馮霄暘，鄭凱鋒，衡俊霖，雷 鳴，張 宇

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031)

正交異性鋼橋面具有承載能力大，施工速度快，自重較輕等優(yōu)點(diǎn)，自問世以來就被廣泛應(yīng)用于各種橋梁結(jié)構(gòu)中[1-2]；但是正交異性鋼橋面構(gòu)造復(fù)雜，焊縫較多，局部直接承受車輛荷載反復(fù)作用，疲勞失效問題突出[3]。文獻(xiàn)[4]對(duì)某運(yùn)營(yíng)15年的懸索橋進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，得到鋼橋面典型疲勞易損部位包括：U肋與頂板焊縫處的縱向裂紋，包含焊趾疲勞裂紋與焊根疲勞裂紋，占比7.2%；橫隔板與U肋焊縫處的豎向裂紋，占比64.5%；橫隔板弧形開口處的橫向裂紋，占比28.3%。其中U肋與頂板焊縫疲勞裂紋一旦貫穿頂板將導(dǎo)致頂板局部剛度降低，橋面鋪裝開裂，雨水滲漏，加劇橋面板腐蝕，進(jìn)一步降低剩余結(jié)構(gòu)的耐久性，因此頂板與U肋連接焊縫疲勞開裂是正交異性鋼橋面板最容易發(fā)生且后果最為嚴(yán)重的疲勞病害之一[5]。頂板與U肋連接焊縫的疲勞開裂作為正交異性鋼橋面最嚴(yán)重的疲勞病害之一，已經(jīng)成為制約鋼橋在設(shè)計(jì)使用年限內(nèi)正常服役的重要因素之一[6-9]。頂板與縱肋連接焊縫疲勞開裂的本質(zhì)在于頂板局部直接承受車輪荷載，縱肋腹板承受較大的面外彎曲變形，由于該焊縫幾何構(gòu)型影響，在連接焊縫處產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中。近年來，針對(duì)頂板與U肋連接焊縫的疲勞開裂問題提出了幾種技術(shù)上的革新與改進(jìn)：①雙面焊技術(shù)[10-11]；②組合橋面技術(shù)[12-14]；③厚邊U肋技術(shù)[5, 15-17]；④加厚頂板技術(shù)[18-19]。

厚邊U肋為在傳統(tǒng)等厚U肋的基礎(chǔ)上采用連續(xù)輥壓成型等工藝將端部增厚4 mm(其中U肋內(nèi)側(cè)增厚2 mm，外側(cè)增厚2 mm)，在幾乎不增加鋼橋面自重與鋼材用量的基礎(chǔ)上，增加頂板與U肋連接焊縫寬度和焊喉尺寸，降低焊縫應(yīng)力水平，從而提高該焊縫疲勞強(qiáng)度的新型U肋形式。厚邊U肋作為提高頂板與U肋焊縫疲勞壽命的技術(shù)方法之一，其本質(zhì)在于增加焊縫橫截面積，加大焊腳尺寸，從而減小焊縫應(yīng)力集中程度。筆者課題組對(duì)厚邊U肋疲勞性能進(jìn)行了初步研究[5, 15-16, 20]，為進(jìn)一步系統(tǒng)探討厚邊U肋對(duì)頂板與U肋連接焊縫疲勞性能的影響，本文對(duì)2組共7個(gè)試件進(jìn)行了局部足尺模型靜力與疲勞試驗(yàn)，分析了厚邊U肋與等厚U肋在靜載作用下的力學(xué)行為，研究了頂板與U肋連接焊縫疲勞裂紋擴(kuò)展規(guī)律，并對(duì)包含前期研究在內(nèi)共18個(gè)試件進(jìn)行疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析。該系列疲勞試驗(yàn)的研究結(jié)果表明：厚邊U肋可以將頂板與U肋連接焊縫疲勞強(qiáng)度提高20%左右；厚邊U肋可以明顯減小焊趾附近區(qū)域應(yīng)力，且距離焊趾8 mm處的應(yīng)力響應(yīng)可以作為監(jiān)測(cè)裂紋萌生與擴(kuò)展的重要依據(jù)；最后給出了具有87.5%單側(cè)置信水平、95%保證率的頂板與厚邊U肋連接焊縫S-N曲線，為該疲勞細(xì)節(jié)的疲勞性能評(píng)估提供一些借鑒。

