基于現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的鋼橋面板疲勞裂紋氣動(dòng)沖擊修復(fù)效果評(píng)估

朱志偉 高 天 吉伯海 袁周致遠(yuǎn)

(江蘇揚(yáng)子江高速通道管理有限公司1) 靖江 214500) (河海大學(xué)土木與交通學(xué)院2) 南京 210098)

0 引 言

正交異性鋼橋面板具有質(zhì)量小、承載力高和施工便捷等優(yōu)點(diǎn)[1-2]，但鋼橋面板由于受到焊縫缺陷、焊接殘余應(yīng)力等不利因素的影響，在交通荷載的反復(fù)作用下極易產(chǎn)生疲勞損傷[3-4].目前較為成熟的疲勞修復(fù)方法包括鉆孔止裂法、裂紋焊合法和局部補(bǔ)強(qiáng)法[5-7]等.然而上述方法在實(shí)橋應(yīng)用時(shí)均存在結(jié)構(gòu)二次損傷和施工困難等弊端，會(huì)對(duì)鋼橋安全服役埋下諸多技術(shù)隱患.

近年來(lái)，基于錘擊原理的氣動(dòng)沖擊修復(fù)技術(shù)得到了廣泛應(yīng)用.氣動(dòng)沖擊通過(guò)高速運(yùn)動(dòng)的沖擊頭碰撞鋼材表面，使鋼材體晶格變化產(chǎn)生塑性變形，從而使裂紋表面開口閉合，同時(shí)引入殘余壓應(yīng)力.國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)該項(xiàng)技術(shù)開展了大量研究，結(jié)果表明：氣動(dòng)沖擊可顯著延長(zhǎng)裂紋剩余疲勞壽命[8-9]，同時(shí)基于疲勞試驗(yàn)提出了氣動(dòng)沖擊建議技術(shù)參數(shù)和效果評(píng)價(jià)指標(biāo)[10].

然而現(xiàn)有研究手段多依賴于室內(nèi)疲勞試驗(yàn)，受試驗(yàn)設(shè)備限制，疲勞試驗(yàn)的邊界條件和施加荷載等因素通常作簡(jiǎn)化處理，試件裂紋均承受純張拉荷載，難以模擬服役環(huán)境下實(shí)橋疲勞裂紋的耦合受力特征.為了全面評(píng)估疲勞裂紋氣動(dòng)沖擊修復(fù)效果，有必要進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)復(fù)合型疲勞裂紋監(jiān)測(cè)研究.

文中依托江蘇省某千米級(jí)跨江懸索鋼箱梁橋(以下簡(jiǎn)稱J橋)，進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)復(fù)合型裂紋氣動(dòng)沖擊維修和監(jiān)測(cè).從裂尖應(yīng)變場(chǎng)和疲勞應(yīng)力譜等多角度分析，揭示了實(shí)橋疲勞裂紋的復(fù)合受力特征，評(píng)估了復(fù)合型裂紋氣動(dòng)沖擊的修復(fù)效果.

1 實(shí)橋監(jiān)測(cè)方案

1.1 測(cè)點(diǎn)選取

為了保證選取的測(cè)點(diǎn)具有代表性，基于J橋疲勞裂紋位置分布統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)，選取了位于第144號(hào)橫隔板，下游第12號(hào)U肋的裂紋開展現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)，見圖1.該裂紋位于下游變換車道，屬于過(guò)焊孔處頂板裂紋，橫隔板南北兩側(cè)裂紋長(zhǎng)度共計(jì)283 mm.由于北側(cè)裂紋尖端較為平整，因此作為本研究的測(cè)量點(diǎn)位.

