基于裂紋擴(kuò)展的鋼橋面板弧形切口疲勞性能研究

楊力

(河南省豫晉高速公路建設(shè)有限公司，河南 三門峽 472200)

0 引言

正交異性鋼橋面板具有自重輕、承載力大和結(jié)構(gòu)造型美觀等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于公路、鐵路以及城市道路鋼結(jié)構(gòu)橋梁中。然而，自1971年英國(guó)塞文橋檢測(cè)出疲勞裂紋以來(lái)，鋼橋面板的疲勞開(kāi)裂問(wèn)題一直未得到有效解決，鋼橋面板疲勞研究一直是鋼橋領(lǐng)域熱點(diǎn)問(wèn)題[1-3]。鋼橋面板構(gòu)造復(fù)雜、連接焊縫較多，疲勞裂紋分布具有一定的隨機(jī)性，國(guó)內(nèi)外既有的檢測(cè)信息表明萌生于弧形切口處的疲勞裂紋占所有檢出裂紋的50%以上[4]。因此，開(kāi)展橫隔板弧形切口的疲勞性能研究對(duì)鋼橋面板具有十分重要的工程意義。

弧形切口區(qū)域包括縱肋與橫隔板交叉連接、橫隔板弧形切口，局部構(gòu)造復(fù)雜，且切口處應(yīng)力集中顯著。國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)鋼橋面板弧形切口疲勞性能進(jìn)行了系統(tǒng)的研究，De Corte[5]通過(guò)10個(gè)閉口肋弧形切口模型疲勞試驗(yàn)，研究了不同切口形式的應(yīng)力分布狀態(tài)，分析了參數(shù)變化對(duì)細(xì)節(jié)疲勞性能的影響。唐亮等[6]、王春生等[7]和吉伯海等[8]通過(guò)有限元模擬對(duì)多種弧形切口形式進(jìn)行受力分析，研究了疲勞荷載作用下細(xì)節(jié)疲勞應(yīng)力幅變化特點(diǎn)及弧形切口參數(shù)的影響規(guī)律，提出了改善細(xì)節(jié)疲勞性能的有益措施。高立強(qiáng)[9]采用有限單元法，通過(guò)對(duì)主拉應(yīng)力或面外應(yīng)力比率的變化規(guī)律，確定了橫梁腹板切口形狀對(duì)正交異性鋼橋面板疲勞性能的影響規(guī)律。祝志文等[10]采用名義應(yīng)力法、熱點(diǎn)應(yīng)力法對(duì)細(xì)節(jié)的疲勞性能進(jìn)行評(píng)估，確定了弧形切口疲勞性能的主要影響因素。張龍威等[11]基于加載測(cè)試對(duì)比分析了傳統(tǒng)瀝青鋪裝和超高性能混凝土(UHPC)鋪裝的鋼橋面板弧形切口受力特性，采用熱點(diǎn)應(yīng)力法對(duì)細(xì)節(jié)疲勞性能進(jìn)行評(píng)估。陳卓異等[12]提出采用切割孔形的方法對(duì)已開(kāi)裂弧形切口細(xì)節(jié)進(jìn)行修復(fù)，并對(duì)切割孔形的圓弧半徑、直線長(zhǎng)度和傾角進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化?？妈吹萚13]和何志剛等[14]分別以鋼箱梁橋面板為例，分析了弧形切口的疲勞性能，基于熱點(diǎn)應(yīng)力法對(duì)不同切口形式進(jìn)行對(duì)比分析。李愛(ài)群等[15]、黃炎等[16]和杜柏松等[17]通過(guò)焊接過(guò)程和焊縫凝結(jié)過(guò)程的熱力耦合模擬分析，確定了弧形切口區(qū)域殘余應(yīng)力分布規(guī)律。王春生等[18]和汪珍等[19]通過(guò)有限元模擬指出弧形切口細(xì)節(jié)在殘余應(yīng)力影響下處于“拉—拉”應(yīng)力狀態(tài)，并對(duì)弧形切口細(xì)節(jié)裂紋擴(kuò)展進(jìn)行了模擬分析。上述研究成果為鋼橋面板設(shè)計(jì)提供了重要的技術(shù)支撐，有力促進(jìn)了鋼橋面板的廣泛應(yīng)用。

