正交異性鋼橋面板U肋與橋面板連接處焊縫的疲勞評估

譚康榮

摘 要：本疲勞試驗結果研究報告中的寬300mm的試件有三個細節(jié)：80%的焊縫熔深（80%PJP），焊縫熔穿（WMT）和兩者都有。該試件是從厚16mm的足尺正交異性橋面板試件上切割下來的。在疲勞試驗中，橋面板承受循環(huán)彎曲載荷，加勁肋不施加荷載。從疲勞斷裂面發(fā)現(xiàn)WMT可能會影響疲勞裂紋的產生。觀察發(fā)現(xiàn)疲勞開裂傾向于發(fā)生在底部，而不是坡腳。從S-N圖表明，WMT試件的疲勞強度略低于80%PJP試件，但他們的區(qū)別更可能是由于測試的離散數(shù)據(jù)引起的，這意味著這兩個細節(jié)的疲勞強度具有相似性。目前的測試結果滿足于JSSC-E（ 2×l06 次循環(huán)后達80 MPa）和AASHTO-C（2×l06 次循環(huán)后達89 MPa）荷載下的S-N曲線。

關鍵字 ：正交異性鋼橋面板；肋板焊縫； 疲勞強度 ；平面彎曲； 疲勞裂縫； 疲勞壽命

介紹

由于正交異性鋼橋面U肋（OSDs）（凹槽肋）質量輕、安裝快速、承載力高，被廣泛應用于懸索橋，斜拉橋和城市高架橋。在日本，大多數(shù)由OSDs組成的橋面板都厚12mm，橋面瀝青路面厚60-80mm， 縱向鋪設許多標準尺寸的U肋，由間隔從2～4.5米的橫梁支撐。U肋經常用焊腳為6mm的角焊焊接到橋面板，需要一些焊接熔透。在日本道路協(xié)會規(guī)范（JRA 2002），75%的焊接熔透率是必需的。如果使用標準的細節(jié)那么疲勞評價就沒有必要了。注意LRFD橋梁設計規(guī)范（AASHTO 2004年）規(guī)定正交異性橋面板焊縫熔透要達到80%。

文獻綜述

最近，日本經常報道兩種OSDs正交異性橋面板上的疲勞裂紋，第三種可能出現(xiàn)的疲勞裂紋如下圖1所示 。橋面底部的裂縫在過去十年中備受關注。裂紋的萌生點是在焊縫底部和U肋內部，檢查困難。一旦裂縫通過的橋面板傳播，就會影響瀝青路面，也會影響車輛運行的安全性。迄今為止在日本已經進行了很多深入的研究。例如，Mizuguchi等（2004）提出新的OSD，即橋面板是標準厚度的1.5倍，U肋也比標準OSD大1.5倍。新的細節(jié)被用于連接東京和名古屋的新建東名高速公路上的一些新的橋梁上。Miki等人（2005年），通過有限元分析表明，橋面板的小彎曲剛度主要可能是由疲勞裂紋引起的。通過全尺模型試驗，Ono等（2009）提出用鋼筋混凝土（SFRC）改造或修補現(xiàn)有OSDs。Kodama等（2010）報道了鋼筋混凝土在實際OSDs的應用。Ya 、 Yamada （2008） 和 Xiao等（2008）表明，使用厚橋面板（16mm）能提高正交異性橋面板焊縫的疲勞耐久性。在日本更多關于OSDs的文獻資料可以在別處找到（Machida等2004年；Yamada 和 Ya 2008b）。

早些時候報道的底部焊接裂縫，即出現(xiàn)在底部通過焊縫傳播，進行了許多實驗研究來加以證明（Maddox 1974a）。這些疲勞裂紋產生的主要原因是焊縫厚度不足。增加焊縫厚度可以防止這種裂紋的產生（（Maddox 1974a；Ya等2009）。

