鋼橋面板U肋與橫隔板焊縫疲勞強(qiáng)度分析

吉伯海，陳念念

(河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院，南京 210098)

正交異性鋼橋面板因其自重輕、強(qiáng)度高、跨度大、施工快等優(yōu)點(diǎn)得到了廣泛應(yīng)用[1-2].然而，復(fù)雜的構(gòu)造細(xì)節(jié)使得鋼橋面板在車輪荷載反復(fù)作用下，容易出現(xiàn)疲勞問題[3].據(jù)統(tǒng)計(jì)，80%～90%鋼結(jié)構(gòu)破壞與疲勞斷裂有關(guān)[4].大量的實(shí)橋跟蹤表明，疲勞裂紋常出現(xiàn)在頂板與U肋焊縫、U肋與橫隔板焊縫、U肋對(duì)接焊縫、弧形切口等部位[5-6].U肋與橫隔板焊縫疲勞裂紋一般萌生于U肋焊趾或橫隔板焊趾.裂紋產(chǎn)生時(shí)，鋼箱梁的橫向剛度減小，荷載傳遞不均，橋梁安全存在隱患.因此U肋與橫隔板焊縫受力特征與疲勞評(píng)估的研究尤為重要.

針對(duì)鋼橋面板的受力特征，有部分學(xué)者采用數(shù)值模擬方法，研究加載工況、挖空高度、內(nèi)隔板形式、橫隔板間距等不同影響因素下橫隔板的受力性能，研究表明U肋與橫隔板連接處應(yīng)力變化顯著[7-9]；還有部分學(xué)者開展了疲勞試驗(yàn)，研究U肋與橫隔板連接處的應(yīng)力分布情況[10].針對(duì)疲勞性能評(píng)估問題，大多采用名義應(yīng)力或熱點(diǎn)應(yīng)力結(jié)合S-N曲線進(jìn)行評(píng)估.名義應(yīng)力法評(píng)估時(shí)，因焊接結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)眾多，導(dǎo)致疲勞強(qiáng)度曲線數(shù)量龐大.熱點(diǎn)應(yīng)力法評(píng)估所需的S-N曲線較少，但外推方法、應(yīng)用范圍等問題須進(jìn)一步解決.近些年來新的評(píng)估方法不斷涌現(xiàn)，有學(xué)者將結(jié)構(gòu)應(yīng)力法引入U(xiǎn)肋與頂板焊縫評(píng)估中，克服網(wǎng)格尺寸、疲勞強(qiáng)度曲線選取等因素對(duì)評(píng)估結(jié)果的影響[11]；同時(shí)，一些學(xué)者為了簡(jiǎn)化熱點(diǎn)應(yīng)力的評(píng)估過程，更好地為工程實(shí)際服務(wù)，開展了頂板與U肋連接焊縫的參考應(yīng)力研究，并用殼模型和實(shí)體模型進(jìn)行比較[12].鋼橋面板疲勞評(píng)估時(shí)，應(yīng)綜合考慮細(xì)節(jié)構(gòu)造、制作質(zhì)量以及實(shí)際使用狀況等因素[13].

本文作者以某實(shí)橋尺寸為依據(jù)，建立鋼箱梁整體模型和局部子模型，并結(jié)合相關(guān)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，在分析受力特征的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步開展鋼橋面板U肋與橫隔板焊縫疲勞強(qiáng)度研究.受力特征的研究不僅分析了車輪荷載的局部作用，還分析了鋼箱梁整體彎曲與扭轉(zhuǎn)，加載工況符合車輛的實(shí)際行駛狀況.疲勞強(qiáng)度評(píng)估比較了熱點(diǎn)應(yīng)力與參考應(yīng)力，同時(shí)分析了參考應(yīng)力及IIW的S-N曲線適用性，應(yīng)力幅及疲勞壽命結(jié)果表明評(píng)估可靠.

