隨機(jī)輪載下鋼橋面頂板與縱肋焊縫疲勞裂紋擴(kuò)展特性研究

魯乃唯, 劉 靜, 王 凱, 王鴻浩

(1. 長沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院, 長沙 410114;2. 長沙理工大學(xué) 橋梁工程安全控制技術(shù)與裝備湖南省工程技術(shù)研究中心, 長沙 410114;3. 湖南省建設(shè)工程質(zhì)量檢測中心有限責(zé)任公司, 長沙 410114)

正交異性鋼橋面板(簡稱鋼橋面板)具有施工方便、高強(qiáng)輕質(zhì)、適用性廣的優(yōu)勢,但由于鋼橋面板焊縫較多、殘余應(yīng)力和應(yīng)力集中效應(yīng)顯著,在輪載循環(huán)作用下,頂板與縱肋焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)易產(chǎn)生疲勞裂紋[1-3]。實(shí)際上,鋼橋面板焊縫疲勞開裂受多源不確定性因素的影響,而車輛輪跡橫向分布是致使鋼橋面板焊縫處疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展的主要外因[4]。受焊接缺陷隨機(jī)性的影響,焊縫細(xì)節(jié)疲勞開裂路徑在時(shí)間上和空間上發(fā)生隨機(jī)轉(zhuǎn)移,直接影響結(jié)構(gòu)的斷裂失效模式[5]。傳統(tǒng)確定性的裂紋擴(kuò)展分析方法難以有效描述裂紋隨機(jī)擴(kuò)展特性,分析結(jié)果的價(jià)值有限[6-7]。因此,有必要對(duì)車輪橫向分布影響下的鋼橋面板焊縫處疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑展開研究。

國內(nèi)外學(xué)者已對(duì)鋼橋面板焊縫處疲勞裂紋萌生、擴(kuò)展至斷裂過程開展了大量理論分析和試驗(yàn)研究。王春生等[8]對(duì)鋼橋面板裂紋耦合擴(kuò)展研究結(jié)果表明,鋼橋面板焊縫的II型和III型特征在后期的應(yīng)變能釋放率增加(約為I型裂紋的2%),導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展方向輕微偏轉(zhuǎn),應(yīng)按照復(fù)合型裂紋考慮。張清華等[9]提出一種三維裂紋擴(kuò)展方法,分析了鋼橋面板頂板與縱肋焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞裂紋擴(kuò)展角的變化規(guī)律。黃云等[10]揭示了頂板與縱肋焊根處疲勞裂紋的擴(kuò)展特性,分析了裂紋面位置對(duì)裂紋擴(kuò)展速率和偏轉(zhuǎn)角的影響規(guī)律。Maljaars等[11]研究了貫穿型疲勞裂紋擴(kuò)展行為,提出了考慮疲勞裂紋貫穿頂板后的剩余擴(kuò)展壽命分析方法。輪跡橫向分布的隨機(jī)性與結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)應(yīng)力幅密切相關(guān)[12]。張慶磊[13]以應(yīng)力強(qiáng)度因子為評(píng)價(jià)指標(biāo),揭示了輪跡橫向分布下不同初始長度的疲勞裂紋擴(kuò)展規(guī)律。閆君媛[14]建立車輛荷載橫向分布概率模型,明確了車輛不同橫向位置與結(jié)構(gòu)失效荷載的相關(guān)性。裂紋擴(kuò)展路徑是反映結(jié)構(gòu)斷裂行為和剩余承載路徑的重要指標(biāo)。Curà等[15]基于XFEM方法,以擴(kuò)展路徑和齒輞的相對(duì)距離為判斷指標(biāo),明確了疲勞裂紋的主要失效模式。Tatami等[16]采用隨機(jī)模型對(duì)多晶陶瓷的裂紋路徑理論分析,揭示了晶粒尺寸對(duì)裂紋擴(kuò)展路徑和斷裂韌性的影響規(guī)律。Alkhateb等[17]提出了兩種隨機(jī)力學(xué)模型,分析了不確定因素對(duì)復(fù)合材料裂紋路徑的影響規(guī)律,預(yù)測了復(fù)合材料的失效概率。在材料、機(jī)械和航空航天領(lǐng)域的隨機(jī)斷裂力學(xué)研究成果較為豐富,缺少鋼橋面板焊縫疲勞裂紋擴(kuò)展過程中隨機(jī)性因素的考慮,導(dǎo)致鋼橋面板疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑不明確。