1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)?zāi)康?/h3>

試驗(yàn)研究是正交異性鋼橋面疲勞問題不可或缺的重要研究手段。本文采用局部足尺單U肋的疲勞試驗(yàn)方法，以頂板與U肋連接焊縫疲勞開裂為研究對(duì)象。本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)了2組7個(gè)試驗(yàn)?zāi)Ｐ停⒔Y(jié)合前期研究(2組11個(gè)試件)共18個(gè)試件的試驗(yàn)結(jié)果，分別對(duì)比等厚U肋與厚邊U肋對(duì)該構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞性能的影響。

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

為排除其他影響因素，就頂板與U肋連接焊縫的疲勞性能進(jìn)行深入研究，同時(shí)兼顧模型規(guī)模，試驗(yàn)加載與測(cè)試的便利性，并考慮：①突出研究頂板與U肋焊縫的疲勞性能；②優(yōu)化荷載加載位置，以縮小裂紋出現(xiàn)范圍；③優(yōu)化應(yīng)變片布置，以詳細(xì)研究單邊焊縫的疲勞性能及其裂紋擴(kuò)展行為。遵循上述要求，本次試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎镁植孔愠邌蜺肋試件形式，其中2個(gè)包含頂板與等厚U肋構(gòu)造的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?CU)，5個(gè)包含頂板與厚邊U肋構(gòu)造的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?TEU)。試驗(yàn)?zāi)Ｐ图皹?gòu)造細(xì)節(jié)如圖1所示，試驗(yàn)?zāi)Ｐ烷L(zhǎng)600 mm，寬1 000 mm，U肋高280 mm，頂板厚16 mm，U肋厚8 mm，其中U肋坡口角度為40°，焊趾與頂板角度為130°，焊根部位保留2 mm未熔透間隙。所有模型制作材料均采用Q345qD，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷暮附訁?shù)、制造工藝與加工精度均與實(shí)橋一致。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图捌浜缚p細(xì)節(jié)(單位：mm)

1.3 試驗(yàn)加載方案

本次試驗(yàn)采用偏心加載方式，模型邊界條件為簡(jiǎn)支邊界，為保證受力均勻，作動(dòng)器與模型、模型與試驗(yàn)臺(tái)架之間依靠150 mm×180 mm×35 mm、35 mm×600 mm×15 mm橡膠墊傳力，并通過壓敏紙驗(yàn)證作動(dòng)器與橡膠墊之間均勻傳力。試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽庖妶D2。試驗(yàn)?zāi)Ｐ图虞d橡膠墊作用面積中心點(diǎn)位于圖示坐標(biāo)系(445,300,0)處，在該加載模式下加載墊兩側(cè)區(qū)域頂板與縱肋連接焊縫會(huì)出現(xiàn)較大垂直焊縫方向的應(yīng)力幅。為了得到不同應(yīng)力幅下各試件的疲勞壽命，本次試驗(yàn)采用MTS設(shè)備進(jìn)行正弦波常幅循環(huán)加載。各試件試驗(yàn)荷載見表1。

表1 各試件試驗(yàn)荷載

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽?單位：mm)

