浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2020, 54(1): 83-90 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2020.01.010

土木工程、交通工程

顶板-纵肋焊接细节残余应力的松弛效应

钟雯,, 丁幼亮,, 宋永生, 曹宝雅, 耿方方

Relaxation effect of welding residual stress in deck-to-rib joints

ZHONG Wen,, DING You-liang,, SONG Yong-sheng, CAO Bao-ya, GENG Fang-fang

通讯作者: 丁幼亮，男，教授，博导. orcid.org/0000-0002-0774-426X. E-mail： civilding@seu.edu.cn

收稿日期: 2018-12-10  

Received: 2018-12-10  

作者简介 About authors

钟雯（1991—），女，博士生，从事桥梁结构疲劳行为分析与评估的研究.orcid.org/0000-0002-7821-0492.E-mail：wen_zhong71@126.com , E-mail：wen_zhong71@126.com

摘要

为了准确把握钢桥面顶板-纵肋焊缝位置的真实拉、压状态和应力比对正交异性钢桥面板（OSD）疲劳寿命的影响，通过建立焊接残余应力与车载应力的耦合应力分析模型，构建焊接残余应力和车辆荷载耦合作用下的应力比、等效应力幅等疲劳参数计算方法，形成了焊接残余应力与车载应力的耦合应力精细化计算方法. 以江阴长江大桥为例，应用该方法，开展车辆荷载和残余应力场对疲劳损伤的定量分析. 案例分析表明，焊缝位置残余拉应力在叠加了以拉应力为主的循环车载应力后，纵、横向应力松弛大小均超过车载应力峰值，出现明显的应力松弛现象，而叠加以压应力为主的循环车载应力后，应力松弛效应不明显；与仅考虑车载应力作用下的焊缝位置应力状态相比，考虑焊接残余应力和车载应力耦合作用之后，压应力循环工况焊缝位置疲劳应力状态发生了本质变化，即由不需要进行疲劳验算的压应力状态变为拉应力状态；拉应力循环工况的疲劳状态虽未改变，但该状态下焊缝位置的疲劳寿命由无限变为有限.

关键词： 正交异性钢桥面板（OSD） ; 应力松弛效应 ; 顶板-纵肋细节 ; 焊接残余应力 ; 耦合应力

Abstract

A coupled stress analysis model that considers the welding residual stress and vehicle stress was established in order to accurately analyze the influence of the actual tension and compression state and stress ratio at the deck-to-rib welding seam position on the fatigue life of an orthotropic steel deck (OSD). The calculation of the fatigue parameters, including the stress ratio and equivalent stress amplitude, enables the development of a refined calculation method for the coupling stress between the welding residual stress and vehicle stress. A qualitative analysis of the fatigue life under the vehicle load and residual stress field was conducted using the proposed method by taking the Jiangyin Yangtze River Bridge as an example. A case analysis show that when the residual tensile stress in the welding seam position is superimposed on the mainly tensile cyclic vehicle load stress, the longitudinal and transverse stress relaxation exceeds the peak vehicle load stress and significant stress relaxation occurred. When the residual tensile stress in the welding seam position is superimposed on the mainly compressive cyclic vehicle load stress, the relaxations of both the longitudinal and transverse stresses are not obvious. Compared with the stress state of the welding point under the action of only the vehicle stress, when the coupling effect of the welding residual stress and vehicle stress is considered, the fatigue stress state of the welding point has undergone an essential change under cyclic compressive stress, that is, the compressive stress state that does not require a fatigue check is changed to the tensile stress state. Although the fatigue state of the tensile stress cycle condition has not changed, the fatigue life of the welding point changes from infinite to finite under the tensile condition.

