正交異性鋼橋面板的疲勞裂紋擴展規(guī)律

汪珍，王瑩

(東南大學(xué)江蘇省工程力學(xué)分析重點實驗室，江蘇南京，211189)

正交異性鋼橋面板作為大跨鋼橋首選的橋面板結(jié)構(gòu)形式，被廣泛應(yīng)用于現(xiàn)代橋梁結(jié)構(gòu)。然而，由于其構(gòu)造中的眾多焊縫存在較大的殘余應(yīng)力，通過改變平均應(yīng)力和循環(huán)應(yīng)力的最大值影響橋面板的疲勞破壞行為，導(dǎo)致正交異性橋面板疲勞問題顯著。近年來，國內(nèi)外學(xué)者多基于斷裂力學(xué)法分析鋼橋疲勞問題，諸多研究[1-3]表明，斷裂力學(xué)法由于充分考慮正交異性橋面板結(jié)構(gòu)中存在的初始缺陷，可有效預(yù)測鋼橋的疲勞裂紋擴展和壽命。斷裂力學(xué)法常用的數(shù)值分析方法有邊界配置法、邊界元法和有限元法，其中擴展有限元法(extended finite element method,XFEM)由于在處理不連續(xù)問題的巨大優(yōu)勢，被廣泛應(yīng)用于疲勞裂紋斷裂分析中[4]。DA等[5]基于擴展有限元方法對鋼箱梁疲勞裂紋萌生和擴展階段進行疲勞壽命預(yù)測，預(yù)測結(jié)果與實驗結(jié)果相吻合。NACY等[6]采用線彈性斷裂力學(xué)和擴展有限元方法，分析了萌生于U肋-頂板焊縫處疲勞裂紋的壽命，研究了頂板厚度和U肋厚度對疲勞壽命的影響。WANG等[7]基于等效裂紋擴展長度準則，對正交異性橋面板焊縫處隨機缺陷進行了均質(zhì)化處理，基于擴展有限元方法提出了一種多尺度方法，用來預(yù)測含孔隙夾雜的焊接接頭在隨機車輛流作用下宏觀裂紋萌生壽命。許華翔[8]通過XFEM 對裂紋擴展進行數(shù)值模擬，得到疲勞裂紋開裂的應(yīng)力強度因子幅值變化規(guī)律、裂紋擴展速率以及開裂疲勞壽命，進而分析了橫隔板切割誤差的疲勞劣化效應(yīng)。王春生等[9]通過正交異性鋼橋面板足尺疲勞試驗發(fā)現(xiàn)受焊接殘余應(yīng)力影響，處于疲勞荷載壓應(yīng)力區(qū)的腹板與橫隔板連接焊縫端部會萌生疲勞裂紋。隨后，王春生等[10]在鋼橋面板節(jié)段模型中引入焊接殘余應(yīng)力場，基于擴展有限元方法，對橋面板典型細節(jié)進行了裂紋斷裂的數(shù)值模擬?，F(xiàn)有研究分析了板厚、焊縫缺陷和切割誤差等因素對鋼箱梁的疲勞壽命的影響，研究了車輛載荷和殘余應(yīng)力作用下的疲勞裂紋擴展機理，但針對殘余應(yīng)力對疲勞裂紋擴展規(guī)律的影響缺乏細致分析。為此，本文作者基于擴展有限元方法揭示正交異性鋼橋面板萌生于U肋-橫隔板焊縫的3 類典型疲勞裂紋的擴展機理。采用多尺度建模方法，建立含拉索、橋墩、正交異性鋼橋面板和裂紋的全橋多尺度有限元模型，在跨中部位的橋面板上施加標準疲勞載荷，利用J積分計算靜態(tài)裂紋的應(yīng)力強度因子以確定裂紋開裂最不利工況，再基于擴展有限元法分析車輛載荷作用下未考慮殘余應(yīng)力和考慮殘余應(yīng)力的疲勞裂紋擴展，對比無殘余應(yīng)力和考慮殘余應(yīng)力時疲勞裂紋的擴展形態(tài)，研究焊接殘余應(yīng)力對疲勞裂紋的影響。