1 有限元模型

1.1 模型建立

以某公路懸索橋?yàn)楸尘袄肁baqus6.16建立有限元模型如圖1所示，整體模型縱橋向長(zhǎng)為18 m，橫橋向長(zhǎng)為29.5 m，共包含6道橫隔板，48道U肋.橫隔板間距為3 200 mm，從整體模型左側(cè)起依次命名為N1～N6，其中N1、N6橫隔板厚度為10 mm，其余橫隔板厚度均為8 mm，并且該懸索橋錨箱中心與N1、N6橫隔板重合，兩吊桿之間的距離為16 m；U肋間距為600 mm，從鋼箱梁中心向兩側(cè)進(jìn)行編號(hào)，依次為U1～U24，其中U2～U7位于超車道，U8～U14位于行車道，U15～U20位于重車道.考慮縱向影響線長(zhǎng)度、邊界約束等因素，關(guān)注的疲勞開裂細(xì)節(jié)位于行車道N4橫隔板.為了減輕工作站計(jì)算負(fù)擔(dān)和提高計(jì)算精度，利用Abaqus提供的子模型技術(shù)建立鋼橋面板局部子模型，該子模型縱橋向長(zhǎng)1 000 mm，橫橋向長(zhǎng)為1 800 mm，豎向高為500 mm，共包含3道U肋.

整體有限元模型采用S4R進(jìn)行網(wǎng)格劃分，全局種子設(shè)置為200 mm，N4橫隔板附近網(wǎng)格尺寸為100 mm，保證了整體模型在子模型邊界處的計(jì)算結(jié)果以節(jié)點(diǎn)位移的形式很好進(jìn)行傳遞；同時(shí)局部子模型采用S8R單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，該單元沿厚度方向共設(shè)置5個(gè)Simpson積分點(diǎn)，網(wǎng)格細(xì)化區(qū)尺寸為0.5 mm，用20 mm網(wǎng)格進(jìn)行過渡，可以充分體現(xiàn)構(gòu)造細(xì)節(jié)處彎曲變形和應(yīng)力集中現(xiàn)象.鋼箱梁采用Q345qD鋼制造，頂板與U肋采用80%熔透焊連接，橫隔板與U肋采用雙面角焊縫連接，鋼材的彈性模量和泊松比分別為2.06×105MPa、0.3.為了體現(xiàn)N1、N6橫隔板處吊桿和鋼箱梁接觸面對(duì)整體有限元模型的約束情況，在鋼箱梁兩端約束所有的平動(dòng)自由度，約束區(qū)到網(wǎng)格細(xì)化區(qū)距離分別為7.4 m和10.6 m，由圣維南原理可知，子模型邊界條件與實(shí)橋極為接近.

1.2 加載工況

采用文獻(xiàn)[14]規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)疲勞車進(jìn)行加載，疲勞車車輪輪距2.0 m，車軸軸距依次為1.2 m、6.0 m、1.2 m，共4軸，軸重120 kN，由于鋪裝層對(duì)車輛荷載具有擴(kuò)散作用，單側(cè)雙輪的加載面積設(shè)為300 mm×700 mm(縱橋向×橫橋向).采用Fortran語言編制Abaqus用戶子程序Dload實(shí)現(xiàn)單側(cè)雙輪加載和整車單側(cè)加載.考慮車輛分車道行駛和車輪的橫向分布概率，在超車道設(shè)置工況T1、T2，在行車道設(shè)置工況T3、T8，在重車道設(shè)置工況T13、T14，在網(wǎng)格細(xì)化區(qū)設(shè)置工況T4～T12，具體情況見表1,加載工況如圖2所示，其中e表示加載面到鋼箱梁中心橫橋向的距離.以整體有限元模型頂板中心為原點(diǎn)建立坐標(biāo)系，加載工況均從z軸負(fù)方向開始，依次經(jīng)過橫隔板N1～N6，加載速度為400 mm/s，單側(cè)雙輪加載時(shí)每種工況42個(gè)荷載步，整車加載考慮車輛長(zhǎng)度每種工況62個(gè)荷載步.