Keywords： orthotropic steel deck (OSD) ; stress relaxation effect ; deck-to-rib joints ; welding residual stress ; coupling stress

PDF (1445KB) 元数据 多维度评价 相关文章 导出 EndNote| Ris| Bibtex  收藏本文

本文引用格式

钟雯, 丁幼亮, 宋永生, 曹宝雅, 耿方方. 顶板-纵肋焊接细节残余应力的松弛效应. 浙江大学学报(工学版)[J], 2020, 54(1): 83-90 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2020.01.010

ZHONG Wen, DING You-liang, SONG Yong-sheng, CAO Bao-ya, GENG Fang-fang. Relaxation effect of welding residual stress in deck-to-rib joints. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2020, 54(1): 83-90 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2020.01.010

正交异性钢桥面板是大跨度桥梁首选的桥面结构形式. 随着桥梁服役年限的增加，钢桥面板疲劳问题普遍出现，造成了重大经济损失和不良的社会影响[1-4]；因此，正交异性钢桥面板的疲劳设计显得尤为重要. 国内外钢桥疲劳设计规范普遍采用焊接细节的S-N曲线进行疲劳设计，即疲劳设计的主要因素是应力幅，忽略应力比的影响. 这是因为焊缝处由于焊接残余应力很高，一般认为应力比对疲劳的影响不大[5-7]. 采用S-N曲线方法往往会过高估计钢桥面板焊接细节的疲劳寿命，国内外学者正致力于研究更准确的疲劳寿命计算方法[8-10].

近年来，一些学者开展了应力比和焊接残余应力对钢桥面板疲劳寿命的影响研究. 张高楠等[11]指出，在车辆荷载作用下钢桥面板纵肋与桥面板焊缝处疲劳应力的特征是循环应力比远小于-1，疲劳寿命分析中应该有能够考虑循环应力比的S-N曲线. 文献[11]中应力比的计算仅考虑了车辆荷载，焊接残余应力和车载应力耦合作用下焊缝处的真实应力比是否远小于-1有待商榷. 崔闯[12]提出考虑焊接残余应力影响的疲劳寿命计算方法，该方法建立残余应力与车载应力的耦合应力的简化计算方法，采用应变能密度方法计算疲劳寿命，结果表明，残余应力会降低钢桥面板的疲劳寿命. 崔闯[12]假定焊接残余应力与车载应力进行简化的非线性叠加，只能定性讨论高幅值的残余应力耦合车载应力所导致的弹塑性应力重分布现象，无法定量计算残余应力的松弛程度，也无法准确判断焊缝处疲劳应力的真实拉、压状态和应力比. 结果表明，残余应力对钢桥面板疲劳寿命是有影响的，但无法从机理上解释残余应力影响疲劳寿命的原因.

本文通过建立焊接残余应力与车载应力的耦合应力分析模型，得到焊接残余应力和车辆荷载耦合作用下应力比、等效应力幅等疲劳参数的计算方法，构建焊接残余应力与车载应力的耦合应力精细化计算方法. 以江阴长江大桥为例，应用该方法开展车辆荷载和残余应力场对疲劳损伤的定量分析，相关结论为深入研究考虑应力比和焊接残余应力影响的疲劳寿命计算方法提供研究依据.

1. 焊接残余应力的松弛效应分析方法

1.1. 分析模型

焊缝处残余应力与外荷载应力叠加后，耦合应力往往会超过材料的屈服强度，使得部分弹性应变转化为塑性变形，导致卸载后塑化区残余应力产生应力释放与重分布现象，使得最终的耦合应力小于初始残余应力，即焊接残余应力在循环荷载作用下发生了松弛效应[13]. 为了定量计算车辆荷载作用下焊接残余应力的松弛效应，必须准确把握残余应力加载/卸载车载循环应力过程中耦合应力的时程变化. 建立钢桥面板焊接残余应力与车载应力的耦合应力分析精细化模型，包括以下3个步骤（见图1）：1）采用热-结构耦合方法模拟初始焊接残余应力的产生过程；2）采用子模型方法，设置顶板-纵肋精细子模型的位移边界条件；3）在子模型顶板上表面施加与粗糙模型顶板上表面相同的疲劳车辆模型荷载，最终获得焊接细节的真实耦合应力时程.