1 數(shù)值模擬模型及理論

1.1 多尺度有限元模型

以某公路斜拉橋為工程背景，全橋長756 m，寬37.1 m，鋼箱梁高3 m。橋面結(jié)構(gòu)采用正交異性橋面板，橋面板頂板厚14 mm，腹板厚16 mm，U肋間距600 mm，橋面板材料采用Q345鋼。參照此斜拉橋建立全橋多尺度有限元模型。首先，建立尺度特征為102m的橋梁整體模型(見圖1)，以梁單元建立橋墩、桿單元建立懸索、殼單元建立鋼箱梁橋面板，并對跨中40 m 的橋面板進行精細化建模，建立尺度特征為100m，包含頂板、底板、斜腹板、U肋和橫隔板的殼單元模型(見圖2)。其中，U 肋-橫隔板連接體采用實體單元建模，建立含尺度特征為10-3m 裂紋的U 肋-橫隔板實體單元有限元模型(見圖3)，單元長×寬×高為1 mm×1 mm×1 mm，在實體單元模型中插入3 類實際工程中常見的橢圓形疲勞裂紋(分別見圖3(b)，(c)和(d))。

多尺度有限元模型的連接方式為：橋梁整體模型和精細化模型以節(jié)點位移耦合方式連接，精細化模型和實體模型采用殼-實體耦合方式連接。在數(shù)值模擬時，對4對橋墩進行固定約束。

1.2 焊接有限元模型

圖1 橋梁整體模型Fig.1 Global bridge model

圖2 正交異性橋面板的精細化模型Fig.2 Detailed model of orthotropic bridge deck

圖3 U肋-橫隔板連接部位Fig.3 U-rid-to-diaphragm joint part

U 肋-橫隔板連接構(gòu)件的焊接有限元分析模型如圖4 所示。利用生死單元技術(shù)進行熱-結(jié)構(gòu)耦合分析，熱分析采用點熱源進行加熱，熱源電壓為250 V，電流為25 A，熱效率為0.75，加熱速度為10 mm/s；結(jié)構(gòu)分析在U肋的一端約束x方向位移，在橫隔板截斷部位采用z方向?qū)ΨQ約束，在U肋和橫隔板底端約束y方向位移。

焊接分析中鋼材熱物理與熱力學(xué)特征值主要參考文獻[11]，結(jié)合文獻[12]對高溫度的熱力學(xué)參數(shù)進行適當修正，得到焊接模型的參數(shù)，如圖5所示。

1.3 擴展有限元方法(XFEM)

圖4 U肋-橫隔板連接構(gòu)件焊接分析模型Fig.4 Welding analysis model of U-rib-to-diaphragm joint

圖5 Q345鋼材的熱力學(xué)分析參數(shù)Fig.5 Thermodynamic analysis parameters of Q345 steel

擴展有限元方法由BELYTSCHKO 等[13]提出，可簡單有效地處理不連續(xù)問題。擴展有限元方法采用單位分解法思想，在常規(guī)有限元的位移函數(shù)基礎(chǔ)上，增加能反映裂紋面位移不連續(xù)和裂尖位移的富集函數(shù)，提高了計算效率[14-16]，位移函數(shù)表達式為

式中：ui為連續(xù)的節(jié)點位移向量；ai和為節(jié)點附加自由度；m為裂尖富集基函數(shù)的數(shù)目；NΓ為被裂紋貫穿單元節(jié)點集；NΛ為含裂尖單元節(jié)點集；H(x)為階躍函數(shù)，

φα為描述裂紋尖端位移的富集函數(shù)：

式中：(r，θ)表示裂紋尖端的極坐標。

式(1)中，右邊第一項為常規(guī)有限元位移函數(shù)，第二項為裂紋貫穿單元的位移，通過加入階躍函數(shù)H(x)來反映位移不連續(xù)性；第三項反映裂紋尖端的奇異性。

1.4 疲勞裂紋擴展實現(xiàn)方法

線彈性斷裂力學(xué)理論中，描述疲勞裂紋擴展常用Paris公式：

但在ABAQUS有限元軟件中，改變了Paris公式中應(yīng)力強度因子增量，以能量釋放率增量代替：

式中：C，m，c1和c2為材料常數(shù)，m=2.67，C=1.58×10-11[17]；a為裂紋長度；N為循環(huán)次數(shù)；ΔK為應(yīng)力強度因子幅值；ΔG為能量釋放率幅值。

以Ⅰ型裂紋為例，其能量釋放率GⅠ和應(yīng)力強度因子KⅠ的關(guān)系為

其中：E為材料彈性模量；υ為泊松比。

當裂紋尖端能量釋放率滿足Gth＜ΔG＜Gpl時，疲勞裂紋開始擴展，其中，Gpl為能量釋放率最大值，接近鋼材斷裂韌度GC；Gth為能量釋放率閾值，參考文獻[18]中橋梁結(jié)構(gòu)鋼的應(yīng)力強度因子Kth=92 MPa·mm1/2，通過式(6)得到能量釋放率閾值Gth。

