朱志偉 高 天 吉伯海 袁周致遠

(江蘇揚子江高速通道管理有限公司1) 靖江 214500) (河海大學土木與交通學院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[1-2]，但鋼橋面板由于受到焊縫缺陷、焊接殘余應力等不利因素的影響，在交通荷載的反復作用下極易產(chǎn)生疲勞損傷[3-4].目前較為成熟的疲勞修復方法包括鉆孔止裂法、裂紋焊合法和局部補強法[5-7]等.然而上述方法在實橋應用時均存在結(jié)構(gòu)二次損傷和施工困難等弊端，會對鋼橋安全服役埋下諸多技術(shù)隱患.

近年來，基于錘擊原理的氣動沖擊修復技術(shù)得到了廣泛應用.氣動沖擊通過高速運動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，同時引入殘余壓應力.國內(nèi)外學者針對該項技術(shù)開展了大量研究，結(jié)果表明：氣動沖擊可顯著延長裂紋剩余疲勞壽命[8-9]，同時基于疲勞試驗提出了氣動沖擊建議技術(shù)參數(shù)和效果評價指標[10].

然而現(xiàn)有研究手段多依賴于室內(nèi)疲勞試驗，受試驗設備限制，疲勞試驗的邊界條件和施加荷載等因素通常作簡化處理，試件裂紋均承受純張拉荷載，難以模擬服役環(huán)境下實橋疲勞裂紋的耦合受力特征.為了全面評估疲勞裂紋氣動沖擊修復效果，有必要進行現(xiàn)場復合型疲勞裂紋監(jiān)測研究.

文中依托江蘇省某千米級跨江懸索鋼箱梁橋(以下簡稱J橋)，進行了現(xiàn)場復合型裂紋氣動沖擊維修和監(jiān)測.從裂尖應變場和疲勞應力譜等多角度分析，揭示了實橋疲勞裂紋的復合受力特征，評估了復合型裂紋氣動沖擊的修復效果.

1 實橋監(jiān)測方案

1.1 測點選取

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

圖1 測點選取位置

1.2 應變測試方案

現(xiàn)場監(jiān)測方案中，擬在裂紋尖端布置三向張拉型應變花(簡稱TG片)和環(huán)狀應變片(簡稱CG片).其中TG片用于標記裂尖主應力方向，CG片用于監(jiān)測裂尖復雜受力狀態(tài).現(xiàn)場布置見圖2，其中CG片圓心對準裂紋，應變絲由下到上分別記作C1～C4(張拉應變絲為C1、C4，剪切應變絲為C2、C3).TG片沿著裂尖垂直表面上下對稱布置，測點距離裂尖表面8 mm，與該處U肋厚度相一致，應變絲分別記作CD1～CD6.其中CD1、CD4與裂紋長度方向垂直，用于測量張拉應力，CD3、CD5與裂紋長度方向水平，用于測量剪切應力，CD2、CD5與裂紋長度方向呈45°夾角.

圖2 應變片布置

采用優(yōu)泰動態(tài)信號分析系統(tǒng)對數(shù)據(jù)進行采樣，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 氣動沖擊修復

第一次數(shù)據(jù)采集后，進行氣動沖擊修復處理，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裂紋進行完全沖擊，見圖3.

圖3 氣動沖擊維修

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變片的緣故，因此裂尖區(qū)域并未進行沖擊，整條裂紋的沖擊覆蓋率為90%，可以近似的認為沖擊覆蓋率為100%.

2 復合型疲勞裂紋受力特征分析

2.1 裂紋尖端應變時程分析

由于采集數(shù)據(jù)量過于龐大且較難處理，因此對維修前24 h監(jiān)測數(shù)據(jù)進行切分，選取1 h相同時間內(nèi)張拉和剪切測點數(shù)據(jù)，用于分析復合型疲勞裂紋的尖端應變特征.通過刪除高頻振動干擾、零均值處理等濾波手段對監(jiān)測數(shù)據(jù)進行預處理，從而消除應變響應的“零飄”干擾.

以CG片為研究對象，對預處理后的應變數(shù)據(jù)進行提取和分析，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)局部應變場.限于篇幅，僅選取六軸車應變時程進行分析，見圖4.

圖4 六軸車應變時程

由圖4可知，車輛經(jīng)過時，CG片張拉和剪切應變絲的變化幅值較大，六軸車經(jīng)過時，最大拉應力可達27 MPa，最大剪切應力可達30 MPa.張拉型應變時程表明裂紋前緣處于拉壓循環(huán)狀態(tài)，剪切型應變時程表明裂紋前緣上、下表面的應變方向相反，裂尖相互錯動.在對裂紋進行宏觀觀測時發(fā)現(xiàn)，裂紋上、下面相互錯動，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 裂紋尖端主應力分析

以TG片為研究對象，選取單個車輪經(jīng)過測點為計算模型，分析裂紋尖端區(qū)域最大主應力及其方向變化情況.圖5為單車輪作用下測點最大主應力及其方向時程圖，單車輪經(jīng)過測點的過程中，最大主應力大小及方向主要經(jīng)歷了三個階段.