图 1

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 1   焊接残余应力与车载应力耦合分析流程图

Fig.1   Flow chart of coupling stress analysis of welding residual stress and vehicles load stress


步骤1）的具体思路如下. a）建立顶板-纵肋实体单元耦合分析精细子模型（见图2），下文简记为子模型. 以江阴长江大桥为例，采用ANSYS提供的8节点SOLID185实体单元，对1.5个U肋范围内的顶板、纵肋以及焊缝构造进行精细有限元模拟. 子模型X方向的长度为300 mm，其他尺寸和焊缝细节如图3所示. 焊缝及热影响区最小单元尺寸为0.5 mm，远离焊缝的部分最大单元尺寸为8 mm. 本文的模型材料均为Q345钢，焊条选用E50型，热物理与力学参数与Q345钢相同[14]. 本构关系采用双线性等向强化（BSIO）本构模型[15]，如图4所示. 图中，σ为应力，ε为应变. b）对子模型进行热分析，初始温度为20 °C，在外表面施加对流换热边界条件. 模型以生热率的形式施加温度荷载，采用生死单元法模拟焊料的填充过程. c）对顶板四周所有节点施加固定约束，以模拟周边构件的作用，将热分析结果作为体荷载施加于子模型. d）获得顶板-纵肋焊趾位置的纵、横向残余应力分布曲线. 步骤b）~d）中的焊缝温度场分析方法和应力场分析方法已发展成熟并成功应用于钢桥面焊接模拟[16]，本文不再赘述.

图 2

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 2   顶板-纵肋实体单元耦合分析精细子模型

Fig.2   Fine solid element sub-model of deck-to-rib for coupling analysis


图 3

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 3   子模型截面图

Fig.3   Cross-section diagram of sub-model


图 4

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 4   双线性等向强化（BISO）模型

Fig.4   Bilinear isotropic hardening（BISO）model


步骤2）的具体思路如下. a）采用Shell63弹性壳单元，建立整体钢箱梁壳单元粗糙模型（见图5），下文简记为粗糙模型，单元尺寸为150 mm，总数为91 090. 钢箱梁的顺桥向长度取为5个横隔板间距，长度为38.7 m，横桥向长度为18.75 m；横隔板（横肋板）厚度为14 mm. b）对粗糙模型施加疲劳车辆荷载进行整体结构应力分析，边界条件为沿桥长两侧进行简支约束，计算得到子模型边界部位的位移响应. c）将步骤b）所得的位移响应作为边界条件，采用线性插值法将其自动施加到子模型相应位置.

图 5

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 5   钢箱梁壳单元粗糙模型

Fig.5   Shell element coarse model of steel box girder


3）在子模型顶板上表面施加与粗糙模型顶板上表面相同的疲劳车辆荷载，获得焊接细节的真实耦合应力时程.

1.2. 模型验证

1.2.1. 纵向焊接残余应力分布

子模型中间焊缝的纵向焊接残余应力数值模拟结果与文献[16]、[17]中模型试验数据的对比结果分布结果，如图6所示. 图中，σx为纵向残余应力. 由图6可知，尽管本文模型与试验模型尺寸不同，但数值模型结果与试验结果的变化规律一致，即纵向残余应力在焊缝附近为拉应力，在远离焊缝区为压应力；总体上，实测点围绕在模拟计算值附近，说明本文的数值模拟结果具有一定的可靠度.

图 6

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 6   顶板-纵肋焊接细节纵向残余应力分布

Fig.6   Residual stress distribution of deck-to-rib welded joints


1.2.2. 子模型与粗糙模型车载应力的对比

在工况C和工况D（2.1节中包含各工况说明）车载分别作用下（见图7（a）），粗糙模型与子模型焊缝位置处（粗糙模型取顶板与纵肋连接位置节点；子模型取焊趾位置节点）Von Mises应力时程对比结果，如图7（b）所示. 图中，Smises为Von Mises应力，t为时间. 从图7可以看出，子模型在工况C和工况D作用下焊缝位置处的应力峰值与粗糙模型吻合良好，验证了子模型方法的准确性，在下文中可以用来计算焊接残余应力与车载应力的耦合应力.