根據(jù)試驗(yàn)?zāi)康模攸c(diǎn)對(duì)圖2所示關(guān)注區(qū)域的頂板與U肋連接焊縫焊趾疲勞細(xì)節(jié)進(jìn)行監(jiān)測(cè)。為準(zhǔn)確描述沿焊縫方向的應(yīng)力分布，并從中識(shí)別熱點(diǎn)應(yīng)力與名義應(yīng)力峰值，在此區(qū)域采用如圖3所示的測(cè)點(diǎn)布置。其中靜應(yīng)變測(cè)點(diǎn)根據(jù)國(guó)際焊協(xié)(IIW)所推薦計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力的“0515準(zhǔn)則”分別布置在距焊趾位置8、24 mm處，24 mm位置處的應(yīng)變測(cè)點(diǎn)也記作該試件的名義應(yīng)力測(cè)點(diǎn)，分別記為D8-1～D8-16，D24-1～D24-16，動(dòng)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置在距焊趾位置8 mm處，分別記為D-1～D-21。

圖3 測(cè)點(diǎn)布置(單位：mm)

2 靜力性能分析

為驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果具有代表性，采用Abaqus有限元軟件建立實(shí)體有限元模型與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。有限元模型各部位尺寸按照試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒?，為提高?jì)算精度對(duì)局部網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化。有限元模型中鋼材彈性模量取2.1×105MPa，泊松比為0.3，橡膠墊彈性模量取1 500 MPa，泊松比為0.45。有限元模型見圖4。

圖4 有限元模型

試驗(yàn)過程中對(duì)頂板與U肋焊趾疲勞細(xì)節(jié)各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力、應(yīng)變進(jìn)行了記錄與系統(tǒng)分析。每個(gè)試件在進(jìn)行疲勞加載前均按照分級(jí)加載進(jìn)行靜載試驗(yàn)，限于篇幅，試驗(yàn)數(shù)據(jù)以試件CU6與TEU10的關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)為例進(jìn)行說明。圖5為試件CU6與TEU10相應(yīng)D8-4與D24-4應(yīng)變片實(shí)測(cè)應(yīng)力值與計(jì)算應(yīng)力值的對(duì)比折線圖。各試件關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)理論值與實(shí)測(cè)值之間的相對(duì)誤差δ標(biāo)于圖5中，其計(jì)算公式為

圖5 理論值與實(shí)測(cè)值對(duì)比

δ=[(理論值-實(shí)測(cè)值)/實(shí)測(cè)值]×100%

(1)

靜力試驗(yàn)結(jié)果表明：各試件在試驗(yàn)荷載作用下關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)力曲線為線性關(guān)系，加卸載過程呈現(xiàn)較明顯的對(duì)稱性，說明加載過程中試件處于彈性極限內(nèi)且其受力狀態(tài)正常；各試件關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)值與理論值相對(duì)誤差較小，說明該有限元模型可以較為真實(shí)地反映頂板與U肋焊縫附近局部的應(yīng)力分布狀態(tài)；各試件在靜載過程中名義應(yīng)力幅與熱點(diǎn)應(yīng)力幅數(shù)據(jù)基本一致，說明該試驗(yàn)過程與試驗(yàn)設(shè)計(jì)一致，可以達(dá)到預(yù)期試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)。如圖6所示，在50 kN荷載作用下試件TEU10關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)應(yīng)力均小于試件CU6相應(yīng)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力，表明厚邊U肋可以通過增大焊腳尺寸，減小焊縫附近垂直焊縫方向應(yīng)力，達(dá)到減小焊趾應(yīng)力集中程度的目的。

圖6 50 kN荷載作用下理論值與實(shí)測(cè)值對(duì)比

3 厚邊U肋疲勞性能評(píng)估

本文采用名義應(yīng)力與熱點(diǎn)應(yīng)力方法評(píng)價(jià)疲勞試驗(yàn)結(jié)果。其中熱點(diǎn)應(yīng)力方法采用IIW所推薦的“0515法則”，即取距離焊趾0.5倍板厚與1.5倍板厚處實(shí)測(cè)應(yīng)力幅線性外推焊趾應(yīng)力幅Δσhs，同時(shí)取距離焊趾1.5t(t為頂板厚)處的實(shí)測(cè)應(yīng)力幅Δσ作為該疲勞細(xì)節(jié)的名義應(yīng)力幅Δσns。

