氣動(dòng)沖擊作用下鋼橋疲勞裂紋閉合深度影響因素研究*

孫 童 吉伯海 袁周致遠(yuǎn) 傅中秋

(河海大學(xué)土木與交通學(xué)院 南京 210098)

0 引 言

鋼材具有強(qiáng)度高、質(zhì)量輕、塑性韌性好等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于橋梁領(lǐng)域中[1].為了減輕質(zhì)量，大跨徑橋梁往往采用扁平鋼箱梁作為主要截面形式[2].然而由于其特殊的結(jié)構(gòu)體系及受力特性，在頂板與縱肋、橫肋連接焊縫等重要構(gòu)造細(xì)節(jié)處，疲勞問(wèn)題較為突出[3]，嚴(yán)重影響大跨度橋梁的服役性能.因此，當(dāng)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生疲勞裂紋時(shí)，應(yīng)當(dāng)及時(shí)采取有效的維修措施，進(jìn)行局部補(bǔ)強(qiáng)或消除裂紋裂尖應(yīng)力集中，減少疲勞裂紋對(duì)結(jié)構(gòu)造成的損傷[4].

常用的疲勞裂紋維修方法有止裂孔法[5]、鋼板補(bǔ)強(qiáng)法[6]等.止裂孔法通過(guò)在裂紋尖端鉆圓孔，消散裂紋尖端應(yīng)力集中現(xiàn)象，是阻止疲勞裂紋擴(kuò)展的臨時(shí)性措施;鋼板補(bǔ)強(qiáng)法則是在裂紋處固定高性能鋼板，從而達(dá)到局部補(bǔ)強(qiáng)、延緩裂紋擴(kuò)展的作用，但實(shí)際應(yīng)用時(shí)往往由于連接件老化而達(dá)不到理想修復(fù)效果.近年來(lái)，鋼橋裂紋氣動(dòng)沖擊維修新技術(shù)得到了一定的發(fā)展[7]，該技術(shù)以壓縮空氣為動(dòng)力源，帶動(dòng)沖擊頭對(duì)母材表面進(jìn)行高速?zèng)_擊而產(chǎn)生塑性變形，使母材裂紋開(kāi)口兩側(cè)自由面相互靠攏、擠壓，形成裂紋閉合.裂紋開(kāi)口閉合后局部區(qū)域應(yīng)力重分布[8]，裂紋面靠攏擠壓引起的殘余壓應(yīng)力可以減小甚至抵消焊接殘余拉應(yīng)力，改善裂紋周圍的應(yīng)力狀態(tài)[9].國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)該技術(shù)已經(jīng)展開(kāi)了大量的研究.結(jié)果表明[10-11]：氣動(dòng)沖擊作用下，裂紋尖端附近產(chǎn)生應(yīng)力重分布，應(yīng)力幅降低，能夠有效延緩裂紋沿深度、長(zhǎng)度方向的擴(kuò)展，同時(shí)與傳統(tǒng)的止裂孔修復(fù)措施相比，氣動(dòng)沖擊維修技術(shù)具有更好的維修效果；有限元結(jié)果表明[12]：對(duì)裂紋閉合后的模型進(jìn)行重新加載，拉伸荷載需克服閉合面壓應(yīng)力后才能重新張開(kāi)，即裂紋重新張開(kāi)前，沖擊區(qū)域近表面均獲得了一定的承載能力.總體而言，作為一種創(chuàng)新型的疲勞裂紋維修方法，該技術(shù)具有設(shè)備簡(jiǎn)單、操作方便、對(duì)母材構(gòu)件損傷較少等優(yōu)勢(shì)，但對(duì)于裂紋的沖擊維修方式尚無(wú)相關(guān)規(guī)定，同時(shí)評(píng)價(jià)該技術(shù)維修效果往往從改善應(yīng)力狀態(tài)、表面裂紋不可見(jiàn)等角度出發(fā)，而針對(duì)不同沖擊影響因素下裂紋開(kāi)口閉合深度以及不同閉合深度對(duì)裂紋擴(kuò)展的影響等一系列研究相對(duì)較少.