图 7

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 7   粗糙模型与子模型车载应力的对比

Fig.7   Comparison between vehicles load stresses of coarse model and sub-model


2. 顶板-纵肋细节的焊接残余应力松弛效应分析

2.1. 车载作用下焊缝位置应力状态分析

为了研究钢桥面板顶板-纵肋焊缝位置处焊接残余应力与车载应力的耦合应力状态，分析仅考虑车载作用下焊缝位置的应力状态，通过对粗糙模型施加不同横向位置的车辆荷载，确定钢桥面板最不利加载工况. 选用《正交异性钢桥面板疲劳设计和维护指南》推荐的疲劳车辆模型[18]，考虑车辆行驶的随机性，各工况间横向距离为150 mm，合计5个横向加载工况（计为A~E），如图8所示.

图 8

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 8   车载加载位置示意图

Fig.8   Sketch of vehicles loading location


图9给出工况A~E作用下焊缝位置处的纵、横向车载应力时程曲线. 图中，Sx为纵向应力，Sy为横向应力. 经计算可知，除工况D的应力比R为0，其余所有工况的应力比均为−∞. 根据《铁路桥钢结构设计规范》（TB10091-2017）[19]可知，对于焊接结构，当R≥−1时，疲劳应力状态为以拉应力为主的拉-压应力状态（简记为拉应力状态），此时应进行疲劳验算；当R<−1时，疲劳应力状态为以压应力为主的拉-压应力状态（简记为压应力状态），此时完全不考虑压应力对疲劳损伤累计的影响. 工况D（车载直接作用在焊缝位置处）的疲劳状态为拉应力状态，纵、横向应力峰值分别为13.69和23.1 MPa；工况A~C和工况E均为压应力状态，其中最大压应力出现在工况C（车载作用在距焊缝150 mm位置处）中，纵、横向应力峰值分别为−34.91和−83.07 MPa. 以最大受压循环工况C和受拉循环工况D为例，分析焊接残余应力与车载应力的耦合应力及其对疲劳应力状态和应力比的影响.

图 9

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 9   工况A~E焊缝位置处车载应力时程曲线

Fig.9   Time-history curves of vehicle load stress at welded joint position with case A~E


2.2. 焊接残余应力与车载应力耦合作用下残余应力松弛效应分析

为了得到残余应力加载/卸载车载应力过程中耦合应力的时程曲线，对顶板-纵肋精细化子模型连续施加10次疲劳车辆荷载，开展耦合应力分析. 在整个计算过程中，0~30 s为焊接时间，30~2 390 s为冷却时间，其后为焊接残余应力与车载应力的耦合过程.

2.2.1. 压应力循环工况C

图10分别给出工况C中粗糙模型仅在车载作用下的结构应力S和子模型在焊接残余应力与车载应力耦合之后焊趾位置Smises、Sx和Sy响应曲线. 图中，NL为车辆模型的加载序列编号（如NL=1表示第1次加载）. 由图10可以看出，在2 400.5 s时焊趾位置Sx为410.1 MPa，已经超过屈服强度，在施加以压应力为主的循环车载应力−12.2、−26.2、−23.6、−23.6 MPa后，应力下降了−11.6、−20.4、−19.4、−19.4 MPa，最终耦合应力稳定在409.4 MPa，应力仅降低了0.7 MPa；焊趾位置Sy为212.8 MPa，在施加以压应力为主的循环车载应力−41.5、−81.1、−76.6、−76.6 MPa后，应力下降了−43.4、−82.2、−66.5、−66.5 MPa，最终耦合应力稳定在206.8 MPa，应力仅降低了6 MPa；米塞斯应力（Smises）由341.5 MPa降低至341.3 MPa，应力仅降低了0.2 MPa. 上述分析表明，高幅值残余拉应力叠加以压应力为主的车载应力后，焊趾处耦合应力的下降幅度很小，残余应力松弛效应不明显，但纵、横向应力比R由−∞变化为正值，导致焊趾处疲劳应力状态发生了本质变化，即由不需要进行疲劳验算的压应力状态变为需要进行疲劳验算的拉应力状态.