本次試驗(yàn)共進(jìn)行了7個(gè)試件的疲勞加載，分別包含2個(gè)等厚U肋試件與5個(gè)厚邊U肋試件。試驗(yàn)中，當(dāng)裂紋尖端開裂至頂板頂面時(shí)即停止加載，此時(shí)的加載次數(shù)即為該試件的疲勞壽命。本次試驗(yàn)結(jié)果見表2。

表2 本次試驗(yàn)結(jié)果

為了進(jìn)行更具有統(tǒng)計(jì)意義的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，將本次7個(gè)試件的試驗(yàn)結(jié)果與前期研究11個(gè)試件的試驗(yàn)結(jié)果[5, 15-16, 20]進(jìn)行匯總，見表3。表3內(nèi)試驗(yàn)數(shù)據(jù)具有完全相同的試驗(yàn)條件，具體如下：①相同的焊接工藝；②焊縫具有相同幾何尺寸；③相同的貼片位置；④相同的疲勞失效判據(jù)。

表3 疲勞試驗(yàn)結(jié)果匯總

為了便于各試件不同應(yīng)力幅作用下疲勞壽命的對(duì)比，按照S-N曲線公式中指數(shù)m=3，將各試件的實(shí)測(cè)應(yīng)力幅換算為200萬次所對(duì)應(yīng)的等效疲勞強(qiáng)度。

根據(jù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果顯示，厚邊U肋試件疲勞強(qiáng)度要高于等厚U肋試件。

從平均等效疲勞強(qiáng)度來看：以名義應(yīng)力幅考慮時(shí)，厚邊U肋試件荷載作用次數(shù)為200萬次對(duì)應(yīng)的平均等效疲勞強(qiáng)度為125 MPa，等厚U肋試件平均為103 MPa，前者比后者高21.4%，前者平均疲勞強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的荷載作用次數(shù)是后者的1.79倍；以熱點(diǎn)應(yīng)力幅考慮時(shí)，厚邊U肋試件荷載作用次數(shù)為200萬次對(duì)應(yīng)的平均等效疲勞強(qiáng)度為155 MPa，等厚U肋試件平均為128 MPa，前者比后者高21.1%，前者平均疲勞強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的荷載作用次數(shù)是后者的1.78倍。

4 疲勞裂紋萌生與發(fā)展：多處點(diǎn)裂源—微小可見裂紋—斷裂

從試驗(yàn)結(jié)果來看，所有試件的疲勞裂紋均出現(xiàn)于距試件兩端60～80 mm的頂板焊趾處，如圖7所示。疲勞裂紋以多處點(diǎn)裂源形式萌生并逐漸匯聚成長(zhǎng)為微小可見裂紋的生長(zhǎng)過程為主要特點(diǎn)，隨著繼續(xù)循環(huán)加載，裂紋將逐漸沿焊縫的縱向和頂板板厚方向擴(kuò)展，最終形成貫穿裂紋導(dǎo)致疲勞失效。

圖7 典型焊趾疲勞開裂

疲勞裂紋的萌生及擴(kuò)展很難用肉眼分辨[21-23]。試驗(yàn)為對(duì)頂板與U肋連接焊縫疲勞開裂全過程有更進(jìn)一步的研究，在距離焊趾0.5t(即8 mm)處沿焊縫方向按照一定間距，布置用以監(jiān)測(cè)循環(huán)加載過程中應(yīng)變響應(yīng)的應(yīng)變片，即采用如圖3所示布置方式，該組應(yīng)變片被命名為動(dòng)態(tài)應(yīng)變片(D-1～D-21)。動(dòng)態(tài)應(yīng)變片應(yīng)變響應(yīng)采用應(yīng)變下降率表示裂紋擴(kuò)展行為，即

應(yīng)變下降率=(初始時(shí)刻應(yīng)變幅-某時(shí)刻應(yīng)變幅)/初始時(shí)刻應(yīng)變幅×100%

(2)

