劉嘉正,吉伯海,袁周致遠(yuǎn),劉青茹

(河海大學(xué)土木與交通學(xué)院,江蘇南京 210098)

0 引言

對(duì)于大跨徑鋼橋而言,為減輕橋梁自重,主梁大多采用正交異性鋼橋面板的構(gòu)造形式,隨著服役年限的增加,我國大跨徑橋梁也不同程度地出現(xiàn)了疲勞開裂問題[1].為防止鋼橋在運(yùn)營期間產(chǎn)生結(jié)構(gòu)性問題,必須對(duì)其產(chǎn)生疲勞裂紋的部位進(jìn)行修復(fù).目前針對(duì)鋼橋面板疲勞裂紋的修復(fù)技術(shù)主要包括鉆孔止裂、焊合修復(fù)、局部補(bǔ)強(qiáng)等[2-4].但上述方法在實(shí)橋應(yīng)用時(shí)都具有一定的局限性,如存在截面損傷、施工質(zhì)量難以把握等.

近年來,基于錘擊原理的氣動(dòng)沖擊維修技術(shù)得到了廣泛的應(yīng)用,該技術(shù)設(shè)備包括空氣壓縮機(jī)、氣動(dòng)工具和沖擊頭等[5-6].該技術(shù)利用沖擊頭的高速?zèng)_擊,鋼材表面產(chǎn)生明顯的塑性變形,從而使裂紋開口表面閉合接觸,并在周圍引入較大的殘余壓應(yīng)力.國內(nèi)外學(xué)者對(duì)該維修技術(shù)展開了大量研究,研究方法主要以構(gòu)件疲勞試驗(yàn)為主,結(jié)果表明,氣動(dòng)沖擊維修能夠延緩疲勞裂紋沿深度方向的擴(kuò)展,相比于傳統(tǒng)的修復(fù)措施,具有更好的修復(fù)效果,能夠大幅提高疲勞剩余壽命[7-8].但試驗(yàn)受到邊界條件和荷載模擬方式等因素的限制,難以模擬實(shí)際橋梁疲勞裂紋的受力特征,且總體上試驗(yàn)研究更多是從理想維修效果和維修工藝參數(shù)出發(fā).而服役環(huán)境下實(shí)際橋梁疲勞裂紋主要以復(fù)合型裂紋為主,圍繞復(fù)合型裂紋閉合修復(fù)效果、氣動(dòng)沖擊維修技術(shù)的現(xiàn)場應(yīng)用效果開展的研究較少,難以揭示閉合修復(fù)延緩復(fù)合型疲勞裂紋擴(kuò)展的本質(zhì)原因.因此,有必要針對(duì)實(shí)橋疲勞裂紋開展現(xiàn)場監(jiān)測.

本研究通過實(shí)橋應(yīng)力時(shí)程監(jiān)測的方法,對(duì)比兩種不同測量方法下裂紋尖端應(yīng)力場特征,分析維修前后裂紋尖端應(yīng)力的變化規(guī)律.通過對(duì)應(yīng)力強(qiáng)度因子時(shí)程分析,明確裂紋擴(kuò)展模式,給出裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子譜的特征,評(píng)價(jià)沖擊裂紋閉合修復(fù)效果,為定性描述裂紋表面開口閉合提供參考.

1 現(xiàn)場試驗(yàn)方案

1.1 測點(diǎn)位置介紹

以某雙塔懸索橋3/8跨附近鋼箱梁上游側(cè)某正交異性鋼橋面板的過焊孔部位U肋焊縫裂紋為測試對(duì)象,如圖1所示.該裂紋沿U肋母材分別向兩側(cè)擴(kuò)展,橫隔板兩側(cè)裂紋尖端的相對(duì)距離(有效裂紋長度)2a約為114 mm,考慮到裂紋表明平整度要求,選擇圖1所示的南側(cè)裂紋尖端作為測點(diǎn)位置.

圖1 現(xiàn)場的疲勞裂紋Fig.1 Fatigue crack in the field

1.2 測試流程

制定具體的測試流程以便對(duì)比分析維修前后裂紋尖端應(yīng)力特征.首先采集維修前原始狀態(tài)下裂紋尖端的應(yīng)力場作為原始數(shù)據(jù),實(shí)施氣動(dòng)沖擊維修并對(duì)整個(gè)維修過程實(shí)時(shí)測量,維修結(jié)束后,繼續(xù)采集維修后應(yīng)力場數(shù)據(jù).維修前后數(shù)據(jù)采集持續(xù)時(shí)間均為24 h.

