萬次、100萬次、125萬次、150萬次、175萬次、200萬次后分別進(jìn)行一次靜載試驗(yàn)并測(cè)試數(shù)據(jù)。

圖4　橫隔板與U肋焊縫試件關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)示意圖

圖5　頂板與U肋焊縫試件主拉應(yīng)力關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)照片

圖6　A7測(cè)點(diǎn)疲勞荷載間靜載主拉應(yīng)力

圖7　D7測(cè)點(diǎn)疲勞荷載間靜載主拉應(yīng)力

4　試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果

由試驗(yàn)數(shù)據(jù)得知測(cè)點(diǎn)A7和D7數(shù)據(jù)較為均勻，測(cè)點(diǎn)A8和D8數(shù)據(jù)相差較大。測(cè)點(diǎn)A8和D8測(cè)試數(shù)據(jù)的差異可能由以下影響因數(shù)引起：測(cè)點(diǎn)A8應(yīng)變片粘貼位置偏離理論位置相對(duì)較遠(yuǎn)；試件間頂板與U肋焊縫熔透率不同造成局部受力不同；試件邊界條件所造成局部扭轉(zhuǎn)。仿真分析結(jié)果表明A7/D7側(cè)附近頂板與U肋焊縫在同一試件相同類型焊縫中受力最為不利。因此，選取測(cè)點(diǎn)A7和D7實(shí)測(cè)應(yīng)力數(shù)據(jù)作為不同頂板與U肋焊縫熔透率對(duì)此細(xì)節(jié)應(yīng)力影響分析的主要依據(jù)。圖6、圖7為頂板U肋焊縫試件在荷載分配梁承受正弦波疲勞荷載完成0、50、75、100、125、150、175、200萬次加載后A7、D7測(cè)點(diǎn)的主拉應(yīng)力圖。

測(cè)試數(shù)據(jù)顯示：頂板U肋焊縫試件關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)位置荷載應(yīng)力關(guān)系滿足線性關(guān)系；所有關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)加載應(yīng)力曲線與卸載應(yīng)力曲線吻合良好；所有關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)在疲勞加載所有階段荷載應(yīng)力曲線吻合良好，說明試件處于彈性工作狀態(tài)，沒有發(fā)生疲勞破壞。

按試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)值內(nèi)插可得到關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)A7、D7在荷載幅值為210KN附近的應(yīng)力幅值，如表1和圖8所示。

由圖8中的應(yīng)力幅值的變化規(guī)律可以看出頂板與U肋焊縫試件的關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)在50萬次與125萬次疲勞試驗(yàn)之間應(yīng)力幅值有稍微變動(dòng)，125萬次后各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力幅值基本趨于穩(wěn)定，無明顯的突變現(xiàn)象發(fā)生。因此構(gòu)件在加載200萬次疲勞荷載后并沒有發(fā)生疲勞破壞。

對(duì)比測(cè)點(diǎn)A7和D7，由上圖可知在作用同樣次數(shù)的疲勞荷載后，A7測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力幅值比D7測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力幅值基本大3MPa左右。說明在此種加載方式下，D7試件的抗疲勞性能優(yōu)于A7試件，即頂板和U肋焊縫熔透率為87.5%的試件的抗疲勞性能比熔透率為81.25%的試件的抗疲勞性能更優(yōu)。

表1　頂板U肋焊縫試件關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)應(yīng)力幅值匯總　（單位：MPa）

圖8　頂板U肋焊縫試件關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)應(yīng)力幅值示意圖

4.2有限元模型結(jié)果

針對(duì)上述兩個(gè)試件，本小節(jié)建立了試件的局部有限元模型來研究在U肋正上方加載的情況下，頂板和U肋焊縫熔透率對(duì)此疲勞細(xì)節(jié)的應(yīng)力的影響［2］。模型采用solid45進(jìn)行模擬，solid45單元適用于模擬具有正交各向異性材料的三維實(shí)體。根據(jù)已有的研究成果得知頂板和U肋焊縫應(yīng)力主要取決于頂板與U肋厚度的取值及兩者間焊縫熔透率的大小，而與正交異性板的其他構(gòu)造無明顯關(guān)系，因此為簡(jiǎn)化模型，本節(jié)只建立了頂板與U肋及兩者間焊縫的實(shí)體元模型，且模型橫向取兩個(gè)U肋間距，縱向截取200mm，在頂板左、右側(cè)分別施加固定、簡(jiǎn)支約束，并在左側(cè)U肋的正上方施加標(biāo)準(zhǔn)疲勞車的換算均布面荷載［2］。有限元模型及計(jì)算結(jié)果如圖9所示。

由圖9得知：頂板和U肋焊縫熔透率為87.5%時(shí)焊趾處最大拉應(yīng)力為44.29MPa，熔透率為81.25%時(shí)焊趾處最大拉應(yīng)力為44.56MPa，熔透率75%時(shí)焊趾處最大拉應(yīng)力為44.85MPa。焊縫熔透率從75%增至為81.25%，焊趾處應(yīng)力從44.85MPa降低至44.56MPa，降低了6.37%；焊縫熔透率從81.25%增至為87.5%時(shí)，焊趾處應(yīng)力降低了6.01%。因此隨著焊縫熔透率的增加，頂板和U肋之間的焊縫應(yīng)力能得到一定程度的改善。有限元仿真分析算出的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)有所出入，可能是下述原因：①邊界條件的差異，仿真分析沒有建立橫隔板等其他構(gòu)件；②實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)與仿真分析應(yīng)力讀取點(diǎn)的位置出入。但仿真分析得出的計(jì)算結(jié)果的變化規(guī)律和實(shí)驗(yàn)計(jì)算數(shù)據(jù)的變化規(guī)律是吻合的［2］。

5　結(jié)論

⑴在U肋正上方加載的情況下，頂板和U肋之間焊縫的裂紋起源于靠近頂板的焊趾處；

⑵隨著焊縫熔透率的增加，頂板和U肋之間的焊縫應(yīng)力能得到一定程度的改善。即頂板和U肋焊縫熔透率為87.5%的試件抗疲勞性能優(yōu)于81.25%的試件?！?/p>

【參考文獻(xiàn)】

［1］中國鐵道科學(xué)研究院.懸索橋鋼箱梁關(guān)鍵技術(shù)及制造工藝研究——分報(bào)告之一：鋼橋面板結(jié)構(gòu)橋梁典型病害及對(duì)策措施研究報(bào)告［R］.中國鐵道科學(xué)研究院，2011.

［2］馬宇平.基于響應(yīng)面法的正交異性鋼橋面板疲勞設(shè)計(jì)參數(shù)研究［D］.西南交通大學(xué)，2014.