4.1 多處半圓狀點(diǎn)裂源

圖8與圖9分別為試件CU6與TEU10疲勞裂紋斷面，圖中顯示點(diǎn)裂源近似于半圓狀，出現(xiàn)部位與有限元計(jì)算結(jié)果基本一致，大致隨機(jī)出現(xiàn)在垂直焊縫方向最大應(yīng)力幅附近區(qū)域，即出現(xiàn)在沿焊縫方向距離試件邊緣60～80 mm處。該結(jié)果也與本文應(yīng)變片在加載過程中所監(jiān)測(cè)到的應(yīng)變響應(yīng)結(jié)果基本一致，且此現(xiàn)象出現(xiàn)于所有試件中。

圖8 CU6疲勞裂紋斷面

圖9 TEU10疲勞裂紋斷面

由圖8可知，試件CU6為單側(cè)多裂源疲勞開裂，共出現(xiàn)了4個(gè)點(diǎn)裂源，分別為點(diǎn)裂源1～4；試件TEU10為雙側(cè)多裂源疲勞開裂，共出現(xiàn)了6個(gè)點(diǎn)裂源，如圖9所示點(diǎn)裂源1～6。

4.2 裂紋匯聚

疲勞裂紋由多處點(diǎn)裂源發(fā)展而來，但在裂紋生長(zhǎng)到一定程度后逐漸匯聚為一條微小可見裂紋，該可見裂紋呈半橢圓形狀，長(zhǎng)軸中心大致位于D-4或D-18處，繼續(xù)向試件兩側(cè)與頂板厚度方向擴(kuò)展。

在圖8與圖9中，記錄下了由點(diǎn)裂源逐漸匯聚成長(zhǎng)為可見裂紋的過程。試件CU6疲勞裂紋最初萌生于點(diǎn)裂源1～4，隨著加載次數(shù)的增加，點(diǎn)裂源1～2逐漸在匯聚點(diǎn)1匯聚成長(zhǎng)為微小可見裂紋，并大致以D-4點(diǎn)位為半橢圓長(zhǎng)軸中心點(diǎn)繼續(xù)向兩側(cè)及板厚方向生長(zhǎng)，隨后分別在匯聚點(diǎn)2與匯聚點(diǎn)3將點(diǎn)裂源3與點(diǎn)裂源4形成的疲勞裂紋吞噬。

試件TEU10疲勞裂紋最初萌生于點(diǎn)裂源1～6，隨著加載次數(shù)的增加，點(diǎn)裂源1～2逐漸在匯聚點(diǎn)1匯聚成長(zhǎng)為微小可見裂紋，并大致以D-4點(diǎn)位為半橢圓長(zhǎng)軸中心點(diǎn)繼續(xù)向兩側(cè)及板厚方向生長(zhǎng)；點(diǎn)裂源4逐漸成長(zhǎng)為微小可見裂紋，并在匯聚點(diǎn)2將點(diǎn)裂源5形成的疲勞裂紋吞噬，其后大致以D-18點(diǎn)位為半橢圓長(zhǎng)軸中心點(diǎn)繼續(xù)向兩側(cè)及板厚方向生長(zhǎng)。

4.3 實(shí)測(cè)裂紋的擴(kuò)展與斷裂

疲勞裂紋的生長(zhǎng)會(huì)導(dǎo)致局部剛度降低，裂紋源附近區(qū)域發(fā)生應(yīng)力重分布。隨著疲勞荷載次數(shù)的增加，疲勞裂紋在頂板厚度方向與沿焊趾方向上逐步擴(kuò)展，因此可通過記錄沿焊趾布置關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變變化，來判斷裂紋的萌生與開展情況。

圖10與圖11分別為試件CU6與TEU10在循環(huán)加載過程中動(dòng)態(tài)應(yīng)變片的應(yīng)變響應(yīng)，由圖10和圖11可知，該組應(yīng)變片的布置方式對(duì)于頂板與U肋連接焊縫疲勞裂紋較為敏感，分別記錄下了D-4與D-18附近區(qū)域的疲勞裂紋萌生、裂紋擴(kuò)展直至試件斷裂全過程。

