彎扭條件下正交異性鋼橋面板疲勞性能試驗研究

郭 強，宮國朋，貢金鑫

(大連理工大學 土木工程學院，遼寧 大連 116024)

0 引言

正交異性鋼橋面板不僅具有承載力高、自身重力輕，而且施工方便快速，在大跨徑斜拉橋、懸索橋中得到廣泛應用[1-2]。正交異性鋼橋面板也存在兩面性，既有優(yōu)點，也存在不少缺點。由于正交異性鋼橋面板橫向縱向板相互交叉，并與橋面頂板進行焊接連接，造成該類型橋面板間存在大量焊縫，而且橋面頂板和U型肋進行間的連接焊縫通常為半側焊縫。當在汽車荷載的影響下，鋼橋面板連接處容易發(fā)生疲勞斷裂，致使鋼橋面板的承載能力下降和使用壽命縮短。調查表明，正交異性鋼橋面板焊縫處的疲勞開裂已經成為使用這種橋面板橋梁的一種通病[3]。

為解決正交異性鋼橋面板焊接連接處的疲勞開裂問題，許多專家及學者對該類焊接橋面板進行了大量的高周疲勞試驗研究，研究中采用的試件模型主要有3大類：細節(jié)模型[4-6]、試件模型[7-10]以及節(jié)段模型[11-15]，并探討了正交異性鋼橋面板典型疲勞裂紋生成原因與其擴展特性[16-18]，這些研究為改善此類鋼橋面板的抗疲勞設計提供了寶貴資料。鋼橋面板的焊接連接的特點決定了鋼橋面板焊接連接在反復汽車荷載影響下內力分布的復雜性，即在關鍵部位同進存在彎、剪、扭作用，尤其是橋面上各車道同一時間通行的汽車荷載差異較大時，致使橋面板焊接連接相交處內部應力狀態(tài)復雜。但是目前主要的研究方向集中在正交異性鋼橋面板僅受彎曲作用的影響，很少考慮實際橋梁中扭轉作用帶來的復雜應力，并不能完全反映實際荷載影響下彎扭復合作用對鋼橋面板焊接連接處疲勞性能的影響。因此，對正交異性鋼橋面板焊接連接處在復雜應力下的疲勞性能進行研究是非常必要的。

本研究采用中心對稱支撐形式對6個足尺鋼橋面板試件模型進行了彎扭復合作用下疲勞試驗，分析了復雜應用條件下蓋板-U肋-橫隔板系統(tǒng)的疲勞裂紋擴展、剛度變化，并對試件焊接連接處的疲勞壽命進行了評估。

1 試驗概況

1.1 試驗材料

試驗中組成試件的鋼板采用Q345D結構鋼，其鋼材的機械性能如表1所示，各指標均符合《低合金高強度結構鋼》(GB/T 1591—2018)[19]規(guī)范規(guī)定的要求。

表1 Q345D結構鋼機械性能

1.2 試件設計

試驗根據(jù)某實際橋梁圖紙制作了6個足尺試件模型，由蓋板、U肋和橫隔板焊接而成，如圖1(c)所示。試件設計的詳細尺寸見圖1，其中圖中各數(shù)據(jù)的單位均為mm。

圖1 試件設計詳圖(單位：mm)

1.3 加載方案

(1)加載裝置

圖2 加載裝置

試驗中采用30 t電液伺服作動器(如圖2(a)所示)對試件施加疲勞荷載，應變片動態(tài)數(shù)據(jù)通過德國生產的動態(tài)數(shù)據(jù)采集儀IMC來進行收集。試驗中為實現(xiàn)作動器荷載合理作用在試件上，制作了一個荷載分配裝置，由分配橫梁(1 230 mm×200 mm×250 mm)、壓塊(300 mm×200 mm×30 mm)和橡膠板(400 mm×300 mm×250 mm)組成，其中壓塊面積根據(jù)公路橋涵設計通用規(guī)范(JTG D60—2015)中有關汽車荷載單個后輪輪壓面積規(guī)定選取，并將壓塊下方做圓滑倒角處理，以便達到荷載均勻分布的效果，避免應力集中的出現(xiàn)。在試驗支撐架上各焊接一個固定鉸支座，試件架設在固定鋼鉸支之上。30 t電液伺服作動器施加的荷載通過分配裝置均勻地傳遞到加載面，試驗整個加載裝置見圖2。

