鋼橋面板頂板與U肋焊縫裂紋類型及擴展特征

傅 慧, 吉伯海, 徐 捷, 袁周致遠

(河海大學土木與交通學院, 南京 210098)

正交異性鋼橋面板因具有良好的力學性能和社會經(jīng)濟價值, 被廣泛應用于大跨徑斜拉橋和懸索橋結(jié)構(gòu)中[1]．但其構(gòu)造復雜、焊縫較多,易產(chǎn)生應力集中、疲勞開裂等問題[2-3]．頂板與U肋連接焊縫是疲勞易損的典型部位．該部位的疲勞裂紋易萌生于頂板焊根或焊趾處[4-5], 類型復雜多樣, 且擴展迅速．裂紋若貫穿焊縫會導致構(gòu)件斷裂, 減小局部剛度,影響結(jié)構(gòu)受力; 若貫穿頂板會導致鋪裝層損壞,引發(fā)滲水銹蝕、涂層劣化等病害．對此, 國內(nèi)外學者研發(fā)了多種鋼橋面板疲勞裂紋修復技術(shù)[6-9], 但針對頂板與U肋焊縫裂紋的維修方案較少．相關(guān)研究表明,除頂板彎曲荷載作用外,焊接約束使剛度不同的頂板與U肋產(chǎn)生不同程度的面外變形, 焊縫局部產(chǎn)生的次應力也是導致該處易疲勞開裂的原因[10]．為進一步分析荷載位置對受力和變形的影響, 孔祥明等[11]研究了不同車載工況下頂板與U肋連接處變形及疲勞應力分布情況; 徐捷等[12]通過施加簡單變形工況,依據(jù)焊縫局部區(qū)域應力變形特征判斷頂板與U肋焊縫疲勞裂紋易萌生位置,預測了初期裂紋走向．目前,不同輪載作用位置對該部位裂紋萌生的影響以及面外變形類型與裂紋擴展特征的對應關(guān)系尚不明確．對此,本文擬通過建立正交異性鋼橋面板節(jié)段模型并施加車輪荷載,對比不同輪載橫向作用位置下頂板與U肋焊縫處最大主應力和位移情況,研究裂紋萌生特征以及頂板、U肋變形類型．利用FRANC2D軟件模擬典型變形工況下焊縫初始裂紋的擴展,根據(jù)應力強度因子及擴展路徑分析焊縫疲勞裂紋擴展特征與面外變形的關(guān)系．結(jié)果可與實橋上裂紋尖端應力與擴展路徑變化規(guī)律相參照,為正交異性鋼橋面板疲勞裂紋的檢測修復工作提供科學依據(jù)．

1 模型與工況

圖1為利用ABAQUS有限元軟件建立的鋼橋面板節(jié)段模型, 包括橋的5道橫隔板(編號為A～E)和7道U肋(編號為1～7)．以全橋模型縱橫向?qū)ΨQ軸相交點為原點, 規(guī)定橋梁豎向為y方向, 橋梁橫向為x方向．模型材料設置為Q345qD型鋼材(屈服強度為345 MPa, 質(zhì)量等級為D)．彈性模量為2.06×105MPa, 泊松比為0.3．頂板厚12 mm, U肋尺寸為300 mm×280 mm×6 mm(上緣寬度×高度×厚度), 間隔600 mm, 橫隔板厚8 mm,間隔3 200 mm, 過焊孔半徑35 mm．全局模型采用C3D8R單元進行網(wǎng)格劃分, 模型中全局網(wǎng)格種子尺寸取20 mm, 模型網(wǎng)格總數(shù)為829 886個．頂板與U肋子模型全局采用尺寸為10 mm的種子進行布種, 采用1 mm網(wǎng)格對U肋與頂板連接處兩側(cè)15 mm內(nèi)區(qū)域進行加密, 過渡區(qū)域采用C3D10單元．橫隔板邊界約束平動自由度和轉(zhuǎn)動自由度, U肋和頂板邊界約束平動自由度．如圖1所示, 選取橫隔板C處4號U肋過焊孔處頂板焊根和焊趾作為測點, 進行頂板與U肋焊縫部位裂紋萌生特征的研究．根據(jù)《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設計規(guī)范》(JTG D64-2015), 加載模擬采用雙軸單輪荷載, 單側(cè)輪壓為60 kN,車輪加載面積為600 mm×200 mm(橫向×縱向)．橫向加載工況如圖2所示, 輪載中心線與U肋中心線重合,編號為T1～T7的7個加載車道的荷載中心線相距600 mm, 縱向設35個分析步．