圖10 CU6關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)應(yīng)變下降率

圖11 TEU10關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)應(yīng)變下降率

表4為本次試驗(yàn)實(shí)測(cè)裂紋面開裂與擴(kuò)展全過程，由表4可知，鋼橋面頂板與U肋連接焊縫疲勞開裂以多處點(diǎn)裂源形式萌生并逐漸匯聚成長(zhǎng)為微小可見裂紋的生長(zhǎng)過程。試驗(yàn)結(jié)果表明：該測(cè)試方法可以大致在加載次數(shù)約為其疲勞總壽命的50%時(shí)發(fā)現(xiàn)裂紋萌生，隨著加載次數(shù)的增加疲勞裂紋逐漸生長(zhǎng)，隨后逐漸匯聚為一條微小可見裂紋；當(dāng)試件達(dá)到疲勞破壞判據(jù)(即裂紋一側(cè)延伸至頂板頂面)時(shí)，邊緣動(dòng)態(tài)應(yīng)變片的應(yīng)變降低100%。試件實(shí)測(cè)斷面應(yīng)變響應(yīng)見圖12。由圖12可知，TEU10的加載應(yīng)力幅比CU6高27.8%，TEU10在加載100萬次時(shí)疲勞裂紋僅導(dǎo)致微弱的應(yīng)變響應(yīng)，而CU6在循環(huán)加載100萬次時(shí)疲勞裂紋導(dǎo)致約20%應(yīng)變響應(yīng)，說明厚邊U肋有助于延緩裂紋萌生。

圖12 試件實(shí)測(cè)斷面應(yīng)變響應(yīng)

表4 實(shí)測(cè)斷面應(yīng)變響應(yīng)

5 疲勞設(shè)計(jì)驗(yàn)算曲線

采用IIW推薦的單側(cè)置信水平為87.5%(雙側(cè)置信水平為75%)，保證率為95%的S-N曲線計(jì)算方法[24]，分別得到厚邊U肋和等厚U肋在名義應(yīng)力與熱點(diǎn)應(yīng)力下的S-N曲線，見圖13。從圖13中可以看出，等厚U肋在單側(cè)置信水平87.5%保證率95%條件下，其名義應(yīng)力幅下的S-N曲線分別位于TB 10091—2017《鐵路橋梁鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[25]規(guī)定的第Ⅺ類疲勞細(xì)節(jié)(FAT 71.9)、JTG D64—2015《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》[26]規(guī)定的FAT 70疲勞曲線、Eurocode 3[27]規(guī)定的FAT 71疲勞曲線附近，其實(shí)測(cè)疲勞強(qiáng)度等級(jí)為FAT 69.8與規(guī)范分類基本相符。同樣的，厚邊U肋在單側(cè)置信水平87.5%保證率95%條件下，其名義應(yīng)力幅下的S-N曲線分別高于文獻(xiàn)[25]規(guī)定的第XI類疲勞細(xì)節(jié)(FAT 71.9)、文獻(xiàn)[26]規(guī)定的FAT 70疲勞曲線、Eurocode 3規(guī)定的FAT 71疲勞曲線，其實(shí)測(cè)疲勞強(qiáng)度等級(jí)為FAT 92.2。最終得到在上述試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)位置、疲勞失效判據(jù)下，具有87.5%單側(cè)置信水平95%保證率的厚邊U肋S-N曲線為

圖13 不同應(yīng)力下的S-N曲線

名義應(yīng)力幅：3lgΔσ+lgN=12.196

熱點(diǎn)應(yīng)力幅：3lgΔσ+lgN=12.522

為了便于驗(yàn)算，建議向下取整為FAT 90(名義應(yīng)力)與FAT 115(熱點(diǎn)應(yīng)力)作為頂板與厚邊U肋連接焊縫疲勞驗(yàn)算曲線。