圖1 測(cè)點(diǎn)選取位置

1.2 應(yīng)變測(cè)試方案

現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)方案中，擬在裂紋尖端布置三向張拉型應(yīng)變花(簡(jiǎn)稱TG片)和環(huán)狀應(yīng)變片(簡(jiǎn)稱CG片).其中TG片用于標(biāo)記裂尖主應(yīng)力方向，CG片用于監(jiān)測(cè)裂尖復(fù)雜受力狀態(tài).現(xiàn)場(chǎng)布置見圖2，其中CG片圓心對(duì)準(zhǔn)裂紋，應(yīng)變絲由下到上分別記作C1～C4(張拉應(yīng)變絲為C1、C4，剪切應(yīng)變絲為C2、C3).TG片沿著裂尖垂直表面上下對(duì)稱布置，測(cè)點(diǎn)距離裂尖表面8 mm，與該處U肋厚度相一致，應(yīng)變絲分別記作CD1～CD6.其中CD1、CD4與裂紋長(zhǎng)度方向垂直，用于測(cè)量張拉應(yīng)力，CD3、CD5與裂紋長(zhǎng)度方向水平，用于測(cè)量剪切應(yīng)力，CD2、CD5與裂紋長(zhǎng)度方向呈45°夾角.

圖2 應(yīng)變片布置

采用優(yōu)泰動(dòng)態(tài)信號(hào)分析系統(tǒng)對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行采樣，采集頻率為512 Hz，維修前采集從AM11:28開始至次日AM11:28結(jié)束，歷經(jīng)24 h，維修后采集從PM12:44開始至次日AM11:44結(jié)束，歷經(jīng)23 h.

1.3 氣動(dòng)沖擊修復(fù)

第一次數(shù)據(jù)采集后，進(jìn)行氣動(dòng)沖擊修復(fù)處理，沖擊頭尺寸為5 mm×5 mm，沖擊頻率為90 Hz，采用三次沖擊的方式對(duì)裂紋進(jìn)行完全沖擊，見圖3.

圖3 氣動(dòng)沖擊維修

沖擊結(jié)束后，鋼材表面產(chǎn)生了明顯的塑性變形，裂紋表面閉合且不可見.由于裂紋尖端粘貼應(yīng)變片的緣故，因此裂尖區(qū)域并未進(jìn)行沖擊，整條裂紋的沖擊覆蓋率為90%，可以近似的認(rèn)為沖擊覆蓋率為100%.

2 復(fù)合型疲勞裂紋受力特征分析

2.1 裂紋尖端應(yīng)變時(shí)程分析

由于采集數(shù)據(jù)量過(guò)于龐大且較難處理，因此對(duì)維修前24 h監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行切分，選取1 h相同時(shí)間內(nèi)張拉和剪切測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)，用于分析復(fù)合型疲勞裂紋的尖端應(yīng)變特征.通過(guò)刪除高頻振動(dòng)干擾、零均值處理等濾波手段對(duì)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行預(yù)處理，從而消除應(yīng)變響應(yīng)的“零飄”干擾.

以CG片為研究對(duì)象，對(duì)預(yù)處理后的應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行提取和分析，得到不同車軸車輛荷載作用下，裂紋尖端上下面張拉型(C1和C4)和剪切型(C2和C3)局部應(yīng)變場(chǎng).限于篇幅，僅選取六軸車應(yīng)變時(shí)程進(jìn)行分析，見圖4.

圖4 六軸車應(yīng)變時(shí)程

由圖4可知，車輛經(jīng)過(guò)時(shí)，CG片張拉和剪切應(yīng)變絲的變化幅值較大，六軸車經(jīng)過(guò)時(shí)，最大拉應(yīng)力可達(dá)27 MPa，最大剪切應(yīng)力可達(dá)30 MPa.張拉型應(yīng)變時(shí)程表明裂紋前緣處于拉壓循環(huán)狀態(tài)，剪切型應(yīng)變時(shí)程表明裂紋前緣上、下表面的應(yīng)變方向相反，裂尖相互錯(cuò)動(dòng).在對(duì)裂紋進(jìn)行宏觀觀測(cè)時(shí)發(fā)現(xiàn)，裂紋上、下面相互錯(cuò)動(dòng)，不在同一平面內(nèi)，受面外變形的影響，表明該條裂紋是典型的Ⅰ、Ⅱ復(fù)合型裂紋，裂紋尖端受拉壓-剪切循環(huán)作用.