當最大的能量釋放率大于其閾值時，疲勞裂紋啟裂，其流程如圖6 所示。裂紋啟裂后，ABAQUS 設(shè)定裂紋沿最大主應(yīng)力方向擴展。假設(shè)裂紋尖端第i個單元沿裂紋擴展方向擴展，根據(jù)水平集函數(shù)追蹤虛擬裂紋并確定裂紋擴展增量Δai，利用虛擬裂紋閉合法(virtual crack closure technique，VCCT)計算能量釋放率ΔGi，再由Paris公式得到ΔNi。循環(huán)次數(shù)最小的單元為最終斷裂單元，記錄斷裂單元k 的裂紋擴展增量Δak和循環(huán)次數(shù)ΔNk，更新累計循環(huán)次數(shù)和裂紋長度，進入下一輪循環(huán)，直至循環(huán)次數(shù)達到最大值為止。

圖6 疲勞裂紋擴展模擬流程Fig.6 Simulation flow of fatigue crack propagation process

2 靜態(tài)裂紋的數(shù)值模擬

本文只分析疲勞裂紋的擴展形態(tài)和裂紋類型，未計算疲勞壽命，故采用簡化車輛載荷即可達到研究目的。選用的車輛載荷為“公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計規(guī)范”中的疲勞載荷模型Ⅲ[19]，其加載方式如圖7所示。疲勞載荷模型Ⅲ由4個標準軸組成，其縱向兩長軸的距離為6 m，間距較大，對于橋面板上的某個具體節(jié)點而言，當前面兩軸的輪載作用于該節(jié)點附近時，后面兩軸尚遠離該點，對該部位的疲勞應(yīng)力的貢獻不顯著，故本文僅考慮縱向軸距為1.2 m的短軸輪載作為施加于多尺度模型的疲勞荷載，即以輪載作用面的長×寬為0.6 m×0.2 m，總重力為2×120 kN的車輛載荷模型作為移動的車輛載荷。

圖7 疲勞載荷模型IIIFig.7 Fatigue load model-III

為確定促進裂紋開裂的最不利加載位置，U肋-橫隔板細節(jié)加載方式采用多分析步加載，車輛載荷移動位置如圖8 所示。疲勞載荷模型分別以H1～H7 為車道沿橋梁縱向移動，縱向移動位置如圖8(b)所示，分為37 個位置工況加載。其中，橫向位置H1～H7的距離間隔為100 mm，縱向起始位置為后輪距離裂紋位置為3.75 m，終止位置為車輪前輪遠離裂紋位置長度3.75 m；當遠離U 肋-橫隔板處裂紋時，每個加載位置距離間隔為200 mm；接近U 肋-橫隔板處裂紋時，間隔為100 mm，形成37個縱向加載位置Z1～Z37。

圖8 移動車輛載荷Fig.8 Moving vehicle load

以圖8所示的移動載荷進行加載，在裂尖選取多個積分半徑計算J 積分，通過J 積分計算各工況下U肋-橫隔板疲勞裂紋的應(yīng)力強度因子，確定最不利工況。考慮U 肋-橫隔板細節(jié)的3 類典型疲勞裂紋：萌生于橫隔板焊趾的裂紋、萌生于U 肋焊趾的裂紋和萌生于橫隔板開孔的裂紋。假設(shè)初始橢圓裂紋短軸長a0和長軸長c0分別為2.5 mm 和5.0 mm，a0/c0=1/2，其中，萌生于U肋焊趾的裂紋為半橢圓裂紋，萌生于橫隔板焊趾和橫隔板開孔處裂紋為1/4 橢圓裂紋，得到U 肋-橫隔板焊縫裂紋KⅠ影響線如圖9所示。

圖9(a)所示為橫隔板焊趾處裂紋的應(yīng)力強度因子影響線。從圖9(a)可看出：此處裂紋的KⅠ峰值約為117.9 MPa·mm1/2，對應(yīng)的車輛載荷加載位置為Z7-H2。圖9(b)所示為U 肋焊趾處裂紋的應(yīng)力強度因子影響線，可見U 肋焊趾裂紋KⅠ峰值為105.1 MPa·mm1/2，對應(yīng)車輛載荷加載位置為Z20-H3。圖9(c)所示為橫隔板開孔處裂紋的應(yīng)力強度因子影響線，可見應(yīng)力強度因子始終小于0 MPa·mm1/2，表明裂紋區(qū)域處于受壓狀態(tài)。