針對(duì)以上問(wèn)題，本文針對(duì)五種不同強(qiáng)度鋼材帶人工裂紋試件，開(kāi)展不同沖擊方法以及不同沖擊參數(shù)下的沖擊試驗(yàn).分析了多種沖擊因素組合下裂紋開(kāi)口閉合形態(tài)以及閉合深度.同時(shí)，基于扁平橢圓裂紋模型建立擴(kuò)展有限元模型，分析了不同裂紋閉合深度下應(yīng)力強(qiáng)度因子的變化規(guī)律，并于基于Newman-Raju理論解進(jìn)行對(duì)比，從裂紋閉合深度、延緩裂紋擴(kuò)展等角度對(duì)氣動(dòng)沖擊修復(fù)技術(shù)的維修效果進(jìn)行簡(jiǎn)要評(píng)價(jià).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件細(xì)節(jié)

試驗(yàn)所用試件為矩形鋼條帶裂紋試件，試件采用橋梁用鋼，牌號(hào)分別為Q235qD，Q345qD，Q420qD，Q500qD，Q620qD，力學(xué)性能滿足文獻(xiàn)[13]的基本要求.由于只研究裂紋沖擊后表面宏觀形態(tài)的變化，在鋼條寬度方向采取電火花線切割工藝制作人工裂紋，試件尺寸幾何參數(shù)見(jiàn)圖1a).矩形鋼條尺寸為300 mm×25 mm×12 mm，沿鋼條長(zhǎng)度方向每隔30 mm設(shè)置人工裂紋，裂紋深度為6 mm，寬度有0.2，1.0 mm兩種尺寸.裂紋從左到右以及編號(hào)，記為C1～C9.

圖1 試件尺寸

1.2 沖擊試驗(yàn)

首先選取強(qiáng)度為Q345qD、裂紋寬度為0.2 mm試件，開(kāi)展不同沖擊方式下裂紋開(kāi)口閉合試驗(yàn).將試件固定于臺(tái)座，沖擊頭端部距離試件不大于5 mm，并與試件垂直，沖擊參數(shù)采用5 mm×5 mm沖擊頭，90 Hz沖擊頻率.針對(duì)C1～C3裂紋，對(duì)裂紋開(kāi)口部位進(jìn)行單側(cè)沖擊；針對(duì)C4～C6裂紋，對(duì)裂紋開(kāi)口部位進(jìn)行雙側(cè)沖擊；針對(duì)C7～C9裂紋，對(duì)裂紋開(kāi)口部位進(jìn)行三次沖擊，見(jiàn)圖2.

圖2 不同的沖擊方式

一次沖擊-僅在裂紋開(kāi)口部位一側(cè)進(jìn)行沖擊；兩次沖擊-在裂紋開(kāi)口部位的兩側(cè)分別進(jìn)行沖擊；三次沖擊-在兩次沖擊的基礎(chǔ)上，在裂紋開(kāi)口部位正上方再進(jìn)行一次沖擊.

選取五種不同強(qiáng)度試件，開(kāi)展不同沖擊參數(shù)及影響因素下裂紋開(kāi)口閉合試驗(yàn).采取如上試驗(yàn)中三次沖擊的方式進(jìn)行試驗(yàn)，沖擊參數(shù)包括：沖擊頭尺寸、沖擊頻率，沖擊影響因素包括：試件強(qiáng)度、裂紋寬度，見(jiàn)表1.采取完全試驗(yàn)方案開(kāi)展試驗(yàn)，共40種沖擊工況組合，每種工況重復(fù)1次，最終進(jìn)行80次沖擊試驗(yàn).

表1 試驗(yàn)參數(shù)表

1.3 裂紋閉合深度測(cè)量

在對(duì)裂紋開(kāi)口部位進(jìn)行沖擊后，原先的裂紋開(kāi)口消失，表面產(chǎn)生不規(guī)則的塑性變形.為了能夠?qū)α鸭y閉合情況進(jìn)行更加細(xì)致的測(cè)量及分析，將試件側(cè)面打磨平整，采用“鋼結(jié)構(gòu)裂縫綜合測(cè)試儀(ZBL-F800)”對(duì)裂紋開(kāi)口部位的局部變形及閉合情況進(jìn)行觀察，并通過(guò)儀器的自主判斷功能對(duì)裂紋的寬度、閉合深度等進(jìn)行測(cè)量，見(jiàn)圖3.