綜上所述,車輛輪跡橫向分布是導(dǎo)致鋼橋面板焊縫處疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展產(chǎn)生隨機(jī)應(yīng)力譜的一項(xiàng)關(guān)鍵因素,加之焊接缺陷形態(tài)的隨機(jī)性,誘發(fā)鋼橋面板疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展行為。因此,有待將機(jī)械等領(lǐng)域的隨機(jī)斷裂力學(xué)理論引入至鋼橋領(lǐng)域,研究隨機(jī)車輛荷載作用下鋼橋面板焊縫疲勞裂紋的隨機(jī)擴(kuò)展行為。

本文采用不確定性的擴(kuò)展路徑分析方法,結(jié)合概率斷裂力學(xué)與ABAQUS-FRANC3D交互技術(shù),研究了焊縫細(xì)節(jié)的等效應(yīng)力強(qiáng)度因子,并分析了輪跡橫向分布離散度、初始裂紋深度和初始裂紋形態(tài)比對(duì)焊縫處疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布的影響規(guī)律,為合理評(píng)估含多裂紋體的既有鋼橋面板頂板的疲勞可靠性提供理論依據(jù)。

1 基于概率斷裂力學(xué)的鋼橋面板疲勞裂紋擴(kuò)展模擬方法

1.1 確定性疲勞裂紋擴(kuò)展模型

Paris等[18]提出的裂紋擴(kuò)展速率模型是目前應(yīng)用最廣泛的確定性擴(kuò)展理論模型,其基本表達(dá)形式為

(1)

式中：a為疲勞裂紋長度;N為疲勞荷載循環(huán)加載次數(shù);C和n為與材料相關(guān)的常數(shù)參量,可由試驗(yàn)確定;ΔK為應(yīng)力強(qiáng)度應(yīng)子幅值。本文依據(jù)BS7910[19]對(duì)Q345qD鋼材取值,C=5.21×10-13,n=3。目前通常采用裂紋擴(kuò)展增量法來模擬確定性的裂紋擴(kuò)展路徑[20]。疲勞裂紋前緣節(jié)點(diǎn)i的擴(kuò)展步長Δai可通過式(2)確定,相應(yīng)的裂紋擴(kuò)展增量示意圖如圖1所示。

(2)

式中：Δai為裂紋前緣節(jié)點(diǎn)i對(duì)應(yīng)的裂紋擴(kuò)展增量;Δam為疲勞裂紋前緣中值點(diǎn);da/dNi為裂紋前緣節(jié)點(diǎn)i計(jì)算的裂紋增長速率,da/dNm為裂紋前緣節(jié)點(diǎn)和應(yīng)力強(qiáng)度因子中值相對(duì)應(yīng)的裂紋擴(kuò)展速率;ΔKi為疲勞裂紋前緣節(jié)點(diǎn)i相對(duì)應(yīng)的應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值,ΔKm為疲勞裂紋前緣所有節(jié)點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值中值點(diǎn);R為應(yīng)力比。

1.2 基于ABAQUS-FRANC3D交互技術(shù)的確定性裂紋擴(kuò)展模擬方法

斷裂力學(xué)分析專用軟件FRANC3D在航空航天、機(jī)械工程和工程結(jié)構(gòu)中應(yīng)用廣泛,因其計(jì)算精度高得到業(yè)界普遍認(rèn)可[21]。ABAQUS-FRANC3D交互技術(shù)基于式(1)可模擬鋼橋面板焊縫處確定性的疲勞裂紋擴(kuò)展路徑,其工作流程如圖2所示。