已開(kāi)展的研究大多采用名義應(yīng)力法、熱點(diǎn)應(yīng)力法來(lái)表征弧形切口的疲勞性能，而實(shí)際工程中弧形切口細(xì)節(jié)疲勞開(kāi)裂較為常見(jiàn)，反映出傳統(tǒng)疲勞性能表征方法在進(jìn)行疲勞細(xì)節(jié)優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)效果不太理想。本研究以某三跨斜拉橋?yàn)橐劳校x取國(guó)內(nèi)外典型的弧形切口形式，建立鋼橋面板有限元節(jié)段模型，研究不同弧形切口形式的殘余應(yīng)力分布，采用擴(kuò)展有限元方法建立弧形切口細(xì)節(jié)數(shù)值模型，對(duì)鋼橋面板弧形切口疲勞性能進(jìn)行研究。

1 弧形切口形式及受力分析

1.1 典型弧形切口形式

早期縱向加勁肋與橫隔板連接采用加勁肋與橫隔板兩側(cè)分別焊接，英國(guó)運(yùn)輸和道路研究試驗(yàn)所(Transport and Road Research Laboratory, TRRL)在進(jìn)行塞文橋加固時(shí)采用將橫隔板切工藝孔，使得縱向加勁肋連續(xù)通過(guò)。工程實(shí)踐表明縱肋與橫隔板交叉部位受面內(nèi)、面外應(yīng)力的影響，采用縱向加勁肋連續(xù)通過(guò)的方式可以有效提高細(xì)節(jié)疲勞強(qiáng)度，目前工程中幾乎全部采用此連接方式。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)縱肋與橫隔板交叉部位疲勞性能開(kāi)展了大量的研究工作，常用的弧形切口形式如圖1所示。形式Ⅰ為歐洲規(guī)范[20]推薦的公路鋼橋切口形式，形式Ⅱ?yàn)槊绹?guó)AASHTO規(guī)范[21]推薦形式，切口類似“U”形，采用圓弧進(jìn)行過(guò)渡。形式Ⅲ為實(shí)際公路鋼橋中使用較多的切口形式，與形式Ⅰ、形式Ⅱ相比切口高度較小，與縱向加勁肋連接的圓弧半徑較大，可以有效降低應(yīng)力集中，被江陰長(zhǎng)江大橋、虎門大橋等大型橋梁采用。形式Ⅵ，又稱為Haibach形式，歐洲規(guī)范建議鐵路橋梁采用此切口形式。本研究針對(duì)4種常用的公路鋼橋面板弧形切口形式，采用擴(kuò)展有限元方法弧形切口的疲勞性能進(jìn)行研究。

1.2 弧形切口細(xì)節(jié)應(yīng)力分析

某雙塔雙索面結(jié)合梁斜拉橋總體布置如圖2(a)所示，跨徑布置為(55 000+45 000+220 000+45 000+55 000) mm，結(jié)構(gòu)為半漂浮體系。邊跨和部分主跨共109 400 mm采用混凝土箱梁，中跨197 200 mm采用流線型扁平鋼箱梁，中間分別設(shè)置2 000 mm鋼-混凝土結(jié)合段。橋面全寬34 500 mm，雙向六車道布置，兩側(cè)分別設(shè)置有3 500 mm寬的人行道。鋼箱梁截面如圖2(b)所示，中心線高度3 300 mm，兩側(cè)風(fēng)嘴寬度4 197.5 mm，采用工字形開(kāi)口截面。底板3 855.5、3 583 mm段為直線段，中間采用半徑25 000 mm的圓弧過(guò)渡。鋼箱梁面板采用正交異性板，橫隔板間距為3 400 mm。鋼箱梁鋼板厚度16 mm，頂板閉口加勁肋厚度8 mm，底板12 mm，底板閉口加勁肋厚度6 mm，橫隔板厚度12 mm。