圖3 裂紋閉合深度測(cè)量

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 不同沖擊方式下裂紋閉合深度

圖4為不同沖擊方式下裂紋開(kāi)口局部閉合情況及其輪廓圖.圖4a)為一次沖擊后裂紋開(kāi)口局部變形.由于僅沖擊裂紋右側(cè)，右側(cè)裂紋自由面在沖擊應(yīng)力波作用下產(chǎn)生橫向與縱向的塑性變形，橫向變形導(dǎo)致裂紋右側(cè)自由面靠向左側(cè)，形成一定深度的裂紋閉合，縱向變形導(dǎo)致試件右側(cè)產(chǎn)生明顯的凹陷.

圖4b)為兩次沖擊后裂紋開(kāi)口局部變形.在對(duì)裂紋左側(cè)進(jìn)行第二次沖擊后，左側(cè)自由面產(chǎn)生與右側(cè)裂紋自由面相似的變形，兩次沖擊效應(yīng)相互疊加，導(dǎo)致裂紋閉合深度明顯增大.但同時(shí)裂紋兩側(cè)自由面的相對(duì)變形超過(guò)裂紋的實(shí)際寬度，在形成殘余壓應(yīng)力的同時(shí)，約束作用下裂紋表面材料難以向四周變形，使得兩側(cè)接觸面相互擠壓，形成如圖所示的凸起外形.凸起處形狀不規(guī)則，容易引起新的應(yīng)力集中，因此需要對(duì)凸起處作進(jìn)一步處理.

圖4c)為三次沖擊后裂紋開(kāi)口局部變形.第三次沖擊后，裂紋表面凸起消失，裂紋表面相對(duì)平坦.同時(shí)由于凸起部位被壓縮，使得局部塑性變形向下發(fā)展，但是由于裂紋閉合部位以及周圍材料的環(huán)向約束作用，使得產(chǎn)生的塑性變形傳遞至未閉合的部位，進(jìn)一步增加了裂紋的閉合深度.

圖4 裂紋閉合面及輪廓圖

圖5為三種不同沖擊方式下裂紋開(kāi)口閉合深度柱形圖.由圖5可知，隨著沖擊次數(shù)的增加，平均裂紋閉合深度也不斷增加；當(dāng)對(duì)同一條裂紋進(jìn)行三次沖擊后，其平均裂紋閉合深度可達(dá)2.5 mm.

圖5 不同沖擊方式下裂紋閉合深度

2.2 不同影響因素下裂紋閉合深度

開(kāi)展五種不同強(qiáng)度鋼材不同參數(shù)沖擊作用下的裂紋開(kāi)口閉合深度試驗(yàn)，試驗(yàn)考慮0.2，1.0 mm兩種不同寬度裂紋，分別代表疲勞裂紋萌生階段和疲勞裂紋擴(kuò)展階段.前文可知，對(duì)同一條裂紋采用三次沖擊的方式可以獲得較平整裂紋表面以及較大的裂紋閉合深度，因此試驗(yàn)考慮兩種沖擊參數(shù)，采用三次沖擊的方式進(jìn)行沖擊維修.

圖6為不同沖擊參數(shù)及影響因素下裂紋開(kāi)口閉合深度.由圖6可知，裂紋寬度為0.2 mm時(shí)，五種強(qiáng)度鋼材的裂紋閉合深度均較深，最大深度可達(dá)2.0 mm，當(dāng)裂紋寬度較大時(shí)(1.0 mm)，沖擊后裂紋開(kāi)口閉合深度明顯減小甚至無(wú)法閉合,表明氣動(dòng)沖擊技術(shù)對(duì)小寬度裂紋具有更好的修復(fù)效果.同時(shí)對(duì)于高強(qiáng)鋼材，近似的沖擊波會(huì)產(chǎn)生相對(duì)較小的塑性變形，但同時(shí)塑性變形引起的塑性損傷更小，對(duì)于寬度較小的裂紋，采用合理的沖擊參數(shù)也能使裂紋開(kāi)口產(chǎn)生較大的閉合深度(1.5 mm)，但總體而言，隨著鋼材強(qiáng)度的增大，裂紋閉合深度相對(duì)減小.