图 10

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 10   工况C焊趾位置应力响应曲线

Fig.10   Stress response curves at weld toe with case C


为了定量研究考虑焊接残余应力与车载应力的耦合应力对钢桥面板焊趾处疲劳应力状态的影响程度，分析耦合应力对疲劳寿命的可能影响，分别采用式（1）Eurocode3规范D71细节评价指标S-N曲线[6]和式（2）Q345钢材全空间S-N曲线[20]，对仅考虑车载作用和考虑残余应力与车载应力耦合作用下的压应力循环工况C和拉应力循环工况D进行疲劳寿命预测.

$ \left. {\begin{array}{*{20}{l}} {\Delta \sigma _{{\rm{real}}}^mN = 2 \times {{10}^6} \Delta \sigma _{\rm{D}}^m,\;\;{m = 3,\;N \leqslant 5 \times {{10}^6}}}; \\ {\Delta \sigma _{{\rm{real}}}^mN = 5 \times {{10}^6} \Delta \sigma _{\rm{D}}^m,\;\;{m = 5,\;5 \times {{10}^6} \leqslant N \leqslant {{10}^8}}}; \\ {\Delta {\sigma _{\rm{L}}} = 0.549 \Delta {\sigma _{\rm{D}}}}. \end{array}} \right\} $

式中：σreal为真实应力，N为应力循环次数， $ \Delta {\sigma _{\rm{C}}}$、 $ \Delta {\sigma _{\rm{D}}}$和 $ \Delta {\sigma _{\rm{L}}}$分别为疲劳细节分类、常幅疲劳极限和疲劳截止限. 针对顶板纵肋焊接细节，上述系数分别为： $ \Delta {\sigma _{\rm{C}}} \!=\! 71\;{\rm{MPa}},\Delta {\sigma _{\rm{D}}} \!=\! 52\;{\rm{MPa}},\Delta {\sigma _{\rm{L}}} \!=\! 29\;{\rm{MPa}}.$

$ \lg \left[ {{S_{{\rm{a}}(R = 1)}} - 357.7} \right] = - 0.2 \lg \;(N + 41) + 3.102\;8. $

式中：Sa（R=−1）为对称循环荷载下（R=−1，Sm=0）的等效应力. 由于所施加的疲劳车辆荷载不是对称循环荷载，引入式（3）Goodman曲线将焊缝处的真实应力，等寿命地转换成对称循环荷载下（R=−1，Sm=0）的等效应力水平[21].

$ {S_{{\rm{a}}(R = - 1)}} = \frac{{{\sigma _{{\rm{real}}}} {\sigma _{\rm{s}}}}}{{{\sigma _{\rm{s}}} - {\sigma _{\rm{m}}}}}. $

式中：σm为平均应力；σs为材料屈服强度，对于Q345钢材取345 MPa.

Palmgren-Miner线性损伤累积理论认为，总疲劳损伤是由变幅应力循环Si所造成疲劳损伤的线性叠加，即总损伤为

$ D =\sum\limits_{i = 1}^n {\frac{{{n_i}}}{{{N_i}}}}. $

式中：ni为应力循环Si的作用次数，Ni为常幅S-N曲线中应力循环Si的疲劳寿命.