(2)加載步驟

疲勞試驗采用中心加載方式，加載時豎向循環(huán)荷載作用在試件的中心位置。進行疲勞試驗時鋼制鉸支座以及壓塊的位置如圖3所示。鋼制鉸支座對角斜向布置，主要控制試件在豎向荷載作用下，產生彎扭復合作用效果(如圖4試件受力圖所示)，同時控制試件在彎扭復合作用下，開裂位置主要出現(xiàn)在U肋與蓋板或橫隔板與蓋板焊接連接的外邊緣。

圖3 鉸支座以及壓塊布置圖(單位:mm)

圖4 彎扭復合條件下試件受力圖

圖5 荷載加載時程

在疲勞試驗開始前和疲勞試驗過程中停機檢查時需進行靜力加載檢驗，采用單調分級加載制度，3種工況分別以8，9 kN以及10 kN的荷載梯度(ΔF1)加載至最大荷載值(Fmax)，再按照相應的荷載梯度逐級卸載，直至卸載為0，靜力加載檢驗過程如圖5(a)所示。疲勞試驗采用高周疲勞循環(huán)加載形式，循環(huán)荷載按圖5(b)正弦波進行加載，加載頻率為5 Hz，并在整個循環(huán)荷載加載過程中通過調整儀器保持循環(huán)荷載穩(wěn)定。為獲得疲勞加載過程中試件出現(xiàn)的疲勞變化，在循環(huán)荷載次數(shù)每隔10萬次時做靜力加載檢驗，使荷載加至最大靜力荷載值時檢查各測點數(shù)據(jù)變化情況。然后，繼續(xù)對試件施加循環(huán)荷載，如發(fā)現(xiàn)某測點應變發(fā)生變化，即表明該測點已萌生裂紋。試件開裂后，為更細致地觀察試件疲勞裂縫的擴展情況，將停機做靜力加載檢驗的時長改為每隔5萬次，并通過放大鏡人工觀測疲勞裂紋擴展情況。重復施加疲勞循環(huán)荷載，直至試件破壞。疲勞試驗以及靜力加載檢驗控制參數(shù)如表2所示。

表2 加載的控制參數(shù)

1.4 測點布置

通過ANSYS有限元軟件對彎扭復合條件下試件模型進行數(shù)值模擬，確定荷載作用下試件的應力分布狀態(tài)，找出應力集中點確定為所要觀察的測點。其中，試件的有限元模型采用SHELL63板殼單元，并把蓋板、U肋和橫隔板建成一個整體模型[5]，如圖6所示。可以發(fā)現(xiàn)：彎扭復合條件下，試件內力分布呈中心對稱分布，且試件應力集中現(xiàn)象主要出現(xiàn)在固定鉸支座與蓋板接觸邊緣(見圖6(a))，但此處板材不存在焊縫，無焊接缺陷，疲勞荷載對此處影響較小。除此，蓋板與U肋、蓋板與橫隔板靠近板邊緣的焊接連接處(見圖6(b))應力較大，呈舌狀分布，故在此4處分別距離板邊緣1 cm布貼應變片，監(jiān)測試驗過程中應變變化情況。圖6(c)和(d)為蓋板與U肋、蓋板與橫隔板焊接連接局部應力圖，參照局部應力圖，在距離焊趾0.4t和1.0t(t為板厚)的位置，沿應力方向選取熱點應力測點布置應變片[18]，應變片布貼位置如圖7所示。