表1 加載工況定義

2 受力特征分析

2.1 U肋焊趾

單側(cè)雙輪荷載縱橋向移動(dòng)時(shí)U肋焊趾主應(yīng)力變化情況見圖3.由圖3(a)可知，工況T1、T2、T3、T13、T14的U肋焊趾應(yīng)力處于低應(yīng)力區(qū)，工況T4、T5、T6的峰值應(yīng)力依次增大，縱橋向應(yīng)力呈升高-降低-升高-降低的變化趨勢(shì)，在N4橫隔板時(shí)應(yīng)力最小，在N3和N4橫隔板之間時(shí)應(yīng)力最大；此外，T1～T6工況始終為拉應(yīng)力，T12～T14工況始終為壓應(yīng)力，產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因?yàn)椋篣肋與橫隔板連接焊縫U肋焊趾處不僅受車輪的局部作用，還受車輛荷載偏壓引起鋼箱梁扭轉(zhuǎn)的作用.由圖3(b)可知，U肋焊趾最不利工況為T7和T11，T7工況產(chǎn)生了48.9 MPa的最大拉應(yīng)力，T11工況產(chǎn)生了38.9 MPa的最大壓應(yīng)力，說明：當(dāng)U肋發(fā)生順時(shí)針扭轉(zhuǎn)，U肋焊趾處呈現(xiàn)壓應(yīng)力狀態(tài)；當(dāng)U肋發(fā)生逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)，U肋焊趾處呈現(xiàn)拉應(yīng)力狀態(tài).

假定平面外彎曲作用方向與板厚方向垂直，平面內(nèi)拉壓作用方向與板厚平行，構(gòu)件表面應(yīng)力值等于面內(nèi)應(yīng)力與面外應(yīng)力矢量疊加.因此，獲取U肋焊趾內(nèi)外兩側(cè)相同位置的應(yīng)力值，可以求出U肋焊趾處的面內(nèi)應(yīng)力σi和面外應(yīng)力σo，計(jì)算公式分別為

(1)

(2)

式中：σl表示U肋焊趾外側(cè)應(yīng)力，σr表示U肋焊趾內(nèi)側(cè)應(yīng)力.

利用式(1)和式(2)進(jìn)行面內(nèi)外應(yīng)力計(jì)算，分析鋼橋面板局部擠壓和扭轉(zhuǎn)變形對(duì)U肋焊趾應(yīng)力的影響，結(jié)果如圖4所示.由圖可知，T7工況和T11工況在U肋焊趾處產(chǎn)生了相反的應(yīng)力狀態(tài)，T7工況下呈現(xiàn)完全受拉狀態(tài)，T11呈現(xiàn)完全受壓狀態(tài)，說明了U肋焊趾受鋼箱梁扭轉(zhuǎn)變形的影響，T7工況時(shí)U肋腹板向外鼓曲，T11工況時(shí)U肋腹板向內(nèi)鼓曲.將面內(nèi)應(yīng)力與面外應(yīng)力進(jìn)行比較，σi在整個(gè)加載過程中很小，而σo卻產(chǎn)生了最大48.6 MPa的應(yīng)力，面內(nèi)應(yīng)力僅占面外應(yīng)力的14.19 %，U肋焊趾處以面外變形為主.

2.2 橫隔板焊趾

采用單側(cè)雙輪荷載進(jìn)行加載，橫隔板焊趾處的主應(yīng)力變化如圖5所示.

由圖5可知，T1～T3和T13～T14工況下應(yīng)力處于低應(yīng)力區(qū)，縱橋向影響線范圍為N3～N5，橫隔板焊趾以受壓為主，最不利工況為T10.橫隔板焊趾面內(nèi)外應(yīng)力計(jì)算與U肋焊趾相同，采用式(1)計(jì)算面內(nèi)應(yīng)力，采用式(2)計(jì)算面外應(yīng)力，結(jié)果如圖6所示，圖中σl和σr具有相同的變化規(guī)律，變化過程中存在應(yīng)力差，這與鋼箱梁縱橋向彎曲在橫隔板處產(chǎn)生面外變形有關(guān)，解釋了σo出現(xiàn)先降低、再升高、再降低的變化趨勢(shì).與U肋焊趾不同，橫隔板焊趾σo出現(xiàn)正負(fù)交替現(xiàn)象，可見橫隔板的面外變形并不是始終朝一側(cè)鼓曲，而是隨著荷載縱橋向移動(dòng)兩側(cè)交替出現(xiàn).橫隔板發(fā)生面外變形的同時(shí)，σi的應(yīng)力始終較大，最大應(yīng)力在N3與N4中間或N4與N5中間出現(xiàn)，此時(shí)σo/σi為28.2 %，可見橫隔板焊趾同時(shí)受面內(nèi)變形和面外變形影響，受力狀況復(fù)雜，而較大面內(nèi)應(yīng)力的產(chǎn)生與U肋橫向變形受阻有關(guān)，在車輪荷載作用下U肋腹板有向外鼓曲的趨勢(shì)，從而對(duì)橫隔板焊趾處施加較大面內(nèi)應(yīng)力.