将图10的应力响应曲线整理为表1的各疲劳参数，其中工况C中仅考虑车载作用时应力损伤计算选择图10（a）的横向应力时程曲线，采用雨流计数法和式（1）计算每次循环疲劳参数；考虑残余应力与车载应力耦合作用时，应力损伤计算选择图10（b）的Von mises应力时程曲线，采用雨流计数法和式（2）计算每次循环疲劳参数，根据式（4）获得最终疲劳损伤. 由表1可以看出，对于残余应力松弛效应不显著的压应力循环工况C，仅考虑车载作用与考虑车载和考虑残余应力与车载耦合作用之后，疲劳损伤差别不明显.

表 1   工况C、D下疲劳损伤对比

Tab.1  Comparison of fatigue damage of case C and case D

工况 $\Delta {S _i}$/
MPa 		${\sigma _{\rm{m}}}$/
MPa 		${n_i}$ Ni D
工况C, 仅考虑车载作用-图10（a） 41.53 −20.77 0.5 1.538×107 1.741×10−6
41.53 −20.77 0.5 1.538×107
83.06 −41.53 0.5 1.249×106
74.75 −37.38 1.0 1.713×106
83.07 −41.53 0.5 1.249×106
74.76 −37.38 0.5 1.713×106
工况C, 残余应力与车载应力耦合作用-图10（b） 5.14 339.02 0.5 0 1.141×10−6
5.14 339.02 0.5 0
7.72 338.85 1.0 2.347×106
7.84 338.79 0.5 1.992×106
7.84 338.79 0.5 1.992×106
7.72 338.85 0.5 2.347×106
工况D, 仅考虑车载作用-图11（a） 11.55 5.78 0.5 0 0
11.55 5.78 0.5 0
23.10 11.55 0.5 0
20.79 10.39 1.0 0
20.79 10.39 1.0 0
23.10 11.55 0.5 0
工况D, 残余应力与车载应力耦合作用-图11（b） 8.75 328.06 1.0 0 3.681×10-9
15.23 331.41 0.5 2.796×108
14.06 330.64 1.0 0
15.31 331.36 0.5 2.641×108
14.08 330.64 0.5 0
14.06 330.66 0.5 0

新窗口打开| 下载CSV


2.2.2. 拉应力循环工况D

图11分别给出工况D中粗糙模型仅在车载作用下的结构应力S和子模型在焊接残余应力与车载应力耦合之后焊趾位置处米塞斯应力Smises、Sx和Sy响应曲线. 由图11可以看出，1）在未施加车载之前，2 400.5 s时焊趾位置Sx为406.9 MPa，超过屈服强度，在施加以拉应力为主的车载应力7.3、13.1、12.4、12.4 MPa后，应力上升了7.8、13.3、12.4、12.4 MPa，最终应力稳定在392.3 MPa，应力松弛了14.6 MPa；Sy为252.6 MPa，在施加以拉应力为主的车载应力11.8、22.5、20.1、20.1 MPa后，应力提高了9.6、16.3、15.4、15.4 MPa，最终应力稳定在241.5 MPa，应力松弛了11.1 MPa；Von mises应力由339.3 MPa降至323.6 MPa，应力松弛15.7 MPa. 上述分析表明，焊趾处高幅值残余拉应力叠加以拉应力为主的车载应力后，此时局部耦合应力状态超过弹性范围，纵、横向应力松弛大小均超过车载应力峰值，发生了明显的松弛效应. 2）由图11（b）~（d）可知，应力松弛效应主要发生在第一个车载应力循环的前两次加载，其后应力趋于稳定. 3）对比图11（a）、（b）可知，在考虑残余应力与车载耦合作用之后，虽然R由0上升至1左右，疲劳应力状态仍为拉应力状态，但由表1可知，对于残余应力松弛效应明显的拉应力循环工况D，仅考虑车载作用与考虑车载和考虑残余应力与车载耦合作用之后，疲劳损伤差别很大，导致疲劳寿命由无限缩短为有限.