圖6 有限元分析模型

圖7 試件測點布置圖

2 試件破壞形態(tài)

彎扭復合條件下，6個試件疲勞開裂主要發(fā)生在板材間焊縫的焊趾處，在焊腳處未發(fā)現(xiàn)裂紋，發(fā)現(xiàn)的裂紋主要可分為3種形式：①蓋板-橫隔板連接處蓋板上焊趾疲勞裂紋；②蓋板-U肋連接處蓋板上焊趾疲勞裂紋；③蓋板-U肋連接處U肋上焊趾疲勞裂紋。3種形式裂紋的擴展過程可以大致分為4個階段[3](疲勞加載裂紋擴展過程如圖8所示)：

圖8 疲勞加載裂紋擴展過程

(1)階段Ⅰ：裂紋萌生階段(過程①②)

此階段從循環(huán)荷載施加到試件板材連接處萌生肉眼可見裂紋時結束。隨著荷載的不斷施加，試件內部損傷逐漸加大，當達到試件材料本身的疲勞臨界點時，測點應變會因微觀裂紋的出現(xiàn)引起的測點熱點應力釋放，呈變小趨勢。隨著持續(xù)加載，當放大鏡中觀察到微裂紋時裂紋萌生階段結束。6個橋面板局部模型的裂紋出現(xiàn)位置都在蓋板與橫隔板焊接連接處蓋板一側的焊趾邊緣上。根據(jù)應變變形圖判別微觀裂紋出現(xiàn)的具體方法：以試件S1-1為例，從同一時段內各個觀測點應變變化關系圖(如圖9所示)中，可以發(fā)現(xiàn)應變片ND2所測的應變隨著時間的變化圖像逐漸變窄，而其他7個測點應變變化圖像變化不大，這說明在應變片ND2處的焊趾邊緣已經產生微觀裂紋[3]。

圖9 試件S1-1中同一時段內應變隨時間變化關系

(2)階段Ⅱ：裂紋穩(wěn)定擴展階段(過程②③)

此階段從出現(xiàn)肉眼可見裂紋開始，直至裂紋擴展至蓋板邊緣并有向蓋板板厚方向發(fā)展的趨勢時結束。在焊縫焊趾處細微裂紋一條或多條沿焊趾方向向兩邊擴展(在加載過程中多條裂紋會逐漸連接成一條裂紋)，隨著疲勞荷載不斷施加，裂紋穩(wěn)定的沿著直線擴展，該真線裂紋長度約有3 mm。當裂紋擴展到一定長度后，彎扭復雜應力會使裂紋尖端方向發(fā)生改變，裂紋沿弧形方向擴展，如圖10(b)所示。此過程中，其他測點附近也會萌生裂紋但這些裂紋僅會擴展一小段距離，隨后就停止擴展。

圖10 微裂紋穩(wěn)定擴展階段

圖11 三種形式貫穿裂紋

(3)階段Ⅲ：裂紋貫穿板厚階段(過程③④)

圖12 試件疲勞斷裂圖

此階段從裂紋在鋼板邊緣沿板厚方向向上擴展時開始，直至板邊緣裂紋完全貫穿鋼板時結束。該階段裂紋貫穿板厚，貫穿板厚的裂縫主要有3種形式：蓋板與U肋焊接連接處蓋板、U肋上的貫穿裂紋和蓋板與橫隔板焊接連接處蓋板上的貫穿裂紋，如圖11(a)和(b)所示。在此階段裂紋擴展過程中，鋼板外邊緣可清晰地發(fā)現(xiàn)裂紋由細小逐漸發(fā)展到又寬對長，當此主裂紋貫穿鋼板之前，在鋼板表面裂紋將要出現(xiàn)的位置出現(xiàn)細微的皺起。持續(xù)加載，鋼板外邊緣的裂紋會隨循環(huán)次數(shù)的不斷增加進一步加長，直至完全穿透鋼板。從整體來看，裂紋貫穿板厚的所需的時間相對較短，但主裂紋出現(xiàn)的位置不同，貫穿板厚所需的時間也不同：蓋板與U肋焊接連接處U肋上的裂紋貫穿板厚的速度最快，但此貫穿裂紋對于試件豎向變形影響不大；蓋板與U肋焊接連接處蓋板上的貫穿裂紋和蓋板與橫隔板焊接連接處蓋板上的貫穿裂紋貫穿所需時間相對較長，試件豎向變形明顯。