以上分析可知，U肋與橫隔板連接焊縫處受力復(fù)雜，與鋼箱梁縱向彎曲，橫橋向扭轉(zhuǎn)及局部受壓變形密切相關(guān).U肋焊趾以面外應(yīng)力為主，變形向一側(cè)鼓曲.橫隔板焊趾處受鋼箱梁縱向彎曲影響，發(fā)生向兩側(cè)的反復(fù)鼓曲變形，同時(shí)保持較大的面內(nèi)應(yīng)力，受面內(nèi)應(yīng)力和面外應(yīng)力聯(lián)合作用.

3 疲勞性能評(píng)估

3.1 應(yīng)力參考點(diǎn)分析

為了進(jìn)一步研究鋼橋面板U肋與橫隔板焊縫疲勞強(qiáng)度，在最不利工況下提取U肋焊趾應(yīng)力梯度和橫隔板焊趾應(yīng)力梯度，如圖7所示.由圖7(a)可知，隨著應(yīng)力提取點(diǎn)逐漸遠(yuǎn)離U肋焊趾，應(yīng)力均逐步降低至平穩(wěn)，在距U肋焊趾0～5 mm時(shí)，應(yīng)力變化陡峭，梯度較大.由圖7(b)可知，與橫隔板焊趾垂直的應(yīng)力路徑為P1，與弧形切口重合的應(yīng)力路徑為P2，應(yīng)力沿著應(yīng)力路徑先劇烈減小，在距焊趾5 mm處趨于平穩(wěn).綜上，距焊趾5 mm以外區(qū)域應(yīng)力集中影響極小，可以作為名義應(yīng)力取值點(diǎn)，同時(shí)選取距焊趾2 mm處作為參考應(yīng)力取值點(diǎn).

根據(jù)IIW分類，U肋焊趾屬a類熱點(diǎn)，橫隔板焊趾屬b類熱點(diǎn)，針對(duì)網(wǎng)格粗細(xì)程度的不同，IIW提供不同的外推公式[15].綜合考慮本文的建模方式、網(wǎng)格劃分情況及各外推公式的適用條件，可計(jì)算U肋焊趾熱點(diǎn)應(yīng)力σahs和橫隔板焊趾熱點(diǎn)應(yīng)力σbhs分別為

σahs=1.67·σ0.4t-0.67·σ1.0t

(3)

σbhs=3·σ4mm-3·σ8mm+σ12mm

(4)

式中：σ0.4t、σ1.0t、σ4mm、σ8mm、σ12mm表示外推點(diǎn)應(yīng)力，其下標(biāo)表示距焊趾距離，t表示焊趾處鋼板厚度.

在距焊趾2 mm的位置獲取參考應(yīng)力，利用式(3)和式(4)計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力，參考應(yīng)力和熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算結(jié)果比較如表2所示.表2中U肋焊趾參考應(yīng)力與熱點(diǎn)應(yīng)力結(jié)果相差10%左右，橫隔板焊趾計(jì)算結(jié)果相差5%左右，并且不同應(yīng)力類型進(jìn)行外推，計(jì)算結(jié)果幾乎相同，如U肋焊趾處采用主應(yīng)力和正應(yīng)力進(jìn)行外推，熱點(diǎn)應(yīng)力均為86 MPa左右.同時(shí)發(fā)現(xiàn)對(duì)橫隔板焊趾而言采用不同應(yīng)力路徑得到的熱點(diǎn)應(yīng)力值幾乎相同，如橫隔板焊趾在路徑P1和路徑P2處熱點(diǎn)應(yīng)力均在25 MPa附近.可見，選取距焊趾2 mm處作為參考點(diǎn)與熱點(diǎn)應(yīng)力存在差異，正應(yīng)力或主應(yīng)力均可用于獲取熱點(diǎn)應(yīng)力.