1.3 應(yīng)變測試方法

采用兩種應(yīng)力強(qiáng)度因子測量技術(shù)[9-10]對(duì)裂紋尖端的應(yīng)力場和應(yīng)力強(qiáng)度因子進(jìn)行測量,對(duì)測量結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析.采用磁粉探傷技術(shù)確定裂紋尖端的準(zhǔn)確位置,并對(duì)局部進(jìn)行打磨,去除原有表面防腐涂層.將應(yīng)力強(qiáng)度因子片(簡稱KG,型號(hào)為SKF-3541)粘貼于裂紋尖端；采用BX120-3AA型號(hào)電阻應(yīng)變片(簡稱SG),其中應(yīng)變片SG1粘貼在裂紋尖端水平方向10 mm位置,用于測量裂紋尖端的剪切應(yīng)力；TSG包括應(yīng)變片SG2和SG3,分別粘貼在距離尖端法線方向7和21 mm位置,用于測量裂紋尖端Ⅰ型應(yīng)力強(qiáng)度因子以及反映裂紋尖端法線方向局部應(yīng)力特征,并驗(yàn)證KG法的精度和適用性.采用uT7800動(dòng)態(tài)應(yīng)變采集儀采集數(shù)據(jù),采樣頻率為512 Hz.采用溫度補(bǔ)償片考慮測試過程中溫度的影響.應(yīng)變片布置方式如圖2所示,采集通道編號(hào)見表1.

圖2 裂紋尖端應(yīng)變片布置情況Fig.2 Layout of strain gauges at the crack tip

表1 采集通道編號(hào)Tab.1 Number of collection channels

1.4 氣動(dòng)沖擊維修

氣動(dòng)沖擊維修設(shè)備參數(shù)與文獻(xiàn)[11]一致.對(duì)該裂紋進(jìn)行氣動(dòng)沖擊維修時(shí),沖擊頭緊貼著裂紋開口部位緩慢移動(dòng),沖擊移動(dòng)速度控制在1 mm·s-1左右,確保表面產(chǎn)生足夠塑性變形使裂紋開口表面產(chǎn)生閉合.裂紋尖端位置附近已經(jīng)粘貼相關(guān)應(yīng)變片,為了保護(hù)應(yīng)變片,在南側(cè)裂紋維修中的有效處理范圍略小于實(shí)際裂紋長度；北側(cè)裂紋則進(jìn)行了全覆蓋的處理,并且處理范圍超過裂紋尖端約10 mm.

2 應(yīng)變測試結(jié)果分析

2.1 裂紋尖端應(yīng)力場特征

測試過程中存在輪載、風(fēng)載、溫度荷載、儀器采集噪音等客觀因素,影響應(yīng)力測試數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性.為了避免此類干擾,在數(shù)據(jù)分析前對(duì)所采集的數(shù)據(jù)進(jìn)行濾波以及移動(dòng)平均降噪處理.對(duì)降噪后的數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)應(yīng)的分析和提取,得到不同軸載作用下裂紋尖端的局部應(yīng)力場.由于篇幅有限,選取六軸車分析應(yīng)力場特征,如圖3所示.可以看出,裂紋尖端的應(yīng)力變化規(guī)律相似,且波峰和波谷的數(shù)量分別對(duì)應(yīng)相應(yīng)的軸數(shù).裂紋尖端分布有一定大小的拉應(yīng)力和剪應(yīng)力,是Ⅰ-Ⅱ復(fù)合型裂紋.

圖3 六軸車應(yīng)力時(shí)程Fig.3 Stress time history under six-axle vehicle

2.2 維修前后應(yīng)力幅對(duì)比

以KG法測量的結(jié)果為研究對(duì)象,維修前后張拉和剪切應(yīng)力幅變化如圖4所示,其中,張拉應(yīng)力幅以CH1通道數(shù)據(jù)為基礎(chǔ),剪切應(yīng)力幅以CH2通道數(shù)據(jù)為基礎(chǔ).從圖4中可以看出,在不同類型車輛作用下,維修后張拉應(yīng)力幅得到了顯著降低,表明氣動(dòng)沖擊維修可以延緩Ⅰ型裂紋的擴(kuò)展.維修后剪切應(yīng)力幅也得到了明顯的應(yīng)力幅降低.由于測量誤差、測點(diǎn)零漂等情況的存在,部分測點(diǎn)維修后的應(yīng)力略大于原有應(yīng)力,但從總體上來看,維修后的剪切應(yīng)力得到了一定程度降低,從而表明氣動(dòng)沖擊維修可以延緩復(fù)合型裂紋的擴(kuò)展.

圖4 應(yīng)力幅對(duì)比Fig.4 Stress range comparing

3 應(yīng)力強(qiáng)度因子分析

3.1 測量方法

對(duì)于TSG法,可由下式求出應(yīng)力強(qiáng)度因子.其中,c1為Ⅰ型裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子系數(shù),計(jì)算方法見文獻(xiàn)[9].

對(duì)于KG法,記通道CH1～CH4測得的應(yīng)變值分別為ε1～ε4,在E=206 GPa且v=0.3的情況下,可由下式求得Ⅰ型裂紋和Ⅱ型裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子KⅠ和KⅡ。其中,系數(shù)C1和C2的取值方法見文獻(xiàn)[12].