(4)階段Ⅳ：疲勞斷裂階段(過程④⑤)

此階段從裂紋貫穿鋼板開始直至試件失去承載能力時結束。該階段裂紋擴展迅速，持續(xù)時間非常短。在此過程中U肋疲勞斷裂對試件變形影響很小，但蓋板上的疲勞斷裂直持導致試件變形明顯，失去承載能力。圖12為試件最終疲勞斷裂圖。

需要指出的是，不同試件由于受彎扭復雜合作用引起的應力集中位置主要在鋼板邊緣處，裂紋主要也在此處萌生，通過肉眼對階段Ⅱ、階段Ⅲ的界限進行判斷不是非常精準，但試件失去承載能力，最終的破壞形式(如表4所示)大致相同。其中，蓋板-U肋焊趾處U肋貫穿破壞對試件的最終破壞影響不大。

表4 試件最終破壞形式

3 試驗結果分析

3.1 剛度退化

剛度是指材料或結構在受力時抵抗彈性變形的能力[20]。在循環(huán)荷載不斷作用下，試件材料內部會產生損傷，循環(huán)次數(shù)越多損傷累積越多，對試件剛度的影響越大。

圖13 豎向位移隨荷載循環(huán)次數(shù)變化的關系曲線

循環(huán)荷載加載前，當最大靜力荷載Fmax作用時，試件豎向位移大小定義為ΔX0；循環(huán)荷載加載過程中，試件受n萬次循環(huán)荷載作用后進行停機進行靜力檢查，承受最大靜力荷載Fmax作用時試件豎向位移值定義為ΔXn。圖13為試件中心位置處豎向位移隨循環(huán)荷載加載次數(shù)變化的關系曲線，其中橫坐標以試件失去承載能力時荷載加載次數(shù)Nt為基礎對加載過程中荷載加載次數(shù)N進行標準化定義，縱坐標以試件初始豎向位移ΔX0為基礎對n萬次循環(huán)荷載作用后的豎向位移ΔXn進行標準化定義?？梢园l(fā)現(xiàn)：(1)當N/Nt≤0.3(1≤ΔXn/ΔX0≤1.2)時，試件沒有明顯豎向變化，表明此范圍內試件剛度無明顯退化。這由要是因為試件此時基本處于裂紋擴展的萌生階段，只有試件內部的材料損傷累積，沒有可見的疲勞裂紋，對于試件中心位置處豎向位移(試件本身剛度變化)無明顯影響；(2)當0.3≤N/Nt≤0.7(1.2≤ΔXn/ΔX0≦1.6)時，試件豎向位移與荷載循環(huán)次數(shù)基本呈線性關系，說明試件剛度穩(wěn)定退化。這主要是因為此比例范圍基本與裂紋穩(wěn)定擴展階段、貫穿板厚階段相對應，疲勞裂紋擴展速度穩(wěn)定，使得試件剛度穩(wěn)定退化；(3)當N/Nt≥0.7(1.6≤ΔXn/ΔX0)時，試件豎向位移隨荷載循環(huán)次數(shù)的增加變化加快，剛度退化程度也逐漸加大；循環(huán)荷載作用后期，試件豎向位移急劇增大，承載能力迅速失效。造成這種現(xiàn)象的主要原因是此時試件上的裂紋已經貫穿板厚(處于疲勞斷裂階段)，并在荷載作用下沿板長迅速擴展，致使相互連接的板材迅速減小，豎向變形急劇加大，最后因應力過大使試件失去承載能力。在6個試件中，S1-2試件在循環(huán)荷載作用次數(shù)達350萬次時，豎向位移沒有出現(xiàn)變化，故停止加載，因此該試件后期位移無大幅度變化。表5為蓋板-U肋-橫隔板焊接連接模型的豎向位移變化與裂紋擴展、疲勞壽命的大致對應關系。