圖1 模型示意圖Fig.1 Model diagram

圖2 橫向加載工況(mm)Fig.2 Lateral loading condition

基于上述荷載工況對有限元模型進行計算,根據(jù)焊根和焊趾局部區(qū)域的最大主應力分布和主應力方向等信息, 判斷在相應工況下裂紋易萌生的位置,并依據(jù)主應力方向初步預測其開裂趨勢．

2 疲勞裂紋萌生特征

2.1 應力特征分析

圖3 不同荷載工況下測點最大主應力Fig.3 Maximum principal stress of measuring point under different load cases

圖3為不同荷載工況下測點最大主應力圖．由圖3可知, 當輪載作用在T1、T2、T6和T7車道時,焊根和焊趾處最大主應力均小于1.5 MPa, 拉應力或壓應力極小, 且基本不受縱向荷載作用位置的影響; 當輪載作用在T3、T4及T5車道時, 最大主應力顯著增加,且焊根和焊趾處應力大小受縱向荷載作用位置的影響明顯．本文選取變化明顯的T4和T5車道荷載工況進一步討論裂紋萌生位置及初期開裂方向．

圖4 各車道最不利加載工況下測點最大主應力Fig.4 Maximum principal stress of measuring point under the most unfavorable loading condition of each lane

提取焊根、焊趾測點在T1至T7每個加載車道下最大主應力的最大值, 如圖4所示．當輪載加載于車道T1、T2、T3、T5、T6和T7時, 焊根和焊趾處最大主應力均為拉應力, 焊根測點值略大于焊趾值; 當輪載作用于T4車道時, 焊趾最大主應力明顯大于焊根值．由此可見,當輪載作用于U肋正上方時, 裂紋更易萌生于焊趾處; 當輪載橫向位置偏離U肋正上方時,焊根處萌生裂紋的可能性更大．

圖5顯示了T4和T5車載工況下最大主應力的分布和方向．由圖5(a)的最大主應力分布云圖可知, 在T4焊趾測點最不利車載工況下U肋焊趾處主應力最大．由于實橋中頂板U肋的連接缺陷以及焊接留下的較大殘余應力[2], 實際情況中的頂板焊趾處受力更為復雜,相比于U肋焊趾,疲勞裂紋更易萌生于頂板焊趾．由T4車載工況下最大主應力方向分布圖可知, 頂板焊趾附近均為拉應力,且拉應力方向基本平行于角焊縫橫截面斜邊．若發(fā)生疲勞破壞, 垂直于最大主應力方向的平面上最易產(chǎn)生裂紋．因此, 該工況下頂板焊趾處易萌生裂紋,且初期易沿頂板斜豎向開裂．

由圖5(b)可知, 在T5焊根測點最不利車載工況下, 頂板焊根和焊趾處最大主應力均較大,且焊根值略大于焊趾值．最大主應力方向分布圖顯示, 焊根處的最大主應力大致分為平行和垂直于頂板底面兩種,焊趾的最大主應力方向基本與頂板底面平行．此種荷載工況下,裂紋可能萌生于頂板焊根或焊趾處,且萌生于焊根的可能性更大．在焊趾處易萌生豎向初始裂紋,焊根處易萌生豎向或水平向初始裂紋．

圖5 不同車載工況下最大主應力分布云圖和方向分布圖Fig.5 Nephogram and directional distribution of maximum principal stress under various vehicle conditions