橋面頂部裂縫，從焊縫頂部產生然后傳播到橋面板，如圖1所示，至今在日本還沒有報道。然而，在足尺模型疲勞試驗中就觀察到了這種現(xiàn)象（Mori等2006；Kawabata等2006）。在Lehigh大學進行的一個足尺模型疲勞試驗中，使用16mm厚的橋面板，報告顯示疲勞裂紋出現(xiàn)在焊縫底部（Tsakopoulos和Fisher2003）。最近Sim等（2009）進行了16mm厚橋面板足尺模型疲勞試驗。（2009年） 在加利福尼亞大學圣迭戈分校（UCSD）發(fā)現(xiàn)疲勞裂縫主要是在焊縫頂部，而不是與橋面板焊接的焊縫的底部。在小尺寸疲勞試驗中，底部和頂部都出現(xiàn)裂縫（Maddox 1974b； Ya等2008）。在Yamada 和 Ya （2008a）的實驗中，也有報道少許焊縫頂部裂縫，盡管在疲勞試驗之前焊縫頂部大致被打磨過。

Sim等人的疲勞試驗中（2009年），研究了焊接熔透（WMT）對正交異性橋面板焊縫疲勞強度的影響，由于只有少量測試數(shù)據(jù)所以沒有得到一個明確的結論。注意，WMT是電弧熔化，焊接材料進入U肋內部一種焊接狀態(tài)。當制造一個薄的肋板（8mm厚）需要高熔透率的時候，在這個過程中可能會使用它。

研究的范圍和對象

本研究的對象是一個從Sim等人（2009）的疲勞試驗中使用的足尺正交異性橋面模型上切割下來的寬300mm試件。疲勞試驗模擬橋面板的疲勞裂紋，通過應用板彎曲應力來觀察疲勞裂紋的擴展行為和獲得S-N曲線測試結果，可能對疲勞壽命的評估有一定作用。還對小尺寸和足尺實驗做了比較。

疲勞試驗

正交異性橋面板焊縫平面彎曲疲勞試驗的基本概念

有限元分析（FEA）表明，活載作用下橋面板彎曲應力占主導地位。為了模擬橋面板的疲勞裂紋，循環(huán)彎曲應力應用到橋面板上，而U肋不受荷載，就像以前Yamada 、 Ya（2008A）和Ya等（2008年）那樣。當循環(huán)彎曲應力作用在橋面板上時，如果焊頸厚度與肋的厚度之比小于1.5，焊頸可能會發(fā)生疲勞破壞，破壞可能發(fā)生在肋邊的焊縫頂部。

試樣

如圖2所示的從以前在加州大學圣迭戈分校（Sim等，2009年）的疲勞試驗中使用的三個足尺模型上切下的300mm寬的測試模型。

肋與板的焊接點切除位置遠離加載位置，以避免受到以前加荷的影響。16mm厚橋面板的足尺模型長10m，寬3m，4根U肋厚8mm，3根橫梁。肋與橋面板的焊縫有3個焊接條件：（1）80% 焊縫熔透率（80%PJP）；（2）焊接熔透（WMT）的；（3）焊接條件l和2各使用1m，交替使用。焊接接頭使用埋弧焊焊接工藝 （SAW）。鋼材等級為美國ASTM A709 345。

足尺模型制作有預拱和沒有預拱兩種，但切割時選擇沒有預拱的模型。預拱是一種用于在制造OSDs時，減少重復熱量矯直橋面板的技術（Yanagihara等，2006）。

準備二十有三個不同的細節(jié)試件：（a）8個80%PJP；（b）6個 WMT；（c）6個80%PJP& MWT，每各80%PJP和 WMT寬150mm，如圖3和表l所示。研究頂部和底部的開裂，試件又分為兩大系列各10個，即D16R8和 D16T8分別研究頂部和底部。表l給出了實驗計劃。

然而，目測表明：八個80%PJP試件中的四個有一些WMT點。因此，80%PJP進一步分為兩個亞組，即，（a1）80%PJP_P（不存在任何WMT），（a2）80PJP_W（存在一些WMT點）。WMT和80%PJP&WMT組發(fā)現(xiàn)焊縫外觀比較粗糙，如圖3（d）所示。

疲勞試驗安裝和程序

疲勞試驗在兩個振動疲勞試驗機上進行（Yamada等，2007），如圖4所示。通過內部振動器偏心旋轉產生循環(huán)彎曲荷載作用到試件上。逆變器通過加載速度和施加的壓力范圍是變化來控制電機的轉速。振動器只產生一個交變應力，r=-1（r =應力比）。由彈簧引起的靜力來調節(jié)應力比。一個或多個動態(tài)應變錄像機和一臺個人電腦是用來監(jiān)測整個疲勞試驗應變。

