标题：考虑焊接残余应力的正交异性钢桥面板肋-面板双侧焊接节点疲劳可靠性评估

考虑焊接残余应力的正交异性钢桥面板肋-面板双侧焊接节点疲劳可靠性评估摘要 (Abstract)针对传统单侧焊接肋-面板节点易疲劳开裂的问题本文研究了创新的双侧焊接节点。由于焊接残余应力(WRS)显著影响疲劳寿命必须予以考虑。本研究提出一种新的疲劳可靠性评估方法结合断裂力学、随机交通模型和蒙特卡洛模拟分析了桥面板厚度、裂纹深度和形状比对应力强度因子(SIF)的影响并讨论了交通量增长的影响。结果表明WRS会显著降低疲劳可靠度。引言 (Introduction)正交异性钢桥面板(OSD)因重量轻、承载力高而广泛用于大跨度桥梁但焊接缺陷、焊接残余应力(WRS)和日益增长的交通荷载导致其焊接节点在使用期内频繁出现疲劳裂纹。其中肋-面板焊接节点的疲劳裂纹对结构性能影响最大。传统单侧焊接主要存在四种裂纹面板根部裂纹、面板焊趾裂纹、U肋焊趾裂纹和根部贯穿裂纹。近年来中国发展了智能机器人自动焊接技术可在U肋内部施焊形成双侧焊接节点有效缓解了应力集中提高了抗疲劳性能。但双侧焊接过程复杂导致WRS分布不均匀其拉应力分量对疲劳裂纹萌生和扩展起有害作用。已有研究通过实验和数值模拟分析了WRS分布。同时基于断裂力学的疲劳评估方法被广泛采用但现有研究在动态车辆荷载下综合考虑WRS影响方面存在不足。因此本研究旨在实时评估WRS和交通荷载共同作用下肋-面板双侧焊接节点的疲劳性能退化过程确保OSD的长期运营安全。疲劳可靠性函数 (Fatigue Reliability Function)基于Paris-Elber定律建立了疲劳裂纹扩展速率模型引入了有效应力强度因子范围ΔKeff。通过积分推导了从初始裂纹深度a0扩展到临界深度ac的临界累积疲劳损伤函数ψ(a0, ac)和经过N次循环后的损伤函数ψ(a0, aN)。建立了疲劳可靠度极限状态方程g(X)0其中结构抗力项为损伤容限荷载效应项为累积损伤。考虑了轮迹横向分布系数e和服务时间n。针对交通量增长引入了线性增长率α修正了极限状态方程。疲劳失效概率pf为g(X)0的概率可靠性指标β通过标准正态分布反函数求得。基于随机交通流量的应力谱推导 (Random Traffic-based Derivation of Stress Spectra)3.1 随机车辆荷载建模车辆荷载是OSD疲劳损伤的主要因素具有变异性。本研究采用已有随机车辆荷载模型将车辆分为六种典型类型(C2-C6)并考虑两种轮胎接地形式。使用高斯混合模型(GMM)拟合轴重概率分布。建立了轴重与车重之间的线性回归模型。图片 3, 4, 5 位置图3. 六种典型车辆配置。图4. 六种车辆重量的概率密度分布。图5. 车辆轴重线性回归模型类型。3.2 节段桥梁有限元模型(FEM)为了获取随机车辆荷载下的疲劳应力谱统计特征建立了典型肋-面板双侧焊接节点的多尺度有限元模型(FEM)。面板厚16mmU肋厚8mm双侧焊缝熔透率80%。全局模型使用S4R壳单元(100mm)子模型使用C3D8R实体单元(10mm)焊趾处细化至1mm。模型施加了对称边界和固定约束。图片 6 位置图6. 半跨节段钢桥面板有限元模型(单位mm)。3.3 动态车辆荷载下的OSD应力谱利用动态称重(WIM)系统采集了30天的随机卡车数据建立了慢车道肋-面板焊接节点的概率密度模型。日均交通量服从高斯分布。计算了内外焊趾在随机交通流下的随机应力谱并使用GMM拟合了等效应力范围概率分布。同时给出了每日应力循环次数的概率密度函数。图片 7, 8, 9, 10 位置图7. 日均交通量分布。图8. 慢车道焊接节点应力谱。(a) 外侧焊趾(b) 内侧焊趾。图9. 等效应力范围概率分布。(a) 外侧焊趾(b) 内侧焊趾。图10. 慢车道每日应力循环次数概率分布。