圖2 某結(jié)合梁斜拉橋Fig.2 A cable-stayed bridge of composite girder

本研究依托實(shí)際工程開(kāi)展弧形切口疲勞性能研究，基于ABAQUS軟件建立鋼箱梁節(jié)段模型和弧形切口實(shí)體子模型，如圖3所示。節(jié)段模型長(zhǎng)14 000 mm，包含4個(gè)完整的橫隔板間距，橫向不包括風(fēng)嘴部分，在進(jìn)行數(shù)值分析時(shí)僅變化弧形切口形式，其他參數(shù)均保持不變，如圖3(a)所示。不同切口形式的實(shí)體子模型橫隔板高度均取200 mm，完全包含橫隔板與縱向加勁肋連接焊縫，加勁肋縱向長(zhǎng)度取160 mm，弧形切口細(xì)節(jié)實(shí)體子模型如圖3(b)所示。節(jié)段模型采用殼單元S4R，實(shí)體子模型采用實(shí)體單元C3D8R，假定鋼材為各向同性、均質(zhì)的理想彈塑性材料，本構(gòu)關(guān)系采用雙折線模型，彈性模量為210 GPa、泊松比為0.3。節(jié)段模型橫橋向截?cái)辔恢貌捎脤?duì)稱約束UZ=RX=RY=0、縱橋向截?cái)辔恢檬┘覷X=RY=RZ=0，拉索錨固位置約束豎向位移UY=0，對(duì)橫隔板施加平動(dòng)自由度約束UX=UY=UZ=0和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度約束RX=RY=RZ=0。實(shí)體子模型邊界采用ABAQUS軟件中“殼-實(shí)體耦合”約束與節(jié)段殼模型連接。

為滿足加載步要求，鋼橋面板單元大小劃分為100 mm，關(guān)注的弧形切口區(qū)域?qū)嶓w子模型為2 mm。采用《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG D64—2015)[21]中疲勞車輛荷載模型Ⅲ單軸進(jìn)行加載，軸重120 kN。輪載著地面積按45°擴(kuò)散，鋪裝層厚度70 mm，計(jì)算得到輪胎實(shí)際著地面積740 mm(橫向)×

圖3 鋼橋面板節(jié)段模型Fig.3 Segmental model of steel bridge deck

340 mm(縱向)?；贏baqus軟件編制移動(dòng)加載DLOAD程序，縱向加載步距200 mm、橫向加載步距150 mm，共進(jìn)行345個(gè)加載工況(縱向69個(gè)、橫向5個(gè))。

當(dāng)車輪荷載中心位于弧形切口細(xì)節(jié)正上方時(shí)，細(xì)節(jié)疲勞應(yīng)力最大，以弧形切口Ⅰ為例，細(xì)節(jié)應(yīng)力分布如圖4所示?；⌒吻锌诩?xì)節(jié)在車輛荷載作用下，細(xì)節(jié)均處于受壓狀態(tài)，縱肋與橫隔板焊趾位置處于受拉狀態(tài)。當(dāng)軸載作用在弧形切口細(xì)節(jié)相鄰跨時(shí)，細(xì)節(jié)應(yīng)力變化顯著，軸載縱向位于切口上方時(shí)，細(xì)節(jié)應(yīng)力達(dá)到峰值?；⌒吻锌诩?xì)節(jié)疲勞應(yīng)力影響線如圖5所示，其中切口形式Ⅱ疲勞應(yīng)力最大，疲勞主應(yīng)力為87.8 MPa，切口形式Ⅲ疲勞應(yīng)力最小，疲勞主應(yīng)力為74.6 MPa。切口形式Ⅰ疲勞主應(yīng)力為79.0 MPa，切口形式Ⅵ疲勞主應(yīng)力為81.6 MPa。當(dāng)軸載移動(dòng)至距離弧形切口1倍橫隔板間距以外時(shí)，弧形切口呈受壓狀態(tài)，此時(shí)細(xì)節(jié)疲勞應(yīng)力較小，4種切口形式拉應(yīng)力均低于10 MPa。