图 11

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图 11   工况D焊趾位置应力响应曲线

Fig.11   Stress response curves at weld toe with case D


3. 结　论

（1）建立的钢桥面板焊接残余应力松弛效应的分析方法可以准确模拟焊接残余应力场及残余应力-车载应力的耦合效应，模型计算结果与残余应力试验结果吻合较好. 该方法能够用于循环车载作用下顶板-纵肋细节位置的真实应力场分析.

（2）残余应力-车载应力的耦合效应对疲劳寿命评估具有较大影响. 如在以压应力为主的循环车载应力作用下，虽然焊缝位置真实应力的松弛效应不明显，但横向应力比由−∞变化为正值，疲劳应力状态由压应力状态变为拉应力状态；在以拉应力为主的循环车载应力作用下，焊缝位置真实应力出现明显松弛，疲劳损伤不再为0，疲劳寿命由无限缩短为有限.

（3）本文初步分析了残余应力-车载应力耦合作用对钢桥面板疲劳寿命的影响，如何定量分析残余应力松弛大小对疲劳寿命的影响程度并进一步建立考虑焊接残余应力松弛影响的钢桥面板疲劳寿命评估方法是下一阶段的研究重点.

参考文献

张清华, 卜一之, 李乔

正交异性钢桥面板疲劳问题的研究进展

[J]. 中国公路学报, 2017, 30 (3): 14- 30

DOI:10.3969/j.issn.1001-7372.2017.03.002      [本文引用: 1]

ZHANG Qing-hua, BU Yi-zhi, LI Qiao

Review on fatigue problems of orthotropic steel bridge deck

[J]. China Journal of Highway and Transport, 2017, 30 (3): 14- 30

DOI:10.3969/j.issn.1001-7372.2017.03.002      [本文引用: 1]

LIU R, JI B H, WANG M, et al

Numerical evaluation of toe-deck fatigue in orthotropic steel bridge deck

[J]. Journal of Performance of Constructed Facilities, 2015, 29 (6): 04014180

DOI:10.1061/(ASCE)CF.1943-5509.0000677     

SONG Y S, DING Y L, WANG G X, et al

Fatigue-life evaluation of a high-speed railway bridge with an orthotropic steel deck integrating multiple factors

[J]. Journal of Performance of Constructed Facilities, 2016, 30 (5): 04016036

DOI:10.1061/(ASCE)CF.1943-5509.0000887     

YA S, YAMADA K, ISHIKAWA T

Fatigue evaluation of rib-to-deck welded joints of orthotropic steel bridge deck

[J]. Journal of Bridge Engineering, 2011, 16 (4): 492- 499

DOI:10.1061/(ASCE)BE.1943-5592.0000181      [本文引用: 1]

AASHTO LRFD bridge design specifications: AASHTO LRFD-2007 [S]. Washington, DC: American Association of State Highway and Transportation Officials, 2007.

[本文引用: 1]

Eurocode3: design of steel structures, part1-9: fatigue: BS EN1993-1-9: 2005 [S]. Belgium: European Committee for Standardization, 2005.

[本文引用: 1]

公路钢结构桥梁设计规范: JTB-D64-2015[S]. 北京: 中华人民共和国交通运输部, 2015.

[本文引用: 1]

王春生, 翟慕赛, 唐友明, 等

钢桥面板疲劳裂纹耦合扩展机理的数值断裂力学模拟

[J]. 中国公路学报, 2017, 30 (3): 82- 95

DOI:10.3969/j.issn.1001-7372.2017.03.009      [本文引用: 1]

WANG Chun-sheng, ZHAI Mu-sai, TANG You-ming, et al

Numerical fracture simulation of fatigue crack coupled propagation mechanism for steel bridge deck

[J]. China Journal of Highway and Transport, 2017, 30 (3): 82- 95

DOI:10.3969/j.issn.1001-7372.2017.03.009      [本文引用: 1]

CUI C, BU Y Z, BAO Y, et al

Strain energy-based fatigue life evaluation of deck-to-rib welded joints in OSD considering combined effects of stochastic traffic load and welded residual stress