圖6 五種強(qiáng)度鋼材的裂紋閉合深度

總體而言，對(duì)于不同強(qiáng)度鋼材，采用5 mm×5 mm的沖擊頭及90 Hz的氣動(dòng)工具可以使裂紋產(chǎn)生較大的閉合深度.相關(guān)研究表明，5 mm沖擊頭與3 mm沖擊頭可以產(chǎn)生較為相似的沖擊深度，但5 mm沖擊頭沖擊范圍更大，沖擊波在鋼材內(nèi)的傳播深度更深，產(chǎn)生的橫向變形更大，導(dǎo)致裂紋閉合深度較大.相較于120 Hz沖擊頻率，試驗(yàn)中90 Hz沖擊頻率下裂紋開(kāi)口閉合深度更大，可能原因是：90 Hz沖擊頻率下，試驗(yàn)所用小型空壓機(jī)達(dá)到氣壓穩(wěn)定時(shí)可以達(dá)到較高的供氣壓力，即使沖擊頻率較低，但在單次沖擊下可以獲得更大的沖擊力，綜合而言，采用90 Hz沖擊頻率可以使裂紋自由面產(chǎn)生較大的塑性變形，獲得更大的裂紋閉合深度.

3 不同裂紋閉合深度應(yīng)力強(qiáng)度因子分析

3.1 有限元模型

氣動(dòng)沖擊試驗(yàn)表明，采取適當(dāng)?shù)臎_擊方式以及沖擊參數(shù)可以獲得較大的裂紋閉合深度，但裂紋沖擊閉合深度與延緩裂紋擴(kuò)展之間的關(guān)系尚不明確.為此，建立帶扁平橢圓裂紋的三維有限元模型[14]，見(jiàn)圖7，采用ABAQUS擴(kuò)展有限元單元法，從應(yīng)力強(qiáng)度因子的角度分析不同裂紋沖擊閉合深度對(duì)延緩裂紋擴(kuò)展的影響.模型尺寸為600 mm×300 mm×12 mm，材料本構(gòu)為Q345qD本構(gòu)模型，彈性模量E為206 GPa，泊松比υ為0.3，同時(shí)考慮了材料的彈塑性特征.采用擴(kuò)展有限元XFEM模擬裂紋，在模型的中央位置，設(shè)置了一條長(zhǎng)40 mm、深5 mm的扁平橢圓裂紋.模型的左側(cè)部分固定區(qū)域，約束其各個(gè)方向的自由度，在其右側(cè)表面設(shè)立100 MPa的拉應(yīng)力，模擬典型的Ⅰ型張開(kāi)型裂紋.在裂紋部位對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行了加密，最大網(wǎng)格尺寸為20 mm，最小網(wǎng)格尺寸為1 mm，網(wǎng)格單元采用C3D8R單元.

圖7 有限元模型

在拉彎組合循環(huán)荷載作用下，扁平橢圓裂紋斷面更符合實(shí)際橋梁中的疲勞裂紋.經(jīng)過(guò)氣動(dòng)沖擊維修后，裂紋表面的開(kāi)口產(chǎn)生閉合，同時(shí)由試驗(yàn)可知，裂紋開(kāi)口閉合深度可達(dá)2.0 mm.由此可以給出扁長(zhǎng)型橢圓表面裂紋經(jīng)過(guò)氣動(dòng)沖擊維修后表面各點(diǎn)(B點(diǎn))的應(yīng)力強(qiáng)度因子K計(jì)算模型，見(jiàn)圖8.裂紋閉合后，裂紋半橢圓模型的短半軸a的大小發(fā)生變化，為a-h，裂紋邊緣有效范圍為圖中A～C區(qū)域.依據(jù)此裂紋閉合模型，建立裂紋閉合深度分別為0，0.5，1.0，1.5，2.0 mm五種工況下有限元模型，并比較不同裂紋閉合深度下裂紋尖端處應(yīng)力強(qiáng)度因子變化情況.

