正交异性钢桥面板由盖板和焊接于顶板上的纵向及横向加劲肋组成，作为主梁的一部分共同受力^[1]，由于兼具桥面系和主梁上翼缘的作用，发挥了很高的使用效率。同时由于结构自重轻的特点，可实现结构用钢量优化和跨越能力提升，因此开始得到越来越多的使用。但是在其具有显著优点的同时，由于正交异性钢桥面板结构构造复杂，焊缝多，且桥面板直接承受车轮荷载的反复作用，再加上结构本身的缺陷和施工质量^[2]，造成正交异性钢桥面板的疲劳问题也很突出^[3]。很多学者对该问题做了大量研究并获得很多成果。如曾志斌、张允士等^[4-5]分析了正交异性钢桥面板的典型裂纹并归纳总结了裂纹的成因；唐亮、张清华、王春生、陈斌、万鹏^[6-11]等进行了足尺试验并分析总结了正交异性钢桥面板的应力和疲劳性能；而韩冰、狄生奎、王斌华等^[12-14]研究了疲劳问题中会使用的热点应力法并推荐了国际焊接学会(International Institute of Welding, IIW)疲劳设计建议中的外推法。

U肋-盖板焊接节点是正交异性钢桥面板中一个典型构造节点。在正交异性钢桥面板承受荷载时，U肋-盖板构造节点会发生较大的面外变形^[15]，造成焊缝焊趾处出现疲劳裂纹。随着疲劳损伤累积和荷载持续作用，裂纹会逐渐穿透盖板，严重威胁行车安全。因此，本研究选取中心加载和偏心加载两类加载情况进行疲劳试验，围绕U肋-盖板焊接节点的热点应力、破坏模式、刚度变化、裂纹扩展速率等进行系统性研究，进一步揭示正交异性钢桥面板的疲劳破坏过程与机理，并为其疲劳设计验算及剩余寿命评估提供基础。

节点试件共6个，由U肋和盖板焊接而成。试件编号为H-RD-1至H-RD-6，其中H表示公路(Highway)，RD表示U肋(Rib)-盖板(Deck)焊接节点。盖板长、宽、板厚分别为1 000, 400, 16 mm。纵肋为U肋，外侧开口为300 mm，宽为400 mm，壁厚为8 mm。圆钢中心距离盖板边缘50 mm。焊接方式为二氧化碳气保焊，焊缝为8 mm，图 1为试件构造和焊缝位置图。试件采用Q345钢，实测材料属性见表 1。

图 1 试件构造和焊缝位置图(单位：mm) Fig. 1 Structure and weld position of specimen (unit:mm)

本试验分为两种加载情况，即试件H-RD-1，H-RD-2，H-RD-3采用中心加载，荷载中心与盖板中心重合；试件H-RD-4，H-RD-5，H-RD-6采用偏心加载，荷载中心距离盖板边缘350 mm(即位于U肋与盖板交线)。具体如图 2所示，加载面积为250 mm×250 mm。

图 2 试件加载位置图(单位：mm) Fig. 2 Loading position of specimens (unit:mm)

每个试件的加载过程分成两个阶段，首先为静力加载，采用单调分级加载制度^[16]，加载步长为5 kN，分4级加载。随后进行疲劳加载。通过静力加载测得热点应力数据及目标热点应力幅，确定所要施加的疲劳荷载幅。疲劳荷载应力比R=0.1，加载频率为3~4 Hz。

试件加载在PMW400-500疲劳试验机上进行，见图 3。为制作试件支座及分配荷载，制作了6个短柱。短柱高350 mm，由H型钢和两块钢板焊接而成，并在两端钢板上开孔。H型钢尺寸为250 mm×250 mm×318 mm，钢板尺寸为270 mm×270 mm×16 mm。其中2个短柱用于将荷载均匀传递至盖板顶面，并在短柱与试件之间放置250 mm×250 mm×50 mm的橡胶垫，以模拟轮胎和桥面铺装的刚度。其余4个短柱通过螺栓连接作为试件支座，并在两边支座的上表面焊接定位钢片。将试件连同圆钢一并放入定位钢片间隙内后，通过螺栓卡住一侧圆钢，这样不仅可以为试件提供纵向和横向约束，而且圆钢可在间隙内自由转动，从而成为理想的固定铰支座。为提高支座的转动能力并减小支座振动，还在圆钢和支座表面之间设置了聚四氟乙烯板以减小接触面的摩擦作用。

图 3 加载装置 Fig. 3 Loading device

试验观测内容包括：盖板和纵梁表面应变、位移、裂纹扩张情况等。其中表面应变通过梯度应变片来获取，位移数据由激光动态位移计A，B测得，位移计和应变片测点布置见图 4。裂纹长度通过人工标定测量，裂纹深度通过相控阵超声测量仪测得。同时记录疲劳寿命N₀，N₁，N₂，N₃，其中N₀为裂纹萌生时荷载循环次数，N₁为裂纹外端达到盖板边缘时的荷载循环次数，N₂为盖板贯穿壁厚时荷载循环次数，N₃为试件刚度退化25%时荷载循环次数。