2.2 裂紋尖端主應(yīng)力分析

以TG片為研究對(duì)象，選取單個(gè)車輪經(jīng)過(guò)測(cè)點(diǎn)為計(jì)算模型，分析裂紋尖端區(qū)域最大主應(yīng)力及其方向變化情況.圖5為單車輪作用下測(cè)點(diǎn)最大主應(yīng)力及其方向時(shí)程圖，單車輪經(jīng)過(guò)測(cè)點(diǎn)的過(guò)程中，最大主應(yīng)力大小及方向主要經(jīng)歷了三個(gè)階段.

圖5 單車輪經(jīng)過(guò)下裂尖主應(yīng)力及其方向

經(jīng)分析，單車輪經(jīng)過(guò)時(shí)裂尖最大主應(yīng)力以及方向的三階段變化，對(duì)應(yīng)于裂紋的三種不同的擴(kuò)展模式，見圖6.階段Ⅰ為車輪接近裂紋尖端但尚未達(dá)到裂紋正上方階段(1→2)，裂紋尖端主應(yīng)力方向于ε0的正向呈-90°夾角，此時(shí)裂尖上、下面呈相互張開的趨勢(shì)，表明該階段裂紋的擴(kuò)展以張開型為主，該階段的特點(diǎn)是：最大主應(yīng)力較小，但其持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng).階段Ⅱ?yàn)檐囕喛拷鸭庵疗湔戏诫A段(2→3)，裂尖主應(yīng)力方向于ε0的正向由90°轉(zhuǎn)變?yōu)?5°，此時(shí)裂尖上、下面之間呈相互擠壓的趨勢(shì)，裂紋尖端閉合，表明該階段裂紋不擴(kuò)展，但該階段持續(xù)時(shí)間較短.階段Ⅲ為車輪位于裂尖正上方至其逐漸遠(yuǎn)離階段(3→4)，裂尖主應(yīng)力方向于ε0的正向由45°轉(zhuǎn)變?yōu)?°，此時(shí)裂尖上、下面之間呈相互錯(cuò)動(dòng)的趨勢(shì)，這表明該階段裂紋的擴(kuò)展以剪切型為主，該階段的特點(diǎn)是：最大主應(yīng)力較大，但其持續(xù)時(shí)間較短.

圖6 單車輪經(jīng)過(guò)下裂紋三階段擴(kuò)展模型

由圖6可知，在不考慮前后車輪耦合作用的前提下，單車輪經(jīng)過(guò)裂尖過(guò)程中，裂尖擴(kuò)展為張開—閉合—剪切的三階段擴(kuò)展模式，表明該條裂紋是張拉—剪切復(fù)合型裂紋.同時(shí)，當(dāng)裂紋繼續(xù)擴(kuò)展時(shí)，對(duì)應(yīng)于階段Ⅰ和階段Ⅲ的時(shí)間逐漸增大，將進(jìn)一步促進(jìn)裂紋的擴(kuò)展，導(dǎo)致裂紋的擴(kuò)展速率持續(xù)增大，因此有必要采取相應(yīng)的措施對(duì)該條裂紋進(jìn)行及時(shí)的修補(bǔ).

3 氣動(dòng)沖擊修復(fù)效果評(píng)估

3.1 維修前后裂尖應(yīng)力場(chǎng)

氣動(dòng)沖擊維修后裂紋開口形成閉合面，裂紋部位在一定程度上恢復(fù)受力，勢(shì)必會(huì)對(duì)裂紋尖端應(yīng)力場(chǎng)產(chǎn)生影響.分別提取維修前后1 h內(nèi)不同軸數(shù)車輛經(jīng)過(guò)時(shí)的裂尖應(yīng)力時(shí)程，為了確保數(shù)據(jù)相對(duì)可靠，提取數(shù)據(jù)均為相同時(shí)間段內(nèi)引起最大應(yīng)變響應(yīng)的車輛.由于數(shù)據(jù)量較大且應(yīng)力響應(yīng)具有相似性，僅對(duì)六軸車進(jìn)行應(yīng)力時(shí)程對(duì)比，見圖7a).