疲勞裝置如圖5所示，其中一個是用來模擬橋面板底部裂紋，其他的模擬橋面板頂部開裂。在每個測試裝置，固定端附近的應力范圍是高于加載端。在這項研究中，應力比R設置在0.2左右，加載速度約為20赫茲。

六單軸應變計粘在橋面板上，離焊縫頂/底部5mm遠，如圖2所示。有限元分析表明：測量點的應變超出焊縫幾何形狀的影響。

對染料滲透劑（DP）和海灘標志（BM）進行了測試，以使裂紋的形狀和大小留在斷口，重要的是可以在以后獲得疲勞裂紋的萌生和擴展行為。DP測試通過高度滲透的藍墨水在焊縫底部/頂部畫線，能在一個應變計中觀察到應力變化范圍小于5%的應變。墨水在斷口上留下一個或多個標志（即染料記號），這些記號可以再疲勞試驗后可觀察到。BM測試在后期的裂紋擴展施加壓力105周期后減少15%～30%的范圍內進行了一次或幾次。應力范圍的減少導致了不同的裂紋擴展速率，然后同心標志（沙灘商標）出現(xiàn)在斷口上。沙灘標志測試周期的數(shù)字不包括在試件的疲勞壽命報告中。

直徑0.04mm的銅導線粘到試樣表面，用來檢測裂縫出現(xiàn)在橋面板的底部/頂部。銅導線連接到控制箱上，當裂縫切斷他們時停止振動 。這個階段的周期被定義為試件的疲勞壽命。

疲勞試驗結果

疲勞裂紋萌生/傳播行為

在D16R8系列10個試件均按計劃的從橋面板底部產生裂紋破壞。一個小的伴隨的橋面板頂部裂紋寬95mm，小于250mm寬的橋面板底部裂紋。因此，從底部破壞似乎是占主導地位。D16T8系列，是為了出現(xiàn)頂部開裂，10例均意外地從底部破壞，盡管焊縫頂部應力水平比焊縫底部高出5%。其中有一個小的伴隨頂部開裂。基于兩個系列試驗測試結果，得出在正交異性橋面板承受彎曲荷載，肋不承受荷載情況下，焊縫底部開裂超過頂部開裂。

Mori等（2006）的足尺疲勞試驗在固定點加載和Kawabata等的動荷載作用下，橋面板厚12和14mm的OSD試件結果顯示了底部和頂部的疲勞裂紋。Kawabata等（2006）認為，頂部開裂是由于荷載位置和未鋪砌的橋面板表面無負荷分布引起的。Sim等（2009）報道了底部和頂部裂縫，頂部開裂似乎占優(yōu)勢。請注意，他們的測試是在一個固定的加載點和鋪設了橋面板。

典型的微裂縫如圖6所示。疲勞裂紋的路徑幾乎是垂直于橋面板。對于WMT細節(jié)，焊接材料不完全融合，似乎有所重疊。疲勞裂紋的產生和傳播是在電熔焊金屬的底部，在圖6（b）和7所示。

如圖8和9所示，一個典型的WMT試件和80%PJP_P試件的疲勞斷口。觀察到小的半橢圓疲勞裂紋沿焊縫底部發(fā)展。有人提出，如果橋面板底部疲勞裂紋發(fā)生在正交異性橋面板肋板焊縫的位置，那么在車輪位置下的焊縫其他地方也可能有疲勞裂紋。

小疲勞裂紋萌生后，聯(lián)合起來，形成較大的裂縫，通過厚度和側面方向傳播。較大的裂縫形成半橢圓形狀。在最終的破壞中，裂紋深度達14～15mm，大約的橋面板厚度的90%。從焊縫底部開始，疲勞裂紋似乎已加入到一系列的橋面板上表面的小裂縫中，形成一個貫穿的厚度裂紋來切斷銅線。這種看法是類似于以前的12 和 14mm厚的橋面板疲勞試驗（Yamada和Ya 2008a；Ya等2009），