圖4 弧形切口細(xì)節(jié)應(yīng)力分布

圖5 弧形切口細(xì)節(jié)疲勞應(yīng)力影響線Fig.5 Fatigue stress of arc cutout detail

2 弧形切口細(xì)節(jié)殘余應(yīng)力分析

弧形切口細(xì)節(jié)在輪載作用下均處于受壓狀態(tài)，一般認(rèn)為不會(huì)萌生疲勞裂紋或初始裂紋處于閉合狀態(tài)。然而，基于實(shí)橋檢測(cè)結(jié)果弧形切口區(qū)域疲勞裂紋較多[3]，已成為鋼橋面板主要的疲勞開(kāi)裂細(xì)節(jié)。文獻(xiàn)[15]采用參數(shù)化建模，對(duì)橫隔板與縱向加勁肋焊接過(guò)程進(jìn)行模擬，確定了弧形切口區(qū)域存在較高的殘余應(yīng)力場(chǎng)。為開(kāi)展鋼橋面板弧形切口細(xì)節(jié)疲勞裂紋擴(kuò)展分析，本研究建立熱彈塑性有限元模型，對(duì)不同切口形式的殘余應(yīng)力分布進(jìn)行研究。

2.1 焊接模擬有限元模型建立

橫隔板與縱向加勁肋采用雙面角焊縫連接，焊接過(guò)程模擬分為2個(gè)階段，先進(jìn)行一側(cè)焊縫模擬，待焊接區(qū)域溫度冷卻至環(huán)境溫度，再進(jìn)行另一側(cè)焊縫模擬。本研究采用順序耦合分析法進(jìn)行殘余應(yīng)力分析，利用傳熱單元模擬焊接過(guò)程的溫度場(chǎng)分布，將溫度場(chǎng)作為外荷載施加到力學(xué)求解有限元模型上，進(jìn)行熱力耦合分析，最終確定焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)。在鋼橋面板節(jié)段殼模型中，建立弧形切口細(xì)節(jié)的局部實(shí)體子模型，如圖3(b)所示。

焊接溫度場(chǎng)分析采用DC3D8八節(jié)點(diǎn)線性六面體傳熱單元，殘余應(yīng)力分析采用C3D8R單元。焊接溫度場(chǎng)與殘余應(yīng)力場(chǎng)模擬時(shí)，網(wǎng)格需完全一致，實(shí)體子模型網(wǎng)格大小為5 mm。切口形式Ⅰ模型共6 334個(gè)單元，切口形式Ⅱ模型共6 264個(gè)單元，切口形式Ⅲ模型共6 498個(gè)單元，切口形式Ⅵ模型共6 780個(gè)單元。焊接熱分析時(shí)，設(shè)置實(shí)體子模型與空氣接觸面均為散熱面，殘余應(yīng)力分析時(shí)，約束縱肋和橫隔板頂、底部豎向位移Uy=0，橫隔板橫向邊界施加x方向?qū)ΨQ約束Ux=Ry=Rz=0，在縱肋腹板的縱向兩端施加縱向位移約束Uz=0。采用“生死單元法”模擬焊縫的形成，編制移動(dòng)熱源子程序DFLUX實(shí)現(xiàn)熱源模型移動(dòng)，熱源模型采用雙橢球體熱源模型。鋼材的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容、對(duì)流換熱系數(shù)等常數(shù)參照文獻(xiàn)[18]選用。