由圖7a)可知，對(duì)于張拉應(yīng)力測(cè)點(diǎn)(C4)，氣動(dòng)沖擊維修后，尖端應(yīng)力時(shí)程具有與維修前相似的變化趨勢(shì)，但應(yīng)力值大幅度減小.氣動(dòng)沖擊維修前車軸經(jīng)過(guò)測(cè)點(diǎn)時(shí)，裂紋尖端應(yīng)力波均在[-75，25 MPa]之間波動(dòng)，氣動(dòng)沖擊維修后，裂紋尖端應(yīng)力波動(dòng)范圍為[-30，5 MPa].尤其是對(duì)于裂紋擴(kuò)展有積極作用的拉應(yīng)力值，在經(jīng)過(guò)氣動(dòng)沖擊維修時(shí)，其值均在10 MPa以下，對(duì)裂紋張拉擴(kuò)展的“遲滯”效應(yīng)起到了積極作用.

對(duì)于剪切應(yīng)力測(cè)點(diǎn)(C2與C3)，見圖7b).氣動(dòng)沖擊維修后，裂尖應(yīng)力時(shí)程的變化趨勢(shì)和應(yīng)力值大小均有不同程度的改變.氣動(dòng)沖擊維修前，裂紋上下表面處于“分離狀態(tài)”，車輪荷載經(jīng)過(guò)時(shí)，裂紋上表面測(cè)點(diǎn)(C3)以壓應(yīng)力為主，應(yīng)力波動(dòng)范圍為-40～5 MPa，裂紋下表面測(cè)點(diǎn)(C2)以拉應(yīng)力為主，應(yīng)力波動(dòng)范圍為-5～25 MPa，裂紋尖端在拉壓應(yīng)力作用下產(chǎn)生“撕扯”，引起裂紋的剪切型擴(kuò)展.氣動(dòng)沖擊維修后，C2、C3測(cè)點(diǎn)應(yīng)力波以0 MPa上下波動(dòng)，其應(yīng)力波動(dòng)范圍分別為-5～10 MPa、-10～5 MPa，應(yīng)力波動(dòng)趨勢(shì)的改變表明此時(shí)裂紋上下表面相互接觸形成整體，在車輪作用下與整體鋼材一樣形成拉壓循環(huán)的應(yīng)力響應(yīng).對(duì)于剪切應(yīng)力測(cè)點(diǎn)，在氣動(dòng)沖擊維修后，裂尖應(yīng)力時(shí)程波動(dòng)以及大小的改變，對(duì)裂紋剪切破壞的“遲滯”效應(yīng)起到了積極作用.

圖7 六軸車維修前后應(yīng)力時(shí)程對(duì)比

張拉應(yīng)力中壓應(yīng)力對(duì)裂紋擴(kuò)展不具有貢獻(xiàn)，因此剔除圖7中壓應(yīng)力幅值，繪制不同類型車輛經(jīng)過(guò)時(shí)的最大拉應(yīng)力對(duì)比圖，見圖8.由圖8可知:氣動(dòng)沖擊維修后，裂尖最大張拉應(yīng)力均大幅降低，平均降幅為85%.維修后的最大張拉應(yīng)力均小于5 MPa，說(shuō)明氣動(dòng)沖擊作用下引入的殘余壓應(yīng)力可以有效降低引起裂紋擴(kuò)展的張拉應(yīng)力場(chǎng)，使得裂尖應(yīng)力以壓應(yīng)力為主.

圖8 C4測(cè)點(diǎn)維修前后拉應(yīng)力對(duì)比

對(duì)于剪切應(yīng)力，無(wú)論是剪切拉應(yīng)力還是剪切壓應(yīng)力，對(duì)裂紋的擴(kuò)展均有貢獻(xiàn).因此依據(jù)上述應(yīng)力時(shí)程圖，繪制C2、C3剪切測(cè)點(diǎn)的最大剪切拉應(yīng)力和壓應(yīng)力，見圖9.由圖9可知:對(duì)于C2測(cè)點(diǎn)，維修后的最大剪切拉壓應(yīng)力均有一定程度的減小，對(duì)延緩裂紋擴(kuò)展起到了積極作用.對(duì)于C3測(cè)點(diǎn)，維修后的剪切壓應(yīng)力大幅度減小，而剪切拉應(yīng)力有略微增大.整體而言，由于裂紋閉合之后引入的殘余壓應(yīng)力和剪切阻力等復(fù)雜應(yīng)力的影響，該測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力得到了重分布，剪切拉壓應(yīng)力更為均勻，且應(yīng)力幅值大幅減小.