图 4 位移计和应变片测点布置图(单位：mm) Fig. 4 Arrangement of displacement meters and strain gauges (unit:mm)

热点应力是指最大结构应力或结构中危险截面上的危险点应力，本次试验特指盖板和纵肋焊缝焊趾处的热点应力。

根据IIW推荐方法，采用a型焊缝外推法确定U肋-盖板焊接焊趾处热点应力^[17]。因此沿垂直焊趾方向，选取距离焊趾0.4t(t为焊缝处板厚)到1.4t处为热点应力差值范围布置应变片。根据布置应变片所得数据整理外推得到试件焊趾处热点应力。同时，根据IIW，实际热点应力值为试验测得数值乘以1.1。

图 5的图表为试件H-RD-5的盖板、U肋上3个点的热点应力实测数据。可以看出，盖板和U肋上的热点外推区应力都比较符合呈现线性规律。

图 5 H-RD-5热点应力实测数据 Fig. 5 Measured data of hot spot stress of H-RD-5

在本次试验中，中心加载工况下，热点应力最大位置一般位于盖板上焊趾的中线位置(即图 5中M1处)。而距离中心位置100 mm的边缘位置即S1处的热点应力同样较大，也极其可能萌生裂纹。根据数据，M1和S1热点应力几乎相同，而比U肋M2处热点应力大9.2%到20%。

而偏心加载工况下，热点应力最大出现在承受荷载一侧，一般出现在该侧盖板中线焊趾处，即图 5中M1处。可以看到，M1处应力比未受荷载作用一侧的盖板中线焊趾(M3) 处应力大37.5%到53.7%，但只比偏离10 cm(S1) 处应力大4.3%。M1处应力比离盖板边缘1 cm(S5) 处要大15.4%，而要比同侧U肋中线焊趾(M2) 处大27.9%到48.4%。表 2为各试件实测热点应力数据。

中心加载情况下，U肋两边焊趾处均可能萌生裂纹。偏心加载情况下，裂纹只会在荷载一侧焊趾萌生。不论中心加载还是偏心加载，都可以将裂纹扩展分为以下4个阶段。

(1) 阶段Ⅰ为裂纹萌生阶段。该阶段裂纹刚刚出现，不论是中心加载还是偏心加载，裂纹会在盖板焊趾处萌生，并且萌生的位置主要在荷载作用区域内的焊趾处(即热点S1附近)，这些位置与静力试验测得的高应力热点区域是一致的。此外，试件H-RD-3和H-RD-4在热点S1和M1两处同时发现初始裂纹。

(2) 阶段Ⅱ为裂纹稳定扩展阶段。初始裂纹萌生之后，开始向两端扩展，直至裂纹尖端接近试件一侧边缘。该阶段的裂纹扩展较为缓慢稳定，扩展速率不快，并且可能会出现多条裂纹汇合成为一条长裂纹的情况，是整个疲劳破坏过程的主要阶段。

(3) 阶段Ⅲ为裂纹贯穿壁厚阶段。裂纹一端扩展至盖板边缘之后，开始主要沿盖板壁厚扩展，同时另一端仍沿长度方向扩展，直至裂纹外端完全贯穿盖板厚度。该阶段过程很短，裂纹扩展速率较快，裂纹长度增长也较迅速，同时试件刚度开始出现明显变化。

(4) 阶段Ⅳ为裂纹失效阶段。从有裂纹贯穿壁厚开始，到判定试件失效结束。该阶段开始之后，贯穿壁厚的裂纹长度迅速增大(从盖板顶面可见)，未贯穿壁厚的裂纹尖端也继续向前快速扩展。节点的位移变化会非常明显，节点刚度迅速下降，很快试件就判定失效，因此该阶段过程也很短。

需要说明的是，这4个裂纹扩展阶段之间的界限划分并不十分明显，对于不同试件，由于裂纹萌生位置及数量有所差异，最终这4个阶段的持续试件也各不相同，但最终的开裂破坏模式是一致的。

图 6为实拍的试件断裂后照片。

图 6 H-RD-5典型破坏模式 Fig. 6 Typical failure mode of specimen H-RD-5

除了试件H-RD-2由于夜间加载过程中出现开裂并破坏从而未记录到裂纹扩展数据之外，其他试件从盖板底面上观察到的裂纹长度随加载次数的变化情况如图 7所示。其中，纵坐标采用裂纹长度c与裂纹外端到达盖板边缘时的长度(即边缘裂纹长度c₁)的比值，横坐标采用循环荷载次数N与裂纹外端到达盖板边缘时的荷载次数N₁的比值。可以看到，裂纹长度从萌生之后一直增长，但之前描述的裂纹扩展四阶段的区分界限并不明显。裂纹长度的增长速度(即曲线斜率)也一直在持续增大，这意味着随着裂缝长度的增加，裂纹尖端的应力强度因子(SIF)也在不断变大。具体而言，在早期阶段(N＜0.9N₁)，裂纹外端到达盖板边缘之前，可以观察到裂纹长度和循环次数呈线性关系。在这之后(N＞0.9N₁)，随着疲劳试验的进行，裂纹的增长速率逐渐增大，同时裂纹在纵向急剧扩展，直到裂纹最终长度达到数倍于边缘裂纹长度c₁的长度。