Ono等人（2009年）做的12mm厚橋面板的足尺模型試驗表明，橋面板底部裂紋到達橋面板可能需要一些時間，即使它最終也幾乎到達表面。Kawabata等人（2006年）做的12和14mm厚橋面板報告中沒有出現(xiàn)橋面板表面裂縫。Sim等人（2009）的16mm厚橋面板足尺模型試驗也表明，疲勞裂紋似乎在橋面板厚度的一半左右時就被阻止了，他們并沒有出現(xiàn)在橋面板上表面。因此，足尺模型往往表明，一個較厚的橋面板可以阻止疲勞裂紋到達橋面板表面。

橋面板小尺寸試驗模型疲勞裂紋最終貫穿橋面板破壞，但他們不會發(fā)生在足尺試件中。差異的原因是清楚的，但有如下的建議。小尺寸模型試件試驗脈動應力狀態(tài)（0

80%PJP_W試件的斷裂面顯示三個染料標記的位置。它們只存在于WMT點下面，如圖10所示。在WMT試件斷裂表面上同樣可以看出，如圖11所示，兩條疲勞裂紋似乎已經愈合，每條裂縫的中心位于WMT點附近。圖12所示的是 80%PJP&WMT的試件的疲勞斷面， 觀察到WMT端最終的疲勞裂紋。從這些結果看出， WMT的存在可能會影響試件疲勞裂紋的萌生。因此，將疲勞試件重組（見表1）：80%PJP（不存在WMT點）正如（1）80%PJP，包含四個試件，其他是（2）WMT，包含16個試件。

80%PJP和WMT疲勞強度的比較

（1）80%PJP和（2）WMT的疲勞試驗結果列在表2和圖13中。焊縫底部應力幅從測得的應力幅線性插值計算得到 ，如圖13所示。已經定義的試樣的疲勞壽命是疲勞試驗結束時的周期數(shù)量。AASHTO標準（2004年）疲勞設計曲線和日本鋼結構協(xié)會也繪制設計曲線（JSSC1995）以供參考。請注意，有八個AASHTO標準和JSSC規(guī)格設計曲線，但每個曲線在2×106周期和剪切限制下有不同的疲勞強度。

兩個試件進行以2×107次循環(huán)測試，沒有任何疲勞開裂的跡象。染料標記檢測用于每個疲勞試驗結束時更高的應力范圍前的試件破壞復檢。在疲勞斷裂面沒有觀察到染料標記。這意味著在復檢之前不存在疲勞裂紋。在2×107周期時得到的數(shù)據(jù)被稱為“跳動”，不包括在回歸分析中。

如圖13，（1）80%的PJP數(shù)據(jù)略高于（2）WMT數(shù)據(jù)。設置S-N曲線的斜率為-3（設計S-N曲線的斜率），進行回歸分析，平均S-N曲線和標準偏差也參看圖13。與平均回歸線相比，（1）80%PJP疲勞強度比（2）MWT略高，即在循環(huán)2 ×106次時數(shù)據(jù)為114MPa比111MPa。這一結果似乎與Mori（2003）單面焊接高熔深率試件疲勞強度往往比低熔深率小的結論一致。但是應當注意，（1）80%PJP的測試數(shù)據(jù)只有四個，疲勞試驗結果固有的離散性是很大。兩組測試數(shù)據(jù)更可能在正常的離散中，因此，兩個細節(jié)似乎有可比的疲勞強度。請注意，Sim等（2009）也沒有對WMT對正交異性橋面板焊縫疲勞阻止的影響作出結論。

采取負斜率-3，對S-N曲線回歸分析，在循環(huán)2×106周期時疲勞強度分別為93和111MPa。 疲勞強度下限滿足 AASHTO規(guī)范的設計C類（循環(huán)2×106次時89MPa）或JSSC的E類（循環(huán)2×106次時80MPa）。