圖9 剪切測(cè)點(diǎn)維修前后拉壓應(yīng)力對(duì)比

3.2 維修前后裂尖疲勞應(yīng)力幅

依據(jù)上述雨流計(jì)數(shù)法計(jì)算原理，對(duì)CG片四個(gè)測(cè)點(diǎn)(C1～C4)的24 h應(yīng)力時(shí)程數(shù)據(jù)進(jìn)行疲勞應(yīng)力譜統(tǒng)計(jì)，同時(shí)忽略5 MPa以下低應(yīng)力幅循環(huán)次數(shù)，雨流結(jié)果見表1及圖10.從表1中可知:在忽略低應(yīng)力幅的前提下，維修前的裂尖1 d內(nèi)的5 MPa以上應(yīng)力循環(huán)次數(shù)較高，其中張拉應(yīng)力測(cè)點(diǎn)可達(dá)45 000次，剪切應(yīng)力測(cè)點(diǎn)可達(dá)33 000次，經(jīng)過(guò)氣動(dòng)沖擊維修后，高應(yīng)力幅的循環(huán)次數(shù)顯著降低，四個(gè)測(cè)點(diǎn)的循環(huán)次數(shù)平均降低11 500次.從圖中可知，對(duì)于張拉應(yīng)力測(cè)點(diǎn)，維修前應(yīng)力幅分布范圍為0～140 MPa，且隨著應(yīng)力幅的增加，呈現(xiàn)單調(diào)遞減的趨勢(shì).氣動(dòng)沖擊維修后，高應(yīng)力幅消失，張拉應(yīng)力幅分布范圍為0～50 MPa，且小于30 MPa的低應(yīng)力幅占比高于90%，表明經(jīng)過(guò)氣動(dòng)沖擊維修后，裂尖張拉應(yīng)力幅顯著降低，張拉應(yīng)力幅降低率高達(dá)64%，可以有效降低Ⅰ型裂紋的擴(kuò)展速率.對(duì)于剪切應(yīng)力測(cè)點(diǎn)，維修前應(yīng)力幅分布范圍為0～55 MPa，氣動(dòng)沖擊維修后的應(yīng)力幅分布范圍為0～20 MPa，同樣說(shuō)明氣動(dòng)沖擊維修后，裂尖剪切應(yīng)力幅顯著降低，剪切應(yīng)力幅同樣降低64%，對(duì)于延緩剪切型裂紋的擴(kuò)展起到積極作用.

表1 維修前后CG片測(cè)點(diǎn)應(yīng)力循環(huán)次數(shù)

4 結(jié) 論

1)鋼橋面板萌生于頂板-U肋焊縫并向U肋母材擴(kuò)展的裂紋尖端張拉、剪切應(yīng)力均具有較大水平，屬于典型的I-II復(fù)合型疲勞裂紋.

2)鋼橋面板復(fù)合型裂紋呈現(xiàn)為張開—閉合—剪切的三階段擴(kuò)展模式，且隨著裂紋長(zhǎng)度的增大，閉合階段的持續(xù)時(shí)間減小，張開和剪切階段的持續(xù)時(shí)間增大.

3)氣動(dòng)沖擊可以改善疲勞裂紋尖端的應(yīng)變場(chǎng)和應(yīng)力幅，沖擊后張拉和剪切應(yīng)變下降60%以上，應(yīng)力幅計(jì)數(shù)降低30%以上.氣動(dòng)沖擊修復(fù)技術(shù)能夠有效延緩或阻止復(fù)合型裂紋的擴(kuò)展.