3 未考慮殘余應(yīng)力的疲勞裂紋擴展

由以上分析可知，車輛載荷作用不考慮殘余應(yīng)力時，橫隔板開孔處靜態(tài)裂紋的應(yīng)力強度因子始終小于0 MPa·mm1/2，即疲勞裂紋無法擴展；橫隔板焊趾和U 肋焊趾的靜態(tài)裂紋分析得到最大的應(yīng)力強度因子為117.9 MPa·mm1/2和105.1 MPa·mm1/2，均大于應(yīng)力強度因子閾值Kth=92 MPa·mm1/2。故在車輛載荷作用下，當不考慮殘余應(yīng)力時，橫隔板焊趾和U肋焊趾的疲勞裂紋會擴展。

3.1 橫隔板焊趾處疲勞裂紋擴展

橫隔板焊趾的初始裂紋設(shè)為1/4橢圓裂紋，短軸長度a0與長軸長度c0分別為2.5 mm 和5.0 mm。在車輛載荷作用下，未考慮殘余應(yīng)力時的疲勞裂紋擴展路徑如圖10所示。從圖10可看出：裂紋向焊縫區(qū)域擴展，經(jīng)測量裂紋擴展方向與初始裂紋長度方向角度約為56°，這與文獻[20]得到的裂紋擴展路徑相悖。

橫隔板焊趾處疲勞裂紋擴展過程中的累計應(yīng)變能釋放率如圖11所示，其中，GⅠ，GⅡ和GⅢ分別為Ⅰ型裂紋、Ⅱ型裂紋和Ⅲ型裂紋的累計應(yīng)變能釋放率。從圖11可見：GⅠ與GⅡ和GⅢ相差不大，說明Ⅱ型裂紋和Ⅲ型裂紋對疲勞裂紋擴展的影響較大，會驅(qū)使裂紋以較大偏轉(zhuǎn)角向焊縫擴展。

圖10 橫隔板焊趾處裂紋擴展Fig.10 Fatigue crack propagation of diaphragm welding toe

3.2 U肋焊趾處疲勞裂紋擴展

U肋焊趾的初始裂紋設(shè)為半橢圓裂紋，短軸與2 倍長軸之比a0/(2c0)=1/4，車輛載荷作用未考慮殘余應(yīng)力時，疲勞裂紋擴展路徑如圖12 所示。從圖12 可見：右側(cè)裂尖的裂紋長度增量比左側(cè)裂尖的更大，裂紋擴展角度較小，約為0°，明顯小于文獻[20]的疲勞裂紋擴展角度。

圖11 橫隔板焊趾處裂紋累計應(yīng)變能釋放率Fig.11 Cumulative strain energy release rate of crack propagation at diaphragm welding toe

裂紋擴展過程的累計應(yīng)變能釋放率如圖13 所示。從圖13 可見：Ⅰ型裂紋占絕對主導(dǎo)地位；Ⅱ型和Ⅲ型裂紋應(yīng)變能釋放率相當，約占Ⅰ型裂紋的應(yīng)變能釋放率的0.1。Ⅱ型和Ⅲ型裂紋對裂紋擴展影響不可忽略，主要體現(xiàn)在裂紋擴展路徑以微小角度向U肋腹板頂部擴展。

圖12 U肋焊趾處裂紋擴展Fig.12 Fatigue crack propagation of U-rid welding toe

圖13 U肋焊趾處裂紋累計應(yīng)變能釋放率Fig.13 Cumulative strain energy release rate of crack propagation at U-rid welding toe

4 考慮殘余應(yīng)力的疲勞裂紋擴展

4.1 焊接殘余應(yīng)力分析

鋼橋面板焊接過程中U肋-橫隔板連接構(gòu)件的熱量在時間和空間上會急劇變化，是典型的非線性瞬態(tài)傳熱問題。對U肋-橫隔板連接構(gòu)件進行熱彈塑性分析，利用增量法逐步求解U肋-橫隔板的溫度場、應(yīng)力場等。