表2 計(jì)算結(jié)果比較

3.2 疲勞強(qiáng)度評(píng)定

采用熱點(diǎn)應(yīng)力或參考應(yīng)力對(duì)鋼箱梁的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)定時(shí)，國(guó)內(nèi)現(xiàn)有規(guī)范并不能提供相應(yīng)的S-N曲線.為了獲取適用于熱點(diǎn)應(yīng)力和參考應(yīng)力的疲勞強(qiáng)度曲線，利用文獻(xiàn)[16]和文獻(xiàn)[17]提供的疲勞壽命數(shù)據(jù)驗(yàn)證IIW提供的兩條S-N曲線的適用性，即FAT90和FAT100.由于文獻(xiàn)中試件的控制應(yīng)力均采用名義應(yīng)力，需要利用Abaqus6.16建立相應(yīng)的模型，然后提取應(yīng)力按照式(3)、式(4)計(jì)算U肋焊趾和橫隔板焊趾的熱點(diǎn)應(yīng)力，同時(shí)在距焊趾2 mm處提取參考應(yīng)力.U肋與橫隔板連接試件熱點(diǎn)應(yīng)力和參考應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如表3所示，表中模型應(yīng)力幅與試驗(yàn)應(yīng)力幅幾乎相等，各試件建?？煽?

表3 U肋與橫隔板連接試件

獲取了應(yīng)力值和對(duì)應(yīng)的疲勞壽命，需要再與S-N曲線(FAT90和FAT100)進(jìn)行比較，如圖8所示.由圖8可知DT試件和UT試件均落在FAT90和FAT100的上方，試件的疲勞強(qiáng)度達(dá)到了設(shè)計(jì)要求，采用熱點(diǎn)應(yīng)力或參考應(yīng)力結(jié)合IIW提供的S-N曲線進(jìn)行疲勞評(píng)估，可以獲得較為相近的評(píng)估結(jié)果.同時(shí)，參考應(yīng)力不需要進(jìn)行外推，獲取簡(jiǎn)單，為某懸索橋U肋與橫隔板連接焊縫的疲勞性能研究提供方便，依據(jù)該結(jié)論也可在實(shí)橋檢測(cè)中通過一個(gè)應(yīng)變片簡(jiǎn)單獲取參考應(yīng)力.

3.3 應(yīng)力幅及疲勞壽命

利用整車單側(cè)模型重新對(duì)T7和T10工況進(jìn)行加載，加載路徑符合車流的實(shí)際行駛狀況，圖9為應(yīng)力變化情況.

圖9中均出現(xiàn)了2個(gè)較大應(yīng)力峰值，峰值正好與整車模型的前側(cè)雙軸與后側(cè)雙軸對(duì)應(yīng)，同時(shí)出現(xiàn)了若干較小應(yīng)力幅，較小的應(yīng)力幅可能由車輛荷載單個(gè)車輪經(jīng)過橫隔板有關(guān).熱點(diǎn)應(yīng)力與參考應(yīng)力變化趨勢(shì)相同，熱點(diǎn)應(yīng)力在參考應(yīng)力上方.

為了比較熱點(diǎn)應(yīng)力幅與參考應(yīng)力幅，應(yīng)力變化經(jīng)雨流計(jì)數(shù)法處理獲取應(yīng)力幅(忽略小于0.1 MPa的應(yīng)力幅).圖10(a)為U肋焊趾處應(yīng)力經(jīng)雨流計(jì)數(shù)法處理后結(jié)果.圖10中整車荷載在U肋焊趾處共產(chǎn)生7個(gè)應(yīng)力幅，參考應(yīng)力幅與熱點(diǎn)應(yīng)力幅僅最大幅值具有顯著差異，差值為14.35 MPa；圖10(b)為橫隔板焊趾處應(yīng)力經(jīng)雨流計(jì)數(shù)法處理后結(jié)果.