圖1 裂紋擴(kuò)展增量示意圖

圖2 ABAQUS-FRANC3D交互工作流程

1.3 概率斷裂力學(xué)分析方法

確定性疲勞裂紋擴(kuò)展模型僅局限于較為單一的疲勞開裂問題,無法表征開裂模式和服役環(huán)境均較為復(fù)雜的鋼橋面板焊縫處疲勞裂紋擴(kuò)展路徑的差異性,因此需要在確定性疲勞裂紋擴(kuò)展模型的基礎(chǔ)上引入隨機(jī)因素來分析疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展機(jī)理。

對(duì)于各車道上的橫向位置分布特征,采用英國BS5400規(guī)范中給出劃分精細(xì)的輪跡橫向分布,建立相應(yīng)的概率模型,結(jié)果表明車輛輪跡橫向分布模型服從正態(tài)分布,其標(biāo)準(zhǔn)差σ≈0.226,如圖3所示。

圖3 車輛輪跡橫向分布概率模型與模擬結(jié)果對(duì)比

采用Monte Carlo仿真(MCS)方法對(duì)服從正態(tài)分布的輪跡橫向分布模型進(jìn)行抽樣,其正態(tài)分布的概率密度函數(shù)為

(3)

式中,x1,x2均為[0,1]上均勻分布隨機(jī)數(shù)。可采用二元函數(shù)變換函數(shù)求得

Z=(-2lnx1)1/2cos(2πx2)

(4)

式中,Z為標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)分布N(0,1)的隨機(jī)輪跡橫向分布抽樣值。針對(duì)于本文采用的均值為0,標(biāo)準(zhǔn)差為0.226的輪跡橫向分布模型。車輛橫向作用位置的抽樣值為

Z1=0.226Z

(5)

將抽樣值統(tǒng)計(jì)分析后與建立的車輛輪跡橫向分布概率模型統(tǒng)計(jì)特征對(duì)比見圖3。結(jié)果表明,基于MCS方法和車輛輪跡橫向分布概率模型建立的概率密度函數(shù)曲線基本吻合,證明該方法用于疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑統(tǒng)計(jì)分析是可行的。

以鋼橋面板頂板與縱肋焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)為研究對(duì)象,結(jié)合概率斷裂力學(xué)方法與ABAQUS-FRANC3D交互技術(shù),研究輪跡橫向分布影響下單面焊縫處疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布特征,從而分析輪跡橫向分布隨機(jī)性對(duì)擴(kuò)展路徑分布的影響,相應(yīng)的分析流程如圖4所示。

圖4 基于概率斷裂力學(xué)的疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布特征分析流程

2 鋼橋面板疲勞裂紋的多尺度有限元模型

2.1 有限元模型

以某大跨度鋼箱梁懸索橋?yàn)楣こ瘫尘斑x取鋼橋面板為研究對(duì)象。該鋼箱梁頂板厚16 mm,腹板厚8 mm,橫隔板厚12 mm,相鄰橫隔板間距為3200 mm,鋼材采用Q345qD,彈性模量為2.06×105MPa,泊松比為0.3,橫隔板挖空形式采用梯形孔,鋼箱梁橫向?qū)?3.5 m,頂板與縱肋采用80%熔透率的單面焊,頂板與U肋裝配間隙參數(shù)g為0.5 mm。鋼橋面節(jié)段和頂板與縱肋焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)如圖5所示。

圖5 鋼橋面板節(jié)段與頂板與縱肋焊接構(gòu)造細(xì)節(jié) (mm)

基于線彈性斷裂力學(xué)方法,采用有限元分析軟件ABAQUS和斷裂力學(xué)分析專用軟件FRANC3D建立多維度有限元模型,分別由鋼橋面殼-實(shí)體單元節(jié)段整體模型、局部實(shí)體子模型和含初始裂紋缺陷實(shí)體子模型3個(gè)維度組成,見圖5。首先采用ABAQUS建立節(jié)段整體模型,分別約束其橫隔板底端節(jié)點(diǎn)的豎向位移、頂板橫向節(jié)點(diǎn)的橫向位移和頂板及縱肋兩端縱向節(jié)點(diǎn)的縱向位移,然后導(dǎo)入FRANC3D中建立局部實(shí)體子模型,并將初始疲勞裂紋插入焊縫細(xì)節(jié)建立含初始裂紋缺陷的實(shí)體子模型。局部實(shí)體子模型與節(jié)段模型通過“殼-實(shí)體耦合”約束;含初始裂紋缺陷的實(shí)體子模型與與局部實(shí)體子模型采用“綁定”約束。節(jié)段模型的縱橋向包含4道橫隔板,橫橋向包含5個(gè)縱肋;局部實(shí)體子模型的縱向長度選取600 mm,橫向?qū)挾冗x取600 mm,縱肋豎向高度選取280 mm。節(jié)段有限元模型采用殼單元SR4模擬,網(wǎng)格尺寸為80 mm;實(shí)體子模型采用實(shí)體單元C3D8R模擬,網(wǎng)格尺寸為8 mm;含初始裂紋缺陷實(shí)體子模型網(wǎng)格尺寸為0.02 mm。