3.2 測量結(jié)果對(duì)比

選取六軸車為研究對(duì)象,在圖3的基礎(chǔ)上,結(jié)合公式(1)和(2),得到如圖5所示的應(yīng)力強(qiáng)度因子近似值.由圖5可以看出,對(duì)于Ⅰ型裂紋,采用KG法和TSG法得到的應(yīng)力強(qiáng)度因子大小相似,且變化規(guī)律基本一致,這說明兩種方法均能有效得出I型裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子.同時(shí),不難看出波峰和波谷的數(shù)量也分別對(duì)應(yīng)相應(yīng)的軸數(shù),這與應(yīng)力時(shí)程的變化規(guī)律保持一致.對(duì)于Ⅱ型裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子,數(shù)值與Ⅰ型裂紋存在差異但變化規(guī)律相似.

對(duì)于Ⅰ型疲勞裂紋擴(kuò)展而言,其僅在荷載的拉伸作用下(KⅠ＞0)會(huì)產(chǎn)生擴(kuò)展；而對(duì)于Ⅱ型疲勞裂紋擴(kuò)展而言,荷載的拉伸和剪切作用均會(huì)對(duì)裂紋的擴(kuò)展產(chǎn)生影響.結(jié)合復(fù)合型裂紋擴(kuò)展規(guī)律,在圖5的基礎(chǔ)上給出了如圖6所示的等效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅Keq.從圖6中可以看出KⅡ均大于KⅠ,說明在這條裂紋的擴(kuò)展過程中剪切變形是主要的裂紋擴(kuò)展模式,而張拉變形的影響相對(duì)較小.

圖5 應(yīng)力強(qiáng)度因子時(shí)程Fig.5 Time history of stress intensity factor

圖6 等效應(yīng)力強(qiáng)度因子大小Fig.6 Equivalent SIF values

圖7 給出了維修前后等效應(yīng)力強(qiáng)度因子Keq的變化情況.可以看出維修后裂紋尖端的等效應(yīng)力強(qiáng)度因子得到了顯著的降低,表明維修對(duì)于延緩裂紋擴(kuò)展起到了顯著效果.

圖7 維修前后等效應(yīng)力強(qiáng)度因子對(duì)比Fig.7 Comparison of equivalent SIF values before and after repairing

3.3 應(yīng)力強(qiáng)度因子譜

采用雨流計(jì)數(shù)法,以KG法CH1通道和CH2通道測量結(jié)果為基礎(chǔ),對(duì)維修前后24 h內(nèi)的應(yīng)力時(shí)程進(jìn)行處理,忽略10 MPa以下的應(yīng)力幅,得到如圖8所示的裂紋尖端疲勞應(yīng)力譜.通過對(duì)比可以看出,維修后裂紋尖端高應(yīng)力幅的循環(huán)次數(shù)顯著降低,部分高應(yīng)力幅消失,而低應(yīng)力幅的循環(huán)次數(shù)則明顯增加,維修前裂紋尖端高應(yīng)力幅的循環(huán)特征得到明顯改變,說明氣動(dòng)沖擊維修對(duì)于延緩裂紋擴(kuò)展、降低裂紋擴(kuò)展速率具有顯著的效果.

圖8 應(yīng)力譜對(duì)比Fig.8 Comparison of stress spectrum

由于隨機(jī)車輛荷載作用下名義應(yīng)力幅的大小難以確定,同時(shí)考慮到裂紋尖端局部應(yīng)力場在維修后的變化,采用應(yīng)力強(qiáng)度因子的外推公式[13],即

對(duì)裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子幅進(jìn)行估算,根據(jù)裂紋尖端到KG電阻絲中心位置的距離,并結(jié)合圖8數(shù)據(jù),計(jì)算得到了如圖9所示的維修前后應(yīng)力強(qiáng)度因子譜.

圖9 應(yīng)力強(qiáng)度因子譜對(duì)比Fig.9 Spectrum comparison of SIF

4 結(jié)語

應(yīng)變測試結(jié)果表明,該懸索橋正交異性鋼橋面板過焊孔部位U肋焊縫裂紋既存在拉應(yīng)力也存在剪應(yīng)力,是典型的復(fù)合型裂紋.氣動(dòng)沖擊維修后,裂紋尖端張拉應(yīng)力幅和剪切應(yīng)力幅均得到了降低,有效改善了裂紋尖端的受力條件,裂紋表面開口閉合起到了延緩復(fù)合型裂紋擴(kuò)展的作用.應(yīng)力強(qiáng)度因子譜分析表明,剪切變形對(duì)裂紋擴(kuò)展起主導(dǎo)作用,裂紋表面開口閉合后,高應(yīng)力強(qiáng)度因子幅的循環(huán)次數(shù)明顯降低,而低應(yīng)力強(qiáng)度因子幅的循環(huán)次數(shù)則明顯增加,有效改善了原有裂紋尖端受力條件,氣動(dòng)沖擊維修法對(duì)于延緩復(fù)合型裂紋擴(kuò)展具有良好的效果.