通過生死單元技術(shù)分析有限元模型(圖4)，得到U肋-橫隔板連接構(gòu)件的焊接殘余應(yīng)力場，如圖14 所示。從圖14(a)可見：整個焊縫區(qū)域的等效應(yīng)力達到鋼材的屈服應(yīng)力，焊縫起始和終止位置殘余應(yīng)力較小，焊縫中間區(qū)域處于殘余拉應(yīng)力狀態(tài)，分布均勻且已達到鋼材屈服應(yīng)力。從圖14(b)可知：U 肋焊趾沿橫隔板厚度方向殘余應(yīng)力為殘余拉應(yīng)力，橫隔板焊趾沿橫隔板厚度方向殘余應(yīng)力為殘余壓應(yīng)力。橫隔板焊趾殘余應(yīng)力分布曲線如圖15所示。從圖15 可見：焊趾中間地段為殘余應(yīng)力穩(wěn)定區(qū)，沿縱向和橫向的殘余應(yīng)力幾乎全為拉應(yīng)力。本文的縱、橫向殘余應(yīng)力曲線的分布規(guī)律與文獻[12]中的分布規(guī)律基本一致，故認為此殘余應(yīng)力結(jié)果是準確的，后續(xù)將此殘余應(yīng)力場加入多尺度模型中，分析U肋-橫隔板三類裂紋在車輛載荷和殘余應(yīng)力場作用下的疲勞裂紋擴展規(guī)律。

圖14 U肋-橫隔板連接構(gòu)件焊接殘余應(yīng)力Fig.14 Residual stress distribution of U-rid-to-diaphragm weld

圖15 橫隔板焊趾殘余應(yīng)力分布Fig.15 Distribution of longitudinal and transverse residual stress at welded toe of diaphragm

4.2 橫隔板開孔處疲勞裂紋擴展

多尺度模型中加入焊接殘余應(yīng)力后，開孔處的殘余拉應(yīng)力將開孔裂紋處應(yīng)力狀態(tài)由壓應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力狀態(tài)，使裂尖應(yīng)力有足夠驅(qū)動力驅(qū)動橫隔板開孔處裂紋擴展，得到疲勞裂紋擴展如圖16所示。從圖16可知：裂紋沿著初始裂紋的長度和深度方向擴展，擴展后的裂紋面和初始裂紋面基本在同一平面上，與文獻[20]中的疲勞裂紋擴展路徑相似。

圖16 考慮殘余應(yīng)力的橫隔板開孔處裂紋擴展Fig.16 Fatigue crack propagation in diaphragm cutout edge with residual stress

裂紋擴展過程中的累計應(yīng)變能釋放率如圖17所示。從圖17 可見：Ι 型裂紋占絕對的主導(dǎo)地位，Ⅱ型和Ⅲ型裂紋應(yīng)變能釋放率遠遠小于GⅠ，可以忽略，故此處疲勞裂紋為Ι型裂紋。

圖17 考慮殘余應(yīng)力的橫隔板開孔處裂紋累計應(yīng)變能釋放率Fig.17 Cumulative strain energy release rate of crack propagation in diaphragm cutout edge with residual stress

4.3 橫隔板焊趾處疲勞裂紋擴展

與未考慮殘余應(yīng)力時的初始裂紋和車輛加載形式相同，僅在含橫隔板焊趾裂紋的多尺度模型中加入焊接殘余應(yīng)力，得到疲勞裂紋擴展路徑如圖18所示。由圖18可知：考慮殘余應(yīng)力的疲勞裂紋以一定角度沿著橫隔板擴展，相比于未考慮殘余應(yīng)力的疲勞裂紋(以56°角向焊縫區(qū)域擴展)，考慮殘余應(yīng)力的疲勞裂紋擴展路徑與文獻[20]中試驗路徑更相符。

圖18 考慮殘余應(yīng)力的橫隔板焊趾疲勞裂紋擴展Fig.18 Fatigue crack propagation in diaphragm welding toe with residual stress

未考慮殘余應(yīng)力和考慮殘余應(yīng)力的累計應(yīng)變能釋放率的比值GⅡ/GⅠ和GⅢ/GⅠ如圖19 所示。從圖19 可見：與未考慮殘余應(yīng)力時相比，考慮殘余應(yīng)力時的GⅡ/GⅠ增大，GⅢ/GⅠ減小。其原因是橫隔板焊趾的縱向殘余拉應(yīng)力增大了平行于裂紋面的切應(yīng)力，即與Ⅱ型裂紋對應(yīng)的面內(nèi)切應(yīng)力增大，相應(yīng)的GⅡ增大；而由圖14(b)可知：橫隔板焊趾沿板厚方向殘余應(yīng)力為壓應(yīng)力，減小了與Ⅲ型裂紋對應(yīng)的面外切應(yīng)力，導(dǎo)致GⅢ減小?？紤]殘余應(yīng)力的Ⅱ型裂紋的累計應(yīng)變能釋放率與Ⅰ型的累計應(yīng)變能釋放率比值較大，最大值約為0.35，GⅢ占比較小，所以，考慮殘余應(yīng)力的疲勞裂紋為Ⅰ型主導(dǎo)的Ⅰ-Ⅱ復(fù)合型裂紋。