根據(jù)焊接結(jié)構(gòu)缺陷評(píng)定相關(guān)規(guī)范推薦[22],裂紋擴(kuò)展分析中疲勞裂紋近似為半橢圓處理,但初始裂紋參數(shù)仍未統(tǒng)一。文獻(xiàn)[23]建議初始裂紋深度a0的尺寸下限為0.1 mm。此處將初始裂紋深度a0=0.5 mm,c0=1 mm,形態(tài)比a0/c0=0.5的半橢圓表面裂紋作為頂板與縱肋焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)處的初始缺陷,初始疲勞裂紋尺寸如圖6所示。

圖6 鋼橋面板三維有限元模型(mm)

2.2 加載工況

選取JTG D64—2015《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》中疲勞荷載模型III進(jìn)行加載[24]。在運(yùn)營期間,鋼橋面板在多個(gè)車輛荷載共同影響下達(dá)到疲勞損傷狀態(tài),縱橋向和橫橋向影響線均較短[25]。因此,同一關(guān)注細(xì)節(jié)受車輛荷載引起的疊加效應(yīng)影響較小,縱橋向車輛荷載影響距離小于相鄰車軸較長間距6 m。為提高計(jì)算效率,采用單側(cè)輪著地面積為600 mm×200 mm,雙軸2×60 kN且軸距為1.2 m的疲勞荷載進(jìn)行加載。

為揭示車輛輪跡橫向分布對(duì)鋼橋面焊縫處疲勞裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響規(guī)律。基于ABAQUS子程序DLOAD,對(duì)跨中截面頂板與縱肋焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)進(jìn)行移動(dòng)加載。橫橋向位置選取移動(dòng)步長為50 mm的25個(gè)加載位置分別進(jìn)行縱橋向的移動(dòng)步長為78 mm的移動(dòng)加載。焊縫細(xì)節(jié)加載工況示意圖如圖7所示(ZL代表縱橋向加載工況,HL代表橫向加載工況)。

(a) 橫向加載工況

(b) 縱向加載工況

3 輪跡橫向分布對(duì)焊縫應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響

應(yīng)力強(qiáng)度因子是描述疲勞裂紋擴(kuò)展行為和評(píng)估疲勞安全性能的關(guān)鍵指標(biāo)。首先進(jìn)行應(yīng)力強(qiáng)度因子分析,揭示車輛輪跡橫向分布對(duì)鋼橋面板焊縫處應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響規(guī)律,應(yīng)力強(qiáng)度因子分析結(jié)果應(yīng)用于疲勞裂紋擴(kuò)展增量計(jì)算,為開展疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑研究奠定基礎(chǔ)。

3.1 應(yīng)力強(qiáng)度因子影響面分析

橫向加載工況作用下鋼橋面板頂板焊根和頂板焊趾處疲勞裂紋前緣中點(diǎn)KI的影響面如圖8所示。

由圖8可知,鋼橋面板頂板與縱肋焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子對(duì)車輛輪跡橫向分布敏感性較高,局部輪載作用下KI不斷經(jīng)歷正負(fù)交替變化,共產(chǎn)生兩個(gè)負(fù)峰值和三個(gè)正峰值。車輛荷載雙軸中心距跨中截面0.6 m,鋼橋面板焊縫處承受最大壓應(yīng)力,疲勞裂紋處于閉合狀態(tài)。車輪荷載雙軸中心處于跨中截面為最不利縱向加載位置,鋼橋面板焊縫處應(yīng)力集中效應(yīng)顯著,疲勞裂紋擴(kuò)展速率最快,頂板焊趾的KI相較于頂板焊根約增加6%。