圖10中整車荷載在橫隔板焊趾處共產(chǎn)生了6個(gè)應(yīng)力幅，參考應(yīng)力幅與熱點(diǎn)應(yīng)力幅最大差值為5.85 MPa.從最大應(yīng)力幅的比較來看，參考應(yīng)力與熱點(diǎn)應(yīng)力均能很好反映U肋與橫隔板焊縫的疲勞性能，但最大應(yīng)力幅不能代表所有應(yīng)力幅的比較結(jié)果，因此需要結(jié)合Palmgren-Miner線性疲勞累積損傷理論和IIW提供的疲勞強(qiáng)度曲線[18]，計(jì)算整車荷載產(chǎn)生的等效應(yīng)力幅，利用等效應(yīng)力幅進(jìn)行再次比較.利用文獻(xiàn)[18]提供的計(jì)算公式，U肋焊趾參考應(yīng)力的等效應(yīng)力幅為63.10 MPa，橫隔板焊趾參考應(yīng)力等效應(yīng)力幅為69.69 MPa.U肋焊趾熱點(diǎn)應(yīng)力的等效應(yīng)力幅為74.36 MPa，橫隔板焊趾熱點(diǎn)應(yīng)力的等效應(yīng)力幅為63.05 MPa，比較結(jié)果為：U肋焊趾參考應(yīng)力等效應(yīng)力幅比熱點(diǎn)應(yīng)力等效應(yīng)力幅小17.84%，橫隔板參考應(yīng)力等效應(yīng)力幅比熱點(diǎn)應(yīng)力等效應(yīng)力幅大9.53 %，參考應(yīng)力和熱點(diǎn)應(yīng)力獲取的等效應(yīng)力幅之間平均誤差在14%左右.

從利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行疲勞強(qiáng)度評(píng)估的分析中可以獲知，無論是參考應(yīng)力，還是熱點(diǎn)應(yīng)力，U肋與橫隔板焊縫均能滿足FAT90或FAT100的疲勞強(qiáng)度要求.由于收集的試驗(yàn)數(shù)據(jù)有限，很難獲取與參考應(yīng)力相匹配的S-N曲線，偏于保守的可以采用FAT100對(duì)該懸索橋疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè).U肋焊趾或橫隔板焊趾參考應(yīng)力幅未超過曲線FAT100的水平段，可以認(rèn)為該懸索橋U肋與橫隔板連接焊縫很難產(chǎn)生疲勞裂紋.對(duì)該懸索橋近3年的跟蹤數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)疲勞裂紋主要集中在頂板與U肋連接焊縫，U肋與橫隔板焊縫疲勞裂紋鮮有發(fā)現(xiàn)，驗(yàn)證了依據(jù)FAT100利用參考應(yīng)力對(duì)U肋與橫隔板焊縫進(jìn)行疲勞評(píng)估的可靠性.

4 結(jié)論

1)U肋與橫隔板焊縫處面內(nèi)外受力特征顯著，車輛荷載縱橋向移動(dòng)時(shí)，U肋焊趾發(fā)生單側(cè)鼓曲變形，且以面外應(yīng)力為主，橫隔板發(fā)生雙側(cè)反復(fù)鼓曲變形且保持較大的面內(nèi)應(yīng)力；鋼橋面板的扭轉(zhuǎn)、彎曲和局部受壓是引起U肋與橫隔板焊縫復(fù)雜受力的重要原因.

2)應(yīng)力值在距焊趾5 mm范圍內(nèi)急劇變化，5 mm以外區(qū)域受焊縫引起的應(yīng)力集中影響極小，可以作為U肋焊趾或橫隔板焊趾名義應(yīng)力取值點(diǎn)，并建議2 mm處作為參考應(yīng)力取值點(diǎn).同時(shí)，應(yīng)力類型和應(yīng)力路徑對(duì)熱點(diǎn)應(yīng)力的外推值影響不大，熱點(diǎn)應(yīng)力和參考應(yīng)力都能反映焊趾處疲勞強(qiáng)度.

3)考慮不同應(yīng)力幅影響，采用參考應(yīng)力和熱點(diǎn)應(yīng)力獲取的等效應(yīng)力幅之間誤差在14%左右，結(jié)合IIW提供的S-N曲線可以獲得相近的疲勞評(píng)估結(jié)果.可見，依據(jù)FAT100利用參考應(yīng)力對(duì)U肋與橫隔板焊縫進(jìn)行疲勞評(píng)估結(jié)果可靠.

4)將來需要實(shí)測(cè)獲取U肋與橫隔板焊縫的動(dòng)態(tài)應(yīng)力譜，并依據(jù)實(shí)測(cè)應(yīng)力進(jìn)一步驗(yàn)證用參考應(yīng)力進(jìn)行疲勞壽命評(píng)估的可靠性，同時(shí)獲取更多的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，在后續(xù)的研究中擬合更加適用的S-N曲線，擴(kuò)展參考應(yīng)力的適用范圍，促進(jìn)鋼箱梁疲勞壽命評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)化.