考虑WRS的应力强度因子(SIF)计算使用权函数法计算WRS作用下的SIF。给出了半椭圆表面裂纹最深点的权函数表达式。通过两个参考解和第三个条件确定了函数中的系数。根据文献沿板厚方向的横向WRS分布采用正弦函数模拟。图片 11 位置图11. 肋-面板双侧焊接节点的焊接残余应力分布。车辆荷载下的SIF分析 (SIF Analysis under Vehicle Load)5.1 有限元模型使用ABAQUS和FRANC3D建立了带裂纹的OSD节段多尺度FEM。包含壳-实体完整模型和含裂纹的实体子模型。子模型裂纹尖端采用15节点楔形元和20节点六面体元网格尺寸为a/10。采用单侧双轴加载模型。图片 12 位置图12. OSD中肋-面板双侧焊接节点的有限元模型(单位mm)。5.2 桥面板厚度的影响计算了不同面板厚度(t12~20mm)下初始裂纹(a0.2mm, a/c0.4)的I型SIF (Ki)。结果显示外侧焊趾最深点的Ki值随板厚增加从44.6降至33.7 MPa·mm^1/2 (降低24.4%)而内侧焊趾的Ki值基本不变。图片 13 位置图13. K1与桥面板厚度的关系。5.3 裂纹深度的影响计算了不同裂纹深度(a0.2~0.4mm)下的Ki。外侧焊趾最深点的Ki从38.3增至43.5 MPa·mm^1/2 (增加13.6%)内侧焊趾的Ki从28.0增至31.3 MPa·mm^1/2 (增加11.8%)。图片 14 位置图14. K1与疲劳裂纹深度的关系。5.4 裂纹形状比(深长比)的影响计算了不同裂纹形状比(a/c0.2~1.0)下的Ki。外侧焊趾最深点的Ki从43.9降至27.2 MPa·mm^1/2 (下降38.0%)内侧焊趾从31.6降至19.5 MPa·mm^1/2 (下降38.3%)。图片 15 位置图15. K1与裂纹形状比的关系。5.5 形状函数F(a)的拟合基于上述参数化分析的Ki数据通过归一化得到形状函数F(a)。对内外焊趾分别进行了多项式回归拟合得到F(a)关于a/t和a/c的四次多项式。回归方程与有限元结果吻合良好误差大多小于10%满足工程精度要求。图片 16 位置图16. 方程F(a)曲线与有限元数据的比较。(a) 外侧焊趾(b) 内侧焊趾。结果与讨论 (Results and Discussion)采用蒙特卡洛模拟(10^6次迭代)计算了疲劳可靠度指标。服役100年后考虑WRS时内外焊趾的可靠度指标分别降至2.1和2.7不考虑WRS时则为3.9和4.4。前者约为后者的0.54倍和0.61倍表明WRS影响显著。无论是否考虑WRS外侧焊趾的可靠度始终低于内侧焊趾。当考虑交通量线性增长(α0%,1%,2%,3%)时可靠度指标随增长率增加而显著下降。当α3%时100年后内外焊趾可靠度分别降至0.3和0.8。以目标可靠度指标β_target2.0为基准预测疲劳寿命α1%时外侧焊趾寿命为78年内侧为96年低于设计寿命。因此需有效控制交通量增长。图片 17, 18 位置图17. 考虑与不考虑WRS时的时变疲劳可靠度指标。(a) 外侧焊趾(b) 内侧焊趾。图18. 考虑交通量增长因子时的时变疲劳可靠度指标。(a) 外侧焊趾(b) 内侧焊趾。结论 (Conclusions)板厚影响 增加板厚可显著降低外侧焊趾最深点的Ki值。WRS影响 服役100年后考虑WRS时内外焊趾的可靠度指标仅为仅考虑车辆荷载时的0.54倍和0.63倍。WRS的影响在设计评估中不可忽视。交通量增长影响 疲劳可靠度指标随交通量增长显著下降。年增长1%导致可靠度指标低于2。必须有效管理交通量增长并及时评估结构可靠度。研究展望 未来研究将采用实际初始缺陷尺寸和更复杂的交通增长模型以提高预测准确性。表格 1, 2 位置表1. 疲劳极限状态函数中的变量统计特征。表2. 考虑交通量增长因子的肋-面板双侧焊接节点疲劳寿命预测。