2.2 焊接殘余應(yīng)力分析

焊接完成后冷卻至常溫狀態(tài)，弧形切口細(xì)節(jié)的殘余應(yīng)力分布如圖6所示。焊縫周圍焊接殘余應(yīng)力峰值達(dá)到Q345qD的屈服強(qiáng)度，受弧形切口形式的影響殘余應(yīng)力分布規(guī)律差異顯著。切口形式Ⅰ、Ⅱ、Ⅵ的殘余應(yīng)力影響范圍更廣，在橫隔板-縱肋焊趾周圍產(chǎn)生較大影響，切口形式Ⅲ影響范圍較小，且殘余應(yīng)力峰值明顯小于其他切口形式?；⌒吻锌趨^(qū)域受焊接過(guò)程影響，殘余應(yīng)力沿切口周邊呈現(xiàn)非線性變化趨勢(shì)，且均為拉應(yīng)力。

圖6 弧形切口細(xì)節(jié)焊接殘余應(yīng)力分布Fig.6 Welding residual stress distribution of arc cutout detail

為驗(yàn)證焊接殘余應(yīng)力模擬的準(zhǔn)確性，選取橫隔板與縱肋連接焊縫焊接路徑上焊接殘余應(yīng)力分布，并與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，如圖7所示。文獻(xiàn)[22]針對(duì)弧形切口形式I采用盲孔法進(jìn)行焊接殘余應(yīng)力測(cè)試，沿焊縫方向(y方向)殘余應(yīng)力與本研究模擬結(jié)果誤差小于10%，可以認(rèn)為本研究弧形切口區(qū)域焊接殘余應(yīng)力模擬結(jié)果準(zhǔn)確。不同弧形切口形式的焊接方向上殘余應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，在起弧和熄弧階段殘余應(yīng)力變化劇烈，焊縫中部殘余應(yīng)力達(dá)到峰值且波動(dòng)較小。以橫隔板-縱肋連接焊縫焊趾處為原點(diǎn)，焊接方向上起弧50 mm范圍內(nèi)殘余應(yīng)力增大至300 MPa以上，然后基本保持不變。不同切口形式的焊縫長(zhǎng)度略有差異，熄弧階段殘余應(yīng)力變化較起弧階段更為顯著，距離焊縫末端30 mm左右，焊接殘余應(yīng)力由峰值降至較低水平。

為研究弧形切口細(xì)節(jié)疲勞裂紋擴(kuò)展規(guī)律，選取弧形切口邊緣單元應(yīng)力，對(duì)弧形切口區(qū)域殘余應(yīng)力進(jìn)行分析，如圖8所示。4種弧形切口形式焊接殘余應(yīng)力均為拉應(yīng)力，自橫隔板焊趾處起呈現(xiàn)出先增大、后減小的變化趨勢(shì)，受弧形切口形式的影響，殘余應(yīng)力的變化趨勢(shì)略有差異。切口形式Ⅰ、Ⅱ在距離焊趾10 mm處殘余應(yīng)力最大，Von Mises應(yīng)力(基于剪切應(yīng)變能的一種效應(yīng)力)峰值分別為215、243 MPa。切口形式Ⅲ、Ⅳ在距離焊趾15 mm處殘余應(yīng)力最大，Von Mises應(yīng)力峰值分別為262、274 MPa。切口形式Ⅵ殘余應(yīng)力峰值最大，切口形式I最小，距橫隔板焊趾位置50 mm處殘余應(yīng)力均低于100 MPa?？紤]焊接殘余應(yīng)力與疲勞車輛荷載的共同作用，則弧形切口細(xì)節(jié)均處于受拉狀態(tài)。

圖7 橫隔板-縱肋連接焊縫殘余應(yīng)力分布 Fig.7 Residual stress distribution of diaphragm-to-rib welding joint