2.2 面外變形分析

圖6為T3、T4及T5最不利加載工況下測點頂板和U肋位移．根據(jù)圖6分析輪載作用下頂板和U肋面外變形情況, 得到如圖7所示的變形示意圖．由圖6可見, T3車載工況下, 頂板豎向位移量在x為75～225 mm范圍內(nèi)以x=150 mm處為拐點呈先減小再增大的微小變化, 故頂板對應發(fā)生下?lián)献冃魏蜕蠐献冃危芷d作用, 在y為-12 ～-36 mm范圍內(nèi)的U肋沿x軸方向負向偏移, 且隨U肋豎向高度增加, 其橫向位移量逐漸減小, 位移曲線沿x正方向微擴, 故U肋腹板對應發(fā)生微小外擴變形．綜上, T3車道的變形情況如圖7(a)所示．

T4車載工況下, 頂板豎向位移在x為-150～150 mm范圍內(nèi)為負值,x=0 mm處位移量最大, 并以此處向兩邊對稱減少．U肋橫向位移曲線在y為-12 ～-36 mm范圍內(nèi)呈外凸形．故該工況下, U肋內(nèi)側(cè)頂板發(fā)生對稱下?lián)献冃? U肋腹板發(fā)生外擴變形, 如圖7(b)所示．

T5車載工況下,頂板和U肋位移情況與T3工況大致相反, U肋變形量略大于T3工況下的值,頂板和U肋面外變形如圖7(c)所示, 頂板在x為75～150 mm范圍內(nèi)發(fā)生上撓變形、150～225 mm范圍內(nèi)發(fā)生下?lián)献冃? U肋腹板發(fā)生內(nèi)縮變形．

圖6 頂板和U肋局部位移Fig.6 Local displacement of deck and U-rib

圖7 各車道最不利荷載工況下頂板和U肋變形Fig.7 The deformation of deck and U-rib under the most unfavorable load condition of each lane

3 面外變形下裂紋擴展分析

3.1 模型與工況

為進一步研究輪載作用下頂板和U肋變形類型與焊縫疲勞裂紋擴展特征的對應關(guān)系, 在FRANC2D二維斷裂分析軟件中建立頂板與U肋半對稱模型,模型具體尺寸如圖8所示．為反映鋼橋面板在實橋中的受力特點,對頂板兩端及U肋端3處施加固定約束．模型全區(qū)域采用六節(jié)點單元進行模擬,針對焊縫局部區(qū)域進行網(wǎng)格細化處理．由于實橋頂板與U肋連接焊縫處受力變形較為復雜,故分別分析頂板和U肋變形對疲勞裂紋擴展的影響．圖9為設置的四種變形工況下荷載和初始裂紋位置情況．U肋變形的荷載分別施加在U肋腹板內(nèi)、外壁表面,頂板變形的荷載分別施加在U肋內(nèi)、外側(cè)頂板底面．荷載大小均為10 MPa,初始豎向裂紋長度均為0.25 mm,各裂紋尖端均設置9個步長為1.27 mm的擴展步．

圖8 頂板與U肋局部模型(mm)Fig.8 Local model of U rib-to-deck

圖9 頂板與U肋變形工況示意圖Fig.9 Deformation conditions of U rib-to-deck

3.2 擴展路徑分析

為分析頂板和U肋變形以及裂紋萌生位置對連接焊縫處裂紋擴展趨勢的影響, 根據(jù)最大周向應力準則計算得到裂紋尖端每個擴展步的擴展角度, 并結(jié)合裂紋擴展長度得到各工況下裂紋擴展路徑．以焊根處為原點設置局部坐標系O′x′y′,焊根和焊趾坐標分別為(0,0), (-12,0)．