6 結(jié)論

本文在前期研究的基礎(chǔ)上，進(jìn)行了2組共7個(gè)局部足尺模型的疲勞試驗(yàn)，在獲取S-N基礎(chǔ)疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)的同時(shí)，對(duì)疲勞裂紋的萌生、匯聚和擴(kuò)展全過程進(jìn)行了實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)。此外，結(jié)合前期疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)(11個(gè)試件)，基于充分的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，推導(dǎo)建立了單側(cè)置信水平為87.5%，保證率為95%的S-N驗(yàn)算曲線。通過上述研究，可以得出如下結(jié)論：

(1)根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，厚邊U肋試件連接焊縫的疲勞強(qiáng)度同時(shí)滿足TB 10091—2017《鐵路橋梁鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中FAT 71.9、JTG D64—2015《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》中FAT 70、Eurocode 3中FAT 71的疲勞強(qiáng)度分類。同時(shí)，在名義應(yīng)力下，厚邊U肋試件疲勞強(qiáng)度比等厚U肋試件高21.4%；在熱點(diǎn)應(yīng)力下，厚邊U肋試件疲勞強(qiáng)度比等厚U肋試件高21.1%。綜上，厚邊U肋試件的疲勞性能優(yōu)于等厚U肋試件。

(2)本文通過在距離焊趾8 mm(0.5t)位置布設(shè)陣列式動(dòng)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)得到的實(shí)測(cè)斷面應(yīng)變響應(yīng)與裂紋斷面的詳細(xì)分析綜合得出了疲勞裂紋萌生與擴(kuò)展全過程。試驗(yàn)結(jié)果表明：①鋼橋面頂板與U肋連接焊縫疲勞裂紋最初以多個(gè)半圓狀點(diǎn)裂源形式隨機(jī)萌生于應(yīng)力幅較大區(qū)域，隨后逐漸沿縱向與板厚方向生長(zhǎng)、匯聚形成半橢圓狀微小可見疲勞裂紋；微小可見裂紋在荷載作用下繼續(xù)生長(zhǎng)，直至形成貫穿裂紋導(dǎo)致疲勞失效；②根據(jù)現(xiàn)有試驗(yàn)結(jié)果，厚邊U肋的應(yīng)用有助于延緩疲勞裂紋的萌生，當(dāng)厚邊U肋加載應(yīng)力幅比等厚U肋高27.8%時(shí)，在加載100萬次時(shí)等厚U肋疲勞裂紋導(dǎo)致的應(yīng)變響應(yīng)比厚邊U肋高約20%；③疲勞裂紋萌生在疲勞總壽命中占有相當(dāng)大比例，試驗(yàn)結(jié)果表明，現(xiàn)有測(cè)試方法可以在加載次數(shù)約為其疲勞總壽命的50%時(shí)發(fā)現(xiàn)疲勞裂紋萌生。

(3) 通過上述試驗(yàn)研究，提出了厚邊U肋鋼橋面頂板與U肋連接焊縫的疲勞強(qiáng)度。本文通過試驗(yàn)研究表明：①等厚U肋在87.5%單側(cè)置信水平95%保證率條件下，名義應(yīng)力幅與熱點(diǎn)應(yīng)力幅下的疲勞強(qiáng)度基本符合文獻(xiàn)[25]中FAT 71.9、文獻(xiàn)[26]中FAT 70、Eurocode 3中FAT 71的疲勞強(qiáng)度分類，可將其作為頂板與等厚U肋連接焊縫疲勞驗(yàn)算曲線；②提出了厚邊U肋試件在名義應(yīng)力幅與熱點(diǎn)應(yīng)力幅下具有87.5%單側(cè)置信水平95%保證率的厚邊U肋S-N曲線，該曲線的疲勞強(qiáng)度等級(jí)為FAT 90(名義應(yīng)力)與FAT 115(熱點(diǎn)應(yīng)力)，為后續(xù)該構(gòu)造細(xì)節(jié)的進(jìn)一步深入研究和工程的實(shí)際應(yīng)用提供一些借鑒。