圖8 弧形切口細(xì)節(jié)殘余應(yīng)力分布Fig.8 Residual stress distribution of arc cutout detail

3 弧形切口疲勞性能研究

3.1 弧形切口疲勞裂紋擴(kuò)展模擬

為研究鋼橋面板弧形切口細(xì)節(jié)疲勞性能，考慮焊接殘余應(yīng)力與疲勞車輛荷載耦合作用，對(duì)弧形切口細(xì)節(jié)疲勞裂紋擴(kuò)展進(jìn)行模擬分析。疲勞裂紋擴(kuò)展采用擴(kuò)展有限元法進(jìn)行模擬，在裂紋擴(kuò)展過(guò)程中無(wú)須進(jìn)行網(wǎng)格重新劃分，計(jì)算效率較高且精度能夠滿足工程需求[23]。

建立含初始裂紋的弧形切口細(xì)節(jié)局部實(shí)體子模型，在弧形切口邊緣最大主應(yīng)力處設(shè)置初始裂紋，采用直接循環(huán)法進(jìn)行疲勞裂紋擴(kuò)展模擬。為計(jì)入焊接殘余應(yīng)力，疲勞裂紋擴(kuò)展模擬子模型與殘余應(yīng)力分析模型完全一致，采用初始應(yīng)力法引入殘余應(yīng)力。初始裂紋采用1/4橢圓進(jìn)行模擬，a0/c0=5 mm/6 mm(a0表示橢圓半短軸長(zhǎng)度，c0表示橢圓半長(zhǎng)軸長(zhǎng)度)。根據(jù)弧形切口細(xì)節(jié)受力分析結(jié)果，選取最不利荷載作用工況進(jìn)行疲勞裂紋擴(kuò)展分析，荷載工況如圖9所示。疲勞荷載模型Ⅲ雙聯(lián)軸縱向分別位于目標(biāo)細(xì)節(jié)的兩側(cè)，橫向單側(cè)輪胎中心位于弧形切口細(xì)節(jié)上方，單側(cè)輪胎作用面積為740 mm(橫向)×340 mm(縱向)。

圖9 疲勞裂紋擴(kuò)展模擬加載工況Fig.9 Loading case for fatigue crack propagation simulation

疲勞裂紋擴(kuò)展判定與描述是開(kāi)展疲勞性能分析的關(guān)鍵，常用的疲勞裂紋擴(kuò)展公式有Paris公式、Forman公式等。本研究主要針對(duì)弧形切口疲勞裂紋擴(kuò)展的第Ⅱ階段進(jìn)行研究，鋼材疲勞裂紋擴(kuò)展本構(gòu)模型采用Paris公式

(1)

式中：a為裂紋長(zhǎng)度，mm；N為循環(huán)次數(shù)；Δk為應(yīng)力強(qiáng)度因子幅；C和m為材料常數(shù)。

由于弧形切口細(xì)節(jié)疲勞性能受局部構(gòu)造、橫隔板面外變形的影響，疲勞裂紋多為復(fù)合型，在進(jìn)行疲勞裂紋擴(kuò)展分析時(shí)選取應(yīng)變能釋放率定義裂紋的復(fù)合斷裂準(zhǔn)則

(2)

ΔGe=ΔGⅠ+1.9ΔGⅡ+2.1ΔGⅢ。

(3)

式中：GⅠ、GⅡ和GⅢ分別為Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ型裂紋在擴(kuò)展過(guò)程中的應(yīng)變能釋放率；Gth為應(yīng)變能釋放率門檻值；ΔGe為等效應(yīng)變能釋放率幅值。

基于線彈性斷裂力學(xué)理論，應(yīng)變能釋放率(G)與應(yīng)力強(qiáng)度因子(K)存在對(duì)應(yīng)關(guān)系，見(jiàn)公式(4)。

(4)