表5 試件豎向位移變化與疲勞特性大致對應關系

3.2 疲勞性能評估

3.2.1疲勞壽命分析

表6和表7分別為6組試件疲勞壽命匯總表及試件疲勞加載過程中裂紋擴展各階段的疲勞壽命。其中，熱點應力根據(jù)IIW線性外推法推導公式(σhs=1.67σ0.4t-0.671.0t)計算獲得。

表6 試件的疲勞壽命

注：N0，N1，N2，N3與Nt分別為測點發(fā)生應力變化、出現(xiàn)肉眼可見裂紋、裂紋到達蓋板邊緣、裂紋貫穿鋼板和試件失去承載能力時的荷載循環(huán)次數(shù)，其單位都為萬次。

表7 試件裂紋擴展各階段的疲勞壽命

注：NⅠ，NⅡ，NⅢ與NⅣ分別為裂紋擴展的Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ和Ⅳ階段時對應的荷載循環(huán)次數(shù)，其單位都為萬次。

圖14 應力幅與標準化疲勞壽命之間的關系

由表6、表7匯總的各試件各階段的疲勞壽命結果對比可知，各組試件因試驗中所施加載荷不同、組成材料略有差別、焊接時產生的缺陷各異等原因使得試件主裂紋擴展的各階段相應疲勞數(shù)據(jù)離散性偏大，不能直觀地反映各試件裂紋擴展過程中疲勞壽命相似的定量關系。為此各試件以試件失去承載能力時的荷載循環(huán)次數(shù)為基礎對疲勞壽命進行標準化處理，即不同階段的標準化疲勞壽命為(Ni/Nt)，使6個試件數(shù)據(jù)繪于同一坐標系下，進行對比與分析成為可能。圖14為疲勞開裂點處熱點應力幅值和標準化壽命關系圖，其中圖14(a)為各試件疲勞加載全過程兩者數(shù)據(jù)的關系圖，橫坐標為試件裂紋擴展的荷載循環(huán)次數(shù)與試件失去承載能力時疲勞壽命的比值，豎向虛線為各試件在相同階段內絕對疲勞壽命的平均值；圖14(b)為各試件在裂紋擴展各階段兩者數(shù)據(jù)的關系圖，橫坐標為試件裂紋擴展各階段內相對疲勞壽命與試件失去承載能力時疲勞壽命的標準化值。由圖14可以發(fā)現(xiàn)：①在整個循環(huán)荷載施加過程中，該種蓋板-U肋-橫隔板試件受彎扭復合作用的影響，其裂紋擴展前3個階段的疲勞壽命約占67%，這說明此結構形式的試件在進入疲勞破壞(產生大的貫通裂紋或明顯變形)前需要相對長的時間，間接反映出此類試件對抵抗彎扭復合作用有較大的優(yōu)越性；②圖14(a)中數(shù)據(jù)點只有少數(shù)分布于低應力區(qū)，大部分分布于高應力區(qū)，這也從側面說明高應力(或應力集中)是引起試件裂紋萌生和擴展的主要原因之一。主要是因為高應力能使試件每次疲勞循環(huán)都比低應力造成的損傷更大，使試件更易接近裂紋萌生臨界值；③在裂紋擴展各階段中，除第Ⅱ階段疲勞壽命較小外，試件裂紋擴展的其他3個階段的疲勞壽命幾乎相等，這從側面說明在彎扭復合作用的影響下該類型試件疲勞裂紋的擴展相對穩(wěn)定，特別是疲勞斷裂階段，幾乎用了總疲勞壽命的1/3，而不是發(fā)生脆性斷裂；試件主裂紋多萌生位置多靠近于板材焊接連接處的外邊緣是造成第Ⅱ階段荷載循環(huán)次數(shù)較小的主要原因。