(a) 頂板焊趾

(b) 頂板焊根

表1為鋼橋面板頂板焊根和頂板焊趾的KI影響面特征值,縱、橫向影響區(qū)域以KI絕對(duì)值大于10 MPa·mm1/2為評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。

表1 KI影響面特征值

3.2 等效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值分析

基于鋼橋面板焊縫處應(yīng)力強(qiáng)度因子影響面,提取車輛輪跡橫線分布影響下頂板焊根和頂板焊趾處變幅應(yīng)力強(qiáng)度因子縱向歷程。結(jié)合雨流計(jì)數(shù)法和Miner線性疲勞累積損傷理論,揭示輪跡橫向分布對(duì)焊縫細(xì)節(jié)疲勞裂紋前緣最深點(diǎn)等效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值的影響規(guī)律。等效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值ΔKeq為

(6)

式中：ΔKi為由KI縱向歷程計(jì)算出的第i個(gè)KI幅值;ni為ΔKi對(duì)應(yīng)的循環(huán)作用次數(shù);m為與材料相關(guān)的常量,本文取為3。

如圖9所示,輪載中心作用于[-150,300]mm區(qū)間內(nèi)應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值大于25 MPa·mm1/2,鋼橋面板焊縫處最不利橫向加載位置均為輪載中心作用于疲勞裂紋正上方(x=150 mm)。頂板焊根的最大應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值為85.99 MPa·mm1/2,大于頂板焊趾的最大應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值80.57 MPa·mm1/2,增加了6.72%。因此,頂板焊根比頂板焊趾更容易開裂,鋼橋面板焊縫處的疲勞裂紋擴(kuò)展路徑有必要進(jìn)一步探究。

圖9 橫向輪跡等效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值

4 考慮輪跡橫向分布的疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑

基于Monte Carlo仿真(MCS)方法隨機(jī)模擬500組車輛荷載橫向作用位置x[26],由表1中最不利橫向位置確定最大輪載橫向概率位置,其余加載位置按輪跡橫向分布概率模型對(duì)稱布置。任一樣本點(diǎn)均對(duì)應(yīng)一條確定性的焊縫細(xì)節(jié)疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑。

在此基礎(chǔ)上對(duì)擴(kuò)展路徑統(tǒng)計(jì)分析,明確車輛輪跡橫向分布影響下的疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布特征。

以圖5所示的鋼橋面板三維有限元模型為基礎(chǔ)模型,在縱向最不利加載工況ZL30下,考慮超載車輛荷載選取總重為500 kN的雙軸單輪荷載進(jìn)行加載,開展鋼橋面板焊縫處疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑研究,裂紋擴(kuò)展路徑示意圖,如圖10所示。

圖10 疲勞裂紋擴(kuò)展路徑示意圖

4.1 輪跡橫向分布離散程度對(duì)隨機(jī)擴(kuò)展路徑的影響

我國公路實(shí)測的車輪橫向分布相較于國外是更加分散的。以輪跡橫向分布概率模型為基準(zhǔn),分析輪跡橫向分布離散度對(duì)頂板焊趾和頂板焊根疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布特性的影響規(guī)律。保持其余參數(shù)不變,選取標(biāo)準(zhǔn)差σ分別為0.05、0.22和0.44的輪跡橫向分布概率密度曲線。分析結(jié)果如圖11、12所示,圖示表明疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布的離散程度與輪跡橫向分布離散成正相關(guān),控制輪跡橫向分布的離散程度能有效減小鋼橋面板焊縫處疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布范圍,頂板焊根疲勞裂紋擴(kuò)展路徑離散程度大于頂板焊趾,因此,考慮車輪橫向分布的頂板焊根疲勞裂紋擴(kuò)展路徑具有更強(qiáng)的不確定性。