式中，E為材料彈性模量。

在進(jìn)行疲勞裂紋擴(kuò)展模擬時(shí)，Paris公式可以采用應(yīng)變能釋放率表示

(5)

式中，c1，c2為材料參數(shù)。當(dāng)裂紋尖端應(yīng)變能釋放率滿足ΔGe≥Gth時(shí)，裂紋開(kāi)始擴(kuò)展。

3.2 弧形切口細(xì)節(jié)疲勞性能分析

考慮焊接殘余應(yīng)力與疲勞荷載共同作用，弧形切口細(xì)節(jié)疲勞裂紋擴(kuò)展模擬共進(jìn)行1 000萬(wàn)次循環(huán)加載計(jì)算，疲勞裂紋擴(kuò)展形態(tài)如圖10所示。加載初期疲勞裂紋均沿著初始方向擴(kuò)展，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，裂紋逐漸向橫隔板內(nèi)部發(fā)展?；⌒吻锌谛问舰?、Ⅲ裂紋擴(kuò)展趨勢(shì)基本一致，裂紋沿初始方向擴(kuò)展，切口形式Ⅰ在循環(huán)加載400萬(wàn)次后向橫隔板內(nèi)部偏轉(zhuǎn)角度增大。切口形式Ⅱ在加載至100萬(wàn)次后向橫隔板內(nèi)部偏轉(zhuǎn)角度增大，之后擴(kuò)展角度基本保持不變?；⌒吻锌谛问舰鲈?～200萬(wàn)次循環(huán)加載過(guò)程中裂紋沿初始裂紋方向擴(kuò)展，循環(huán)加載至300萬(wàn)次時(shí)裂紋擴(kuò)展方向基本與橫隔板-縱肋連接焊縫平行，500萬(wàn)次循環(huán)加載后裂紋擴(kuò)展方向進(jìn)一步向焊縫方向偏轉(zhuǎn)。循環(huán)加載1 000萬(wàn)次后，切口形式Ⅰ裂紋擴(kuò)展路徑最短，切口形式Ⅵ裂紋擴(kuò)展路徑最長(zhǎng)，且裂紋擴(kuò)展路徑向焊縫偏移，對(duì)橫隔板-縱肋連接細(xì)節(jié)的局部剛度降低影響較大。切口形式Ⅱ、Ⅲ疲勞裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度居中，其中切口形式Ⅱ裂紋長(zhǎng)度明顯大于切口形式Ⅲ。

圖10 弧形切口細(xì)節(jié)疲勞裂紋擴(kuò)展形態(tài)Fig.10 Fatigue crack propagation state of arc cutout detail

為了進(jìn)一步研究弧形切口細(xì)節(jié)疲勞裂紋類型與擴(kuò)展規(guī)律，以切口形式Ⅵ為例，不同類型裂紋的應(yīng)變能釋放率如圖11(a)所示?；⌒吻锌诩?xì)節(jié)裂紋以Ⅰ型(張開(kāi)型)裂紋為主，擴(kuò)展過(guò)程中Ⅱ型(滑開(kāi)型)裂紋、Ⅲ型(撕開(kāi)型)裂紋應(yīng)變能釋放率約為Ⅰ型裂紋的13%。Ⅱ型裂紋、Ⅲ型裂紋與橫隔板平面外變形密切相關(guān)，在弧形切口細(xì)節(jié)疲勞裂紋擴(kuò)展過(guò)程中起到改變裂紋方向的作用。不同弧形切口形式的累計(jì)等效應(yīng)變能釋放率如圖11(b)所示。從開(kāi)始加載至300萬(wàn)次期間，切口形式Ⅱ累計(jì)等效應(yīng)變能釋放率遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于其他3種切口形式，0～180萬(wàn)次加載過(guò)程中切口形式Ⅲ、Ⅵ累計(jì)等效應(yīng)變能釋放率較低，即裂紋擴(kuò)展速率較慢。340萬(wàn)次循環(huán)加載后，切口形式Ⅵ擴(kuò)展速率明顯加快，累計(jì)等效應(yīng)變能釋放率顯著高于其他3種切口形式。切口形式Ⅰ疲勞裂紋擴(kuò)展速率相對(duì)較慢，累計(jì)等效應(yīng)變能釋放率較低，在420～580萬(wàn)次擴(kuò)展速率明顯加快，之后擴(kuò)展速率保持較低水平。1 000萬(wàn)次加載完成后，切口形式Ⅵ累計(jì)等效應(yīng)變能釋放率最大，切口形式Ⅲ、Ⅱ次之，切口形式Ⅰ最低。