[J]. Journal of Bridge Engineering, 2017, 23 (2): 04017127

卫星, 姜苏

基于断裂力学的钢桥面肋-板接头疲劳寿命预测

[J]. 西南交通大学学报, 2017, 52 (1): 16- 22

DOI:10.3969/j.issn.0258-2724.2017.01.003      [本文引用: 1]

WEI Xing, JIANG Su

Fatigue life pediction on rib-to-deck welded joints of steel bridge deck based on LEFM

[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2017, 52 (1): 16- 22

DOI:10.3969/j.issn.0258-2724.2017.01.003      [本文引用: 1]

张高楠, 石广玉, 王晓丹

正交异性钢桥面板焊缝的疲劳寿命评估方法

[J]. 固体力学学报, 2013, 33 (Suppl. 1): 216- 223

[本文引用: 2]

ZHANG Gao-nan, SHI Guang-yu, WANG Xiao-dan

Evaluation of the approaches for fatigue life prediction of welded joints of orthotropic steel decks and some suggestions

[J]. Chinese Journal of Solid Mechanics, 2013, 33 (Suppl. 1): 216- 223

[本文引用: 2]

崔闯. 基于应变能的钢桥面板与纵肋连接细节疲劳寿命评估方法及其可靠度研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2018.

[本文引用: 2]

CUI Chuang. Research on fatigue life evaluation and reliability based on strain energy in deck-to-rib joint of orthotropic steel deck [D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2018.

[本文引用: 2]

罗白璐. 交变载荷下厚板表面焊接残余应力的松弛研究[D]. 武汉: 武汉理工大学, 2010.

[本文引用: 1]

LUO Bai-lu. Relaxation performance of welding residual stress under alternate loadings [D]. Wuhan: Wuhan University of Technology, 2010.

[本文引用: 1]

DENG D

FEM prediction of welding residual stress and distortion in carbon steel considering phase transformation effects

[J]. Materials and Design, 2009, 30 (2): 359- 366

DOI:10.1016/j.matdes.2008.04.052      [本文引用: 1]

TRIFONOV O V, CHERNIY V P

Analysis of Stress-strain state in a steel pipe strengthened with a composite wrap

[J]. Journal of Pressure Vessel Technology, 2014, 136 (5): 051202

DOI:10.1115/1.4027229      [本文引用: 1]

赵秋, 吴冲

U肋加劲板焊接残余应力数值模拟分析

[J]. 工程力学, 2012, 29 (8): 262- 268

DOI:10.6052/j.issn.1000-4750.2010.12.0935      [本文引用: 2]

ZHAO Qiu, WU Chong

Numerical analysis of welding residual stress of U-rib stiffened plate

[J]. Engineering Mechanics, 2012, 29 (8): 262- 268

DOI:10.6052/j.issn.1000-4750.2010.12.0935      [本文引用: 2]

顾颖. U肋加劲钢桥面板焊接残余应力与变形研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2011.

[本文引用: 1]

GU Ying. Research on welding residual stresses and deformations in steel bridge deck stiffened with U-shaped ribs [D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2011.

[本文引用: 1]

崔冰, 刘晓光, 张胜利, 等. 正交异性钢桥面系统的设计和维护指南(报批稿)[M]. 北京: 中国铁道科学研究院, 2010: 13-14.

[本文引用: 1]

铁路桥梁钢结构设计规范: TB10091-2017 [S]. 北京: 国家铁路局, 2017.

[本文引用: 1]

CAO B Y, DING Y L, SONG Y S, et al

Fatigue life evaluation for deck-rib welding details of orthotropic steel deck integrating mean stress effects

[J]. Journal of Bridge Engineering, 2019, 24 (2): 04018114

DOI:10.1061/(ASCE)BE.1943-5592.0001344      [本文引用: 1]

陈传尧. 疲劳断裂[M]. 1版. 武汉: 华中科技大学出版社, 2001: 22-23.

[本文引用: 1]

/

〈 〉