(a) σ=0.05

(b) σ=0.22

(c) σ=0.44

4.2 初始裂紋深度對(duì)隨機(jī)擴(kuò)展路徑的影響

基于輪跡橫向分布概率模型,分析初始裂紋深度對(duì)頂板焊根和頂板焊趾疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布特性的影響規(guī)律。保持其余參數(shù)不變,假定初始疲勞裂紋深度a0=0.20、0.35和0.50,初始裂紋形態(tài)比a0/c0=0.5。分析結(jié)果如圖13、14所示,圖示表明疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布的離散程度與初始裂紋深度成正相關(guān),隨著初始裂紋深度的增加,車輛荷載對(duì)頂板焊趾的橫向影響范圍從250 mm增至500 mm,增長了1倍;車輛荷載對(duì)頂板焊根的橫向影響范圍從200 mm增至400 mm,同樣增長了1倍,因此,控制鋼橋面板焊縫處疲勞初始裂紋深度能有效降低裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布的不確定性。

(a) σ=0.05

(a) a0=0.20

(b) a0=0.35

(c) a0=0.50

(a) a0=0.20

(b) a0=0.35

(c) a0=0.50

4.3 初始裂紋形態(tài)比對(duì)隨機(jī)擴(kuò)展路徑的影響

基于輪跡橫向分布概率模型,分析初始裂紋形態(tài)比對(duì)頂板焊根和頂板焊趾疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布特性的影響規(guī)律。保持其余參數(shù)不變,假定初始裂紋形態(tài)比a0/c0=0.5、0.6和0.7,初始裂紋深度a0=0.5。分析結(jié)果如圖15、16所示,圖示表明疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布的離散程度與初始裂紋形態(tài)比成負(fù)相關(guān),隨著初始裂紋形態(tài)比增加,車輛荷載對(duì)鋼橋面板頂板與縱肋焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)的橫向影響范圍變化不明顯,因此,控制鋼橋面板焊縫處疲勞裂紋表面長度可作為減弱裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布的不確定性的有效途徑。

(a) a0/c0=0.5

(b) a0/c0=0.6

(c) a0/c0=0.7

(a) a0/c0=0.5

(b) a0/c0=0.6

(c) a0/c0=0.7

5 結(jié) 論

本文針對(duì)鋼橋面板焊縫處疲勞裂紋擴(kuò)展有較大的隨機(jī)性,揭示了考慮車輪橫向分布的鋼橋面板焊縫處應(yīng)力強(qiáng)度因子變化規(guī)律,分析了輪跡橫向分布離散度、初始裂紋深度和初始裂紋形態(tài)比對(duì)焊縫細(xì)節(jié)處疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布的影響。主要結(jié)論如下：

(1) 車輛輪跡橫向分布對(duì)頂板焊根和頂板焊趾疲勞裂紋前緣應(yīng)力強(qiáng)度因子影響差異顯著,輪載中心處于U肋正上方為頂板焊趾最不利橫向位置,騎U肋焊縫處為頂板焊根最不利橫向位置。

(2) 輪跡橫向分布作用下,頂板與縱肋焊接構(gòu)造最不利細(xì)節(jié)為頂板焊根,其最大等效應(yīng)力強(qiáng)度因子為85.99 MPa·mm1/2,比頂板焊趾增加了6.72%。

(3) 鋼橋面板焊縫處疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布離散性與初始裂紋深度和輪跡橫向分布離散程度成正相關(guān),而與初始裂紋形態(tài)比成負(fù)相關(guān)。

(4) 焊縫細(xì)節(jié)初始裂紋深度越大,車輛荷載對(duì)其橫向影響范圍越大;焊縫細(xì)節(jié)初始裂紋形態(tài)比越大,車輛荷載對(duì)其橫向影響范圍變化不明顯。

本文僅研究了考慮車輛輪跡橫向分布的鋼橋面板焊縫處疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展路徑分布特征,但未考慮材料特性、熔透率和殘余應(yīng)力等多源不確定因素的影響。因此,綜合考慮荷載及結(jié)構(gòu)性能雙重隨機(jī)因素的疲勞裂紋隨機(jī)擴(kuò)展行為仍需進(jìn)一步研究。