圖11 弧形切口細(xì)節(jié)裂紋擴(kuò)展應(yīng)變能釋放率Fig.11 Strain energy release rate of crack propagation in arc cutout details

結(jié)合不同弧形切口形式疲勞裂紋擴(kuò)展形態(tài)與累計(jì)等效應(yīng)變能釋放率對(duì)比結(jié)果，切口形式Ⅰ疲勞性能最優(yōu)，切口形式Ⅲ、Ⅱ次之，切口形式Ⅵ疲勞性能相對(duì)最差。4種弧形切口形式中，切口形式Ⅵ切口面積最大，車輛荷載作用下弧形切口區(qū)域平面外變形增大，使得疲勞裂紋擴(kuò)展速率加快。切口形式Ⅲ切口高度明顯小于其他切口形式，而切口半徑大于其他切口形式，結(jié)合細(xì)節(jié)疲勞應(yīng)力分析結(jié)果表明切口半徑增大可以有效降低疲勞應(yīng)力水平。對(duì)比分析切口形式Ⅰ、Ⅱ，弧形切口下部采用半徑較大的圓弧過(guò)渡能夠降低細(xì)節(jié)疲勞應(yīng)力、提高該細(xì)節(jié)的疲勞性能。因此，在進(jìn)行鋼橋面板弧形切口細(xì)節(jié)設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)充分考慮焊接殘余應(yīng)力的影響，根據(jù)不同切口形式的疲勞性能選取合理的構(gòu)造形式。

4 結(jié)論

本研究以某三跨斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘埃摌蛎姘逵邢拊?jié)段模型和弧形切口細(xì)節(jié)實(shí)體子模型，實(shí)現(xiàn)橫隔板-縱肋連接焊縫的全過(guò)程模擬，確定不同弧形切口形式的殘余應(yīng)力分布，基于疲勞裂紋擴(kuò)展對(duì)鋼橋面板弧形切口疲勞性能進(jìn)行研究。得到如下主要結(jié)論。

(1)疲勞荷載作用下弧形切口細(xì)節(jié)受壓，焊接殘余應(yīng)力在弧形切口區(qū)域峰值達(dá)200 MPa以上，沿弧形切口方向呈現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢(shì)，考慮疲勞荷載與殘余應(yīng)力共同作用時(shí)，弧形切口細(xì)節(jié)處于受拉狀態(tài)。

(2)疲勞荷載與殘余應(yīng)力共同作用下，弧形切口細(xì)節(jié)疲勞裂紋先沿著初始裂紋方向向橫隔板內(nèi)部擴(kuò)展，之后產(chǎn)生不同程度的偏轉(zhuǎn)，Haibach形式疲勞裂紋向橫隔板-縱肋連接焊縫方向擴(kuò)展。

(3)歐洲規(guī)范推薦切口形式疲勞性能最優(yōu)，實(shí)際公路鋼橋常用切口形式與AASHTO推薦形式次之，Haibach形式疲勞性能相對(duì)較差。

(4)在進(jìn)行鋼橋面板弧形切口細(xì)節(jié)設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)充分考慮焊接殘余應(yīng)力的影響，根據(jù)不同切口形式的疲勞性能選取合理的構(gòu)造形式。