图 7 裂纹长度随次数的变化 Fig. 7 Crack length varying with number of cycles

裂纹萌生最初位置裂纹沿板厚方向的裂纹扩展(即裂纹深度)和循环荷载次数的关系见图 8。裂纹深度采用实测深度a与盖板厚度t_d的比值来表示，循环荷载次数同样基于裂纹外端到达盖板边缘时的寿命N₁进行标准化。可以看到裂纹深度的扩展规律与裂纹长度相似，裂纹萌生初始位置的裂纹深度随着试验进行逐渐增大。同时，随着试验进程的深入，裂纹深度的扩展速率也逐渐增大。当裂纹到达面板边缘时，裂纹深度大约是盖板厚度的0.3~0.7倍。换言之，只有当裂纹达到盖板边缘之后，初始部位的裂纹才可能贯穿盖板。事实上，萌生位置裂纹贯穿盖板所用的循环荷载次数与N₂(裂纹最外端贯穿盖板)非常接近。

图 8 裂纹深度随次数的变化 Fig. 8 Crack depth varying with number of cycles

图 9为面外位移和循环荷载次数的关系。竖向位移用试验开始时的初始位移f₀来标准化定义，循环荷载次数用裂纹外端到达盖板边缘时的寿命N₁来标准化定义。当N/N₁＜0.7时，竖向位移几乎保持，节点刚度未发生变化。此后，尤其当N＞N₁之后，位移开始显著增大，节点刚度下降明显，且变化速率也呈现不断增大的趋势。

图 9 竖向位移随次数的变化 Fig. 9 Vertical displacement varying with number of cycles

图 10进一步给出了节点刚度和裂纹长度之间的关系。纵坐标的名义刚度为试件实时位移与初始位移的比值，用以直观反映试件刚度变化。可以看到，在早期，刚度有一段水平段，说明在初始阶段，刚度并无明显变化。在裂纹长度小于150 mm时，刚度下降不超过5%；在裂纹长度超过150 mm之后，试件刚度开始有比较明显的变化；而超过350 mm时，试件刚度基本已经下降达25%。

图 10 竖向位移随长度的变化 Fig. 10 Vertical displacement varying with crack length

节点疲劳寿命N₀，N₁，N₂，N₃及其比较汇总于表 3。可以看到，N₀/N₃的值离散性较大，从0.61到0.81不等，但总体上小于0.8，可见从裂纹萌生到试件失效之间是有一定疲劳寿命的。N₁/N₃基本在0.9以上，说明当裂纹扩展到盖板边缘的时候，试件已经很接近失效。从N₁/N₃和N₂/N₃的值可以看出两者极其接近，说明在裂纹尖端到达盖板边缘之后再贯穿盖板壁厚的过程很短暂。而N₂/N₃的值都接近于1，说明在贯穿盖板之后，试件的刚度将很快下降至75%以下。

对于基于热点应力进行疲劳寿命预测，国际焊接协会IIW推荐了3条S-N设计曲线^[18]，分别为FAT90，FAT100，FAT125。将本次试验测得的特征疲劳寿命与这些S-N曲线进行比较(见图 11)，可以看到：试件H-RD-2的N₃数据点位于FAT125曲线下方，因此采用该曲线来判定此类节点的疲劳寿命偏于不安全。但对于其他两条FAT100和FAT90曲线，所有特征疲劳寿命的数据点都位于曲线上方，同时考虑到实际结构中由于边界连续性而使得疲劳失效延后，因此采用FAT100曲线对此类节点的疲劳寿命进行评估是可行且偏于安全的。

图 11 疲劳寿命与S-N曲线的对比 Fig. 11 Comparison of fatigue lives and S-N curves

通过正交异性钢桥面板U肋-盖板焊接节点的疲劳试验，得到研究结论如下：

(1) U肋-盖板节点的疲劳破坏模式是在盖板焊趾处萌生裂纹并沿焊趾扩展，并大致分为裂纹萌生、稳定扩展、贯穿壁厚和刚度失效4个阶段。

(2) 裂纹长度、深度及节点刚度随加载次数的变化趋势是相似的，即前期缓慢稳定，后期大幅变化。不同之处在于刚度在裂纹扩展的前期仍然变化不大，一般在裂纹总长超过150 mm之后，试件刚度才会有明显下降。而在裂纹贯穿盖板之后，试件刚度快速大幅降低。

(3) 当裂纹总长度达350 mm时试件刚度已下降25%甚至更大，并且此时裂纹主体基本已经贯穿盖板，试件无法继续承受荷载而失效。

(4) 试件特征疲劳寿命均大于FAT100曲线设计值，因此在合理确定热点应力幅的情况下，采用FAT100曲线对正交异性钢桥面板U肋-盖板焊接节点的疲劳寿命进行预测是安全可行的。