圖5 單車輪經(jīng)過下裂尖主應力及其方向

經(jīng)分析，單車輪經(jīng)過時裂尖最大主應力以及方向的三階段變化，對應于裂紋的三種不同的擴展模式，見圖6.階段Ⅰ為車輪接近裂紋尖端但尚未達到裂紋正上方階段(1→2)，裂紋尖端主應力方向于ε0的正向呈-90°夾角，此時裂尖上、下面呈相互張開的趨勢，表明該階段裂紋的擴展以張開型為主，該階段的特點是：最大主應力較小，但其持續(xù)時間較長.階段Ⅱ為車輪靠近裂尖至其正上方階段(2→3)，裂尖主應力方向于ε0的正向由90°轉(zhuǎn)變?yōu)?5°，此時裂尖上、下面之間呈相互擠壓的趨勢，裂紋尖端閉合，表明該階段裂紋不擴展，但該階段持續(xù)時間較短.階段Ⅲ為車輪位于裂尖正上方至其逐漸遠離階段(3→4)，裂尖主應力方向于ε0的正向由45°轉(zhuǎn)變?yōu)?°，此時裂尖上、下面之間呈相互錯動的趨勢，這表明該階段裂紋的擴展以剪切型為主，該階段的特點是：最大主應力較大，但其持續(xù)時間較短.

圖6 單車輪經(jīng)過下裂紋三階段擴展模型

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)過裂尖過程中，裂尖擴展為張開—閉合—剪切的三階段擴展模式，表明該條裂紋是張拉—剪切復合型裂紋.同時，當裂紋繼續(xù)擴展時，對應于階段Ⅰ和階段Ⅲ的時間逐漸增大，將進一步促進裂紋的擴展，導致裂紋的擴展速率持續(xù)增大，因此有必要采取相應的措施對該條裂紋進行及時的修補.

3 氣動沖擊修復效果評估

3.1 維修前后裂尖應力場

氣動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受力，勢必會對裂紋尖端應力場產(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)過時的裂尖應力時程，為了確保數(shù)據(jù)相對可靠，提取數(shù)據(jù)均為相同時間段內(nèi)引起最大應變響應的車輛.由于數(shù)據(jù)量較大且應力響應具有相似性，僅對六軸車進行應力時程對比，見圖7a).

由圖7a)可知，對于張拉應力測點(C4)，氣動沖擊維修后，尖端應力時程具有與維修前相似的變化趨勢，但應力值大幅度減小.氣動沖擊維修前車軸經(jīng)過測點時，裂紋尖端應力波均在[-75，25 MPa]之間波動，氣動沖擊維修后，裂紋尖端應力波動范圍為[-30，5 MPa].尤其是對于裂紋擴展有積極作用的拉應力值，在經(jīng)過氣動沖擊維修時，其值均在10 MPa以下，對裂紋張拉擴展的“遲滯”效應起到了積極作用.

對于剪切應力測點(C2與C3)，見圖7b).氣動沖擊維修后，裂尖應力時程的變化趨勢和應力值大小均有不同程度的改變.氣動沖擊維修前，裂紋上下表面處于“分離狀態(tài)”，車輪荷載經(jīng)過時，裂紋上表面測點(C3)以壓應力為主，應力波動范圍為-40～5 MPa，裂紋下表面測點(C2)以拉應力為主，應力波動范圍為-5～25 MPa，裂紋尖端在拉壓應力作用下產(chǎn)生“撕扯”，引起裂紋的剪切型擴展.氣動沖擊維修后，C2、C3測點應力波以0 MPa上下波動，其應力波動范圍分別為-5～10 MPa、-10～5 MPa，應力波動趨勢的改變表明此時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)的應力響應.對于剪切應力測點，在氣動沖擊維修后，裂尖應力時程波動以及大小的改變，對裂紋剪切破壞的“遲滯”效應起到了積極作用.

圖7 六軸車維修前后應力時程對比

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

圖8 C4測點維修前后拉應力對比

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

圖9 剪切測點維修前后拉壓應力對比

3.2 維修前后裂尖疲勞應力幅

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

表1 維修前后CG片測點應力循環(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肋母材擴展的裂紋尖端張拉、剪切應力均具有較大水平，屬于典型的I-II復合型疲勞裂紋.

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

3)氣動沖擊可以改善疲勞裂紋尖端的應變場和應力幅，沖擊后張拉和剪切應變下降60%以上，應力幅計數(shù)降低30%以上.氣動沖擊修復技術(shù)能夠有效延緩或阻止復合型裂紋的擴展.