疲勞試驗結果適用性的討論

研究是基于焊縫底部承受彎曲應力幅和肋不受荷載下的正交異性橋面板的S-N曲線。 為了保持一致性，定義疲勞強度對在相同荷載下焊縫疲勞壽命評估是有效的。

在一個帶U肋的正交異性鋼橋面下，應力行為復雜，因為U肋是封閉的所以焊縫底部應力幅決定性因素難解。試圖證明疲勞試驗結果在U肋疲勞壽命評估中的應用，有如下步驟。 首先，彎曲應力是在橋面板中（Ya 和 Yamada 2008年）占主導地位，彎曲應力在疲勞試驗中占主要部分是符合測試條件的 。 其次，當肋壁承受彎曲應力，破壞發(fā)生在焊縫頸部，而不是在橋面板上（Ya等2009）。 我們關心的是橋面板的疲勞裂紋。 因此，肋壁的彎曲似乎與橋面板開裂無關。第三， 對使用了27年的OSD橋梁進行應力測試， 該橋橋面板厚12mm， U肋厚8mm，調查肋壁力的作用下肋板焊縫疲勞壽命（Murai等2008）。 應變片貼在肋板焊縫位置，如圖14所示。當U肋在荷載作用想扭曲并表現(xiàn)成一個框架的狀態(tài)，彎矩可在交叉點平衡（即，Min+ Mout + Mr = 0）。 作為Mout和Mr可以從測量的應變計算得到，Min可使用這個平衡方程計算，如圖 14所示的彎矩分布在彎曲的焊縫底部，Mroot，在交叉點比彎曲低，Mr，保守的，Min可用來計算疲勞壽命評估的應力幅。這種疲勞壽命與通過離橋面板焊縫頂部5mm粘貼應變計計算得到的疲勞壽命相比。 后者與不考慮肋壁受力情況時相同。 請注意，在日本應變計往往粘在離焊縫頂部5mm 的地方。 Murai等人（2008年）發(fā)現(xiàn)，上述兩種情況在疲勞壽命上有約10%差別。 因此，雖然考慮到了肋壁的彎曲， 但是肋與橋面板焊縫疲勞壽命的預測會改變 10%，換句話說，U肋的受力會有一定的影響。 盡管在12mm厚的橋面板上觀察到這一結果，但可以認為在16mm厚的橋面板上能與獲得類似的結果，因為較厚的橋面板比肋壁有更高剛度和承載力。然而，未來的研究可能需要解決這個問題。 前面所討論的應用到評估U肋疲勞壽命中的三個論點表明 定義的疲勞強度可能用于U肋焊縫疲勞壽命的預測；橋面板破壞能被預測到，因為肋壁所受的力可能會有一個相對較小的影響。 此外，應變計也可用于應變的測量，用于疲勞壽命評估就更簡單。這樣的做法可作為橋梁維修工程師的首選方法。

結論和討論

對從足尺模型上切下來的寬300mm的試件進行的疲勞試驗結果歸納如下。

小尺寸試件焊接條件的觀察

三個焊接條件（80%PJP，MWT，80%PJP&MWT） 計劃采取類似于在足尺模型中SAW程序制作的肋與橋面板焊縫。 檢查切割下來的試件時發(fā)現(xiàn)一半80%PJP試件存在 WMT點（80%PJP_W）。 證明控制底部焊接條件似乎很困難。

觀察底部和頂部開裂的傾向性

底部疲勞開裂占主導地位，而不是在300mm寬橋面板試件承受循環(huán)彎曲應力和U肋不受力試驗中所觀察到的頂板開裂占主導的情況。然而，在16mm厚橋面板足尺模型試驗中觀察到的主要是頂部開裂，而不是底部開裂（Simet等，2009年）。在日本， 12和14mm厚橋面板足尺模型疲勞試驗結果表明在底部和頂部都有開裂，但在日本一直沒有實際的12mm橋面板 OSDs頂部開裂的報告。

焊接熔透的影響

80%PJP_W，WMT，和80%PJP&WMT的破壞面表明，WMT可能會影響疲勞裂紋的萌生；因此，他們被分為一組，即（2）WMT在S-N曲線，（1）80%PJP（沒有任何存在 WMT）的似乎是比（2）WMT略高，但更可能是正常的離散疲勞試驗結果造成的不同，因此，二者的疲勞強度應具有可比性。

致謝

感謝Uang Chia-Ming教授、UCSD的Sim Hyoung-Bo先生以及名古屋大學的Hanji Takeshi博士，在將試件從UCSD切割和運送到名古屋大學中的合作。 非常感謝Nippon鋼材名古屋廠和日本鋼鐵聯(lián)盟的財政支持。 第一作者感謝在名古屋大學學習期間日本政府提供的獎學金支持。