圖10 不同工況下的裂紋擴展路徑Fig.10 Crack propagation path under various working conditions

圖10為不同工況下的裂紋擴展路徑．由圖10可知, 工況一、二下裂紋最大橫向擴展長度明顯大于其最大縱向擴展長度, 工況三、四下最大縱向擴展長度明顯大于其最大橫向擴展長度．由此可知, 當U肋發(fā)生主要變形時, 萌生于焊根或焊趾處的裂紋易朝橫向擴展; 當頂板發(fā)生主要變形時, 萌生于焊根或焊趾處的裂紋更易朝豎向擴展．擴展路徑與圖5(b)中焊根及焊趾處裂紋的萌生趨勢相似．對比圖10(a)和(b)可知,當U肋發(fā)生主變形時, 工況二下焊根處裂紋朝焊喉方向擴展, 且最大縱向擴展長度小于工況一下焊趾處裂紋的最大縱向擴展值．對比圖10(c)和(d)可知,當頂板發(fā)生主變形時, 工況三下焊根處裂紋最大橫向擴展長度大于工況四下焊趾處裂紋最大橫向擴展值,而最大縱向擴展長度則小于工況四下最大縱向擴展值．結(jié)合2.1節(jié)分析可知:頂板焊根處更易萌生水平裂紋并沿焊喉方向擴展,而頂板焊趾處易萌生豎向裂紋并沿頂板厚度方向擴展．

圖11 不同工況下裂紋尖端應力強度因子值Fig.11 Stress intensity factor values of crack tip under various working conditions

3.3 應力強度因子分析

斷裂力學方法常用于預測頂板及U肋連接焊縫處的疲勞裂紋擴展行為[13]．應力強度因子K可用于表征裂紋尖端應力場強度,通過J積分法計算裂紋的應力強度因子可知擴展裂紋類型及擴展速率．根據(jù)受力方向,裂紋的類型可分為張開型(Ⅰ型)、滑開型(Ⅱ型)和撕開型(Ⅲ型)[14]．利用FRANC2D二維有限元分析軟件對Ⅰ型和Ⅱ型裂紋進行分析, 圖11為四種工況下裂紋尖端Ⅰ、Ⅱ型應力強度因子值．如圖11(a)所示,工況二、三下的Ⅰ型應力強度因子KⅠ明顯大于工況一、四下的值,且平穩(wěn)期較短,增長趨勢明顯,即焊根處裂紋擴展的可能性大于焊趾處,且擴展速度較快．此外,工況二的KⅠ增長率比工況三更快,當工況二的裂紋擴展接近邊界時,受力的截面削弱過多,裂紋尖端所受約束變小,應力場隨之減小,KⅠ值迅速下降．因此,相比頂板發(fā)生主變形, 當U肋發(fā)生主變形時裂紋擴展速度加快．如圖11(b)所示, 四種工況下的Ⅱ型應力強度因子KⅡ值均明顯小于KⅠ, 且基本不隨裂紋擴展而變化, 因此頂板與U肋焊縫裂紋主要為張開型裂紋．工況一、三、四中裂紋尖端KⅡ值約為0 MPa·mm1/2, 而工況二的KⅡ值波動幅度相對較大．由于KⅡ表征裂紋擴展角度,說明工況一、三、四的裂紋擴展角度變化不明顯, 基本沿初始裂紋方向; 工況二下裂紋擴展角度則變化明顯, 擴展方向偏離初始裂紋的豎直方向, 即當U肋發(fā)生主變形,焊縫處初始裂紋可能沿水平方向擴展,該結(jié)論與圖10(b)結(jié)果一致．

4 結(jié)論

本文結(jié)合實橋環(huán)境開展頂板與U肋焊縫疲勞裂紋成因的詳細研究．結(jié)果表明:

1) 當輪載橫向作用于U肋正上方時, 焊趾處易萌生裂紋;當輪載橫向位置偏離U肋正上方時, 頂板與U肋焊根處易萌生裂紋．焊根處裂紋擴展的可能性和速率遠大于焊趾處, 其中沿焊喉方向擴展的水平裂紋擴展速率最快, 穩(wěn)定擴展期較短,應及時在擴展初期修復．

2) 實橋中頂板與U肋焊根、焊趾處沿頂板厚度豎向擴展裂紋均主要由頂板面外變形導致; 頂板焊根處沿焊喉方向擴展裂紋主要由U肋面外變形導致．實橋維修中可采用減小頂板或U肋變形的方式抑制裂紋擴展．

3) 頂板與U肋焊縫裂紋尖端的Ⅰ型應力強度因子明顯大于Ⅱ型應力強度因子, 說明裂紋以張開型為主, 實橋維護時可有針對性地進行維修．