4.4 U肋焊趾處疲勞裂紋擴展

考慮殘余應(yīng)力的U 肋焊趾處疲勞裂紋擴展路徑如圖20所示。從圖20可見：疲勞裂紋兩側(cè)裂尖的裂紋長度增量相當，以橫隔板為對稱軸對稱增大。與未考慮殘余應(yīng)力的疲勞裂紋擴展路徑(圖12)對比可發(fā)現(xiàn)：考慮殘余應(yīng)力的裂紋擴展角度更大，其裂紋擴展路徑更符合文獻[20]中的裂紋擴展路徑。

圖19 橫隔板焊趾處裂紋累計應(yīng)變能釋放率比值Fig.19 Cumulative strain energy release rate ratio of crack propagation in diaphragm welding toe

圖20 考慮殘余應(yīng)力的U肋焊趾疲勞裂紋擴展Fig.20 Fatigue crack propagation of U-rid weld toe with residual stress

圖21 U肋焊趾處裂紋累計應(yīng)變能釋放率比值Fig.21 Cumulative strain energy release rate ratio of crack propagation in U-rid welding toe

裂紋擴展過程中的累計應(yīng)變能釋放率比值如圖21 所示。從圖21 可見：無論是否考慮殘余應(yīng)力，Ⅱ型和Ⅲ型裂紋應(yīng)變能釋放率均相當，且數(shù)值較大無法忽略，說明U肋焊趾處裂紋為Ⅰ主導(dǎo)的Ⅰ-Ⅱ-Ⅲ復(fù)合型裂紋。但考慮殘余應(yīng)力時，GⅡ/GⅠ和GⅢ/GⅠ更大，主要是因為U肋焊趾處縱向和板厚方向皆為殘余拉應(yīng)力，增加了與Ⅱ型、Ⅲ型裂紋對應(yīng)的面內(nèi)、面外切應(yīng)力，相應(yīng)的GⅡ和GⅢ增大。GⅡ/GⅠ和GⅢ/GⅠ變化也體現(xiàn)在裂紋擴展路徑上，考慮殘余應(yīng)力的裂紋擴展角度比未考慮殘余應(yīng)力的擴展角度更大，且裂紋以橫隔板為對稱軸對稱增長，更符合實橋裂紋擴展情況。

5 結(jié)論

1)當車輛載荷作用未考慮殘余應(yīng)力時，萌生于橫隔板開孔處的疲勞裂紋始終保持閉合，橫隔板焊趾處的疲勞裂紋擴展形式與實際情況相悖，萌生于U 肋焊趾處的疲勞裂紋以微小角度沿U 肋板擴展，為Ⅰ型主導(dǎo)的Ⅰ-Ⅱ-Ⅲ復(fù)合型裂紋，裂紋擴展角度與其他開裂角度略有偏差。

2)對于萌生于橫隔板開孔處的疲勞裂紋，考慮殘余應(yīng)力后改變了裂紋細節(jié)處的應(yīng)力狀態(tài)，增大的裂紋尖端應(yīng)力足以驅(qū)動裂紋擴展，裂紋類型為Ⅰ型裂紋；對于萌生于橫隔板焊趾處疲勞裂紋，考慮殘余應(yīng)力后改變了Ⅱ型和Ⅲ裂紋對疲勞裂紋擴展的影響，使得擴展路徑基本一致，形成的裂紋為Ⅰ型主導(dǎo)的Ⅰ-Ⅱ復(fù)合型裂紋；對于萌生于U肋焊趾處的疲勞裂紋，考慮殘余應(yīng)力后，Ⅱ型和Ⅲ裂紋對疲勞裂紋擴展的影響更顯著，促使裂紋擴展角度增大，擴展路徑和擴展角度更符合實橋裂紋開裂情況。

3)殘余應(yīng)力會顯著影響U肋-橫隔板焊縫處的疲勞裂紋擴展規(guī)律，考慮殘余應(yīng)力的疲勞裂紋擴展規(guī)律與實橋開裂規(guī)律更相符。說明對于焊縫疲勞裂紋，在疲勞評估時應(yīng)考慮焊接過程中殘余應(yīng)力對評估結(jié)果的影響。