圖8 沖擊維修后裂紋模型

3.2 應(yīng)力強(qiáng)度因子

采用Newman-Raju計(jì)算拉彎組合荷載下半橢圓形裂紋周邊任一點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子的公式為[15]

(1)

式中：σt和σb分別為名義拉伸應(yīng)力及彎曲正應(yīng)力；a為裂紋深度；c為裂紋長(zhǎng)度的一半；t為板厚；w為板寬的一半；φ為Newman裂紋角;Fs等公式含義詳見(jiàn)參考文獻(xiàn)[16-17].

將裂紋未閉合時(shí)裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子理論解與有限元解相比較，見(jiàn)表2.擴(kuò)展有限元方法求得的數(shù)值解在裂紋角為10°～30°時(shí)與理論解誤差較大，誤差值達(dá)到20%，其原因一方面網(wǎng)格仍較大，計(jì)算點(diǎn)未落在網(wǎng)格點(diǎn)上；另一方面當(dāng)裂紋角為10°～30°時(shí)，所對(duì)應(yīng)的裂紋邊緣點(diǎn)相距較遠(yuǎn)，由于裂紋邊緣具有奇異性，且有限元方法對(duì)處理高度非線性的擴(kuò)展有限元仍存在一定誤差，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果與理論解存在略微偏差.其余位置處誤差較小，誤差值僅為10%左右.同時(shí)隨著裂紋角的大，理論解與有限元解在裂紋邊緣處的應(yīng)力強(qiáng)度因子變化趨勢(shì)一致，當(dāng)φ=90°時(shí)，即圖8中的C點(diǎn)處，應(yīng)力強(qiáng)度因子達(dá)到最大.因此,可以認(rèn)為用該方法求得的數(shù)值解與理論解基本吻合，滿足計(jì)算精度的要求.

表2 應(yīng)力強(qiáng)度因子有限元解與理論解對(duì)比

提取在不同的裂紋閉合深度下，裂紋尖端C點(diǎn)與裂紋表面A點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子，見(jiàn)圖9.裂紋開(kāi)口表面在沖擊作用下產(chǎn)生閉合，其應(yīng)力強(qiáng)度因子得到大幅度下降，在裂紋閉合深度僅為0.5 mm時(shí)，A點(diǎn)與C點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度因子分別下降58.8%與37.5%，表明開(kāi)口閉合后能夠大大延緩裂紋擴(kuò)展速率.隨著沖擊深度的增加，裂紋尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子逐漸減小，但減小幅值趨于平穩(wěn)，在裂紋閉合深度達(dá)到1.5 mm時(shí)，裂紋尖端A點(diǎn)與C點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度因子均達(dá)到較穩(wěn)定值，從應(yīng)力強(qiáng)度因子的角度表明氣動(dòng)沖擊作用對(duì)延緩疲勞裂紋擴(kuò)展速率起到了積極作用.同時(shí)，疲勞裂紋開(kāi)口閉合后，裂紋前緣應(yīng)力強(qiáng)度因子大幅度降低，但深度方向C點(diǎn)處KC仍然大于KA，表明沖擊作用無(wú)法改變裂紋擴(kuò)展?fàn)顟B(tài)，即沿深度方向擴(kuò)展速率仍然大于沿長(zhǎng)度方向擴(kuò)展速率.

圖9 不同裂紋閉合深度下應(yīng)力強(qiáng)度因子

4 結(jié) 論

1) 沖擊試驗(yàn)表明，對(duì)裂紋采取三次沖擊的方式可以獲得較大的裂紋開(kāi)口閉合深度，同時(shí)沖擊后表面更加平整，減少因表面坑洼引起的應(yīng)力集中、沖擊損傷等問(wèn)題.

2) 當(dāng)裂紋寬度較小時(shí)，采用合理的沖擊參數(shù)可獲得較大的裂紋閉合深度，本文試驗(yàn)中，最大裂紋閉合深度可達(dá)2.0 mm.當(dāng)裂紋較寬時(shí)(1 mm)，裂紋閉合深度較小，沖擊作用不明顯、

3) 有限元結(jié)果表明，裂紋開(kāi)口閉合后，裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子大幅降低，且隨著裂紋閉合深度增大，降低幅值趨于平緩.從應(yīng)力強(qiáng)度因子的角度表明氣動(dòng)沖擊作用對(duì)降低裂紋擴(kuò)展速率起到了積極作用.