3.2.2疲勞壽命評估

圖15 兩種失效判據(jù)下疲勞壽命評估及S-N曲線

通過熱點應力法[21-22]對試件的相應疲勞細節(jié)進行疲勞壽命評估，已逐漸被各國所接受并成為主流評估方法之一。對于鋼板焊接連接疲勞細節(jié)的熱點應力法評估，國際焊接協(xié)會IIW[21]和歐規(guī)Eurocode 3[22]同時給出了FAT90、FAT100以及FAT112共3條S-N設計曲線，除此之外，IIW還給出了FAT125設計曲線。試件主裂紋出現(xiàn)的位置主要在蓋板與橫隔板焊接連接處，因此本研究選擇此處疲勞細節(jié)的S-N設計曲線對試件進行壽命評估。由于實際橋梁中很難精確判定裂紋開裂的時刻，故本研究根據(jù)裂紋萌生狀態(tài)分別以測點處熱點應力發(fā)生變化、出現(xiàn)肉眼可見裂紋為失效判據(jù)對6個試件進行疲勞壽命評估。兩種失效判據(jù)下，試件疲勞壽命(N0、N1)與規(guī)范推薦的4條S-N曲線對比結果如圖15所示，可以發(fā)現(xiàn)：(1)兩種失效判據(jù)中以出現(xiàn)肉眼可見裂紋作為失效判據(jù)時，試件的安全冗余度相對較高；(2)兩種失效判據(jù)下6個試件的熱點應力數(shù)據(jù)點都在IIW和Eurocode 3推薦的4條評價曲線之上，這表明試件出現(xiàn)主裂紋的蓋板與橫隔板焊接連接處的疲勞強度大于推薦的4條S-N曲線(FAT 90、FAT 100、FAT 112和FAT 125)對應的細節(jié)疲勞強度；(3)對于FAT 125設計曲線，以測點出現(xiàn)應力突變作為失效判據(jù)時，S2-2、S3-1和S3-2共3個試件數(shù)據(jù)點很靠近FAT 125設計曲線，故采用FAT 125設計曲線用于此類疲勞細節(jié)壽命評估安全冗余度相對偏低。

3.2.3S-N曲線

在兩種試件失效判據(jù)下，對6個試件出現(xiàn)主裂紋的蓋板與橫隔板焊接連接細節(jié)進行壽命評估，結合表3中疲勞數(shù)據(jù)進行擬合，得結果如下：

①以測點熱點應力發(fā)生變化為失效判據(jù)進行壽命評估時，對熱點應力幅值和疲勞壽命進行擬合，得到該焊接連接細節(jié)的S-N曲線：

lg Δσ=3.971 69-0.285 92lgN，

或

lgN=13.890 91-3.497 48lg Δσ。

(1)

當N=200萬次時，Δσ=180.04 MPa，相關系數(shù)R2=0.976 14，lg Δσ的標準差s=0.15。

②以出現(xiàn)肉眼可見裂紋為失效判據(jù)進行壽命評估時，對熱點應力幅值和疲勞壽命進行擬合，得到該焊接連接細節(jié)的S-N曲線：

lg Δσ=4.562 05-0.376 96lgN，

或

lgN=12.102 21-2.652 80lg Δσ。

(2)

當N=200萬次時，Δσ=199.53 MPa，相關系數(shù)R2=0.792 53，lgΔσ的標準差s=0.13。

以測點熱點應力發(fā)生變化和出現(xiàn)肉眼可見裂紋作為試件失效判據(jù)擬合得到的S-N曲線如圖15所示。可以發(fā)現(xiàn)：(1)以前者失效判據(jù)進行壽命評估時，擬合曲線的相關系數(shù)R2=0.976 14，較后判據(jù)擬合精度高，且當荷載循環(huán)次數(shù)N=200萬次時，得到的Δσ較后者低約10.83%；(2)兩種失效判據(jù)下，N=200萬次時對應的應力幅值均高過IIW和Eurocode 3推薦的FAT 90，F(xiàn)AT 100，F(xiàn)AT 112以及FAT 125的S-N曲線相應的強度值。以后者失效判據(jù)進行壽命評估時分別比規(guī)范規(guī)定的4條曲線相應值高出121.7%，99.53%，78.15%以及59.62%；以前者為失效判據(jù)進行壽命評估時分別比規(guī)范規(guī)定的4條曲線相應值高出100.04%，80.04%，60.75%以及44.03%；(3)擬合得到的S-N曲線斜率值|m|=3.497 48與|m|=2.652 80，與推薦的S-N曲線斜率(|m|=3)接近。綜上，結合疲勞壽命評估結果，基于熱點名義應力法對試件主裂紋萌生位置蓋板與橫隔板焊接連接細節(jié)進行壽命評估以及疲勞強度的判定時，在兩種失效判據(jù)下，均可采用IIW或Eurocode 3推薦的FAT 90，F(xiàn)AT 100、FAT 112以及FAT 125的4條S-N曲線，綜合安全儲備以及經濟性，推薦FAT 90和FAT 100兩條設計曲線。

4 結論

本研究對6個正交異性鋼橋面板蓋板-U肋-橫隔板焊接模型進行了高周疲勞試驗，研究了彎扭復合條件下橋面板焊接連接處的疲勞性能，分析得到如下結論：

(1)彎扭復合條件下，蓋板-U肋-橫隔板焊接連接模型疲勞開裂出現(xiàn)在焊縫焊趾處，且蓋板上靠近U肋處裂縫擴展路線呈弧形。彎扭復合條件下試件焊接連接處的疲勞裂紋擴展過程大致分為4個階段：裂紋萌生階段、裂紋穩(wěn)定擴展階段、裂紋貫穿板厚階段以及疲勞斷裂階段，其中貫穿板厚的裂紋時根據(jù)位置可以分為3種：蓋板與橫隔板焊接連接處蓋板上的貫穿裂紋、蓋板與U肋焊接連接處蓋板上的貫穿裂紋以及蓋板與U肋焊接連接處U肋上的貫穿裂紋。

(2)在整個循環(huán)荷載施加過程中試件前期剛度退化不明顯，隨后剛度退化速度穩(wěn)定，后期剛度大幅下降，最終試件發(fā)生疲勞斷裂破壞，建立了蓋板-U肋-橫隔板焊接連接節(jié)點豎向位移變化值與疲勞特性參數(shù)之間的大致關系。

(3)在試件主裂紋擴展過程中，除第Ⅱ階段壽命占比較小(約為10%)外，其他3個階段的疲勞壽命幾乎相等，而第Ⅳ階段占比較大，說明彎扭條件下蓋板-U肋-橫隔板焊接連接構造形式裂紋擴展穩(wěn)定，無變化現(xiàn)象，表現(xiàn)出較好變形性能。

(4)通過熱點應力法對鋼橋面板上蓋板與橫隔板焊接連接進行疲勞壽命評估，試件相應焊接連接強度均高于IIW或Eurocode 3推薦的FAT 90，F(xiàn)AT 100，F(xiàn)AT 112以及FAT 125的細節(jié)疲勞強度。兩種失效判據(jù)下，擬合得到的S-N曲線斜率值均與規(guī)范曲線斜率值相接近。