波纹腹板焊接H形钢疲劳性能试验研究.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 1 期 2012 年 1 月 Vol. 33No. 1Jan． 2012 013 文章编号 1000-6869 2012 01-0096-08 波纹腹板焊接 H 形钢疲劳性能试验研究 李国强 1，罗小丰2，孙飞飞1，范 昕 2 1． 同济大学 土木工程防灾国家重点实验室，上海 200092; 2． 同济大学 土木工程学院，上海 200092 摘要 设计了 4 根梯形波纹腹板焊接 H 形钢试件， 依据 GB 500172003 钢结构设计规范 的相关规定进行疲劳性能试验， 并特别考虑了 GB 502782010起重设备安装工程施工及验收规范 中吊车梁安装偏差的相关规定。通过 ANSYS 有限元 分析验证试件破坏形式的合理性。研究结果表明 对于 CECS 291 2011波纹腹板钢结构技术规程 中推荐波形的梯形波 纹腹板 H 形钢， 其疲劳性能优于平腹板 H 形钢， 疲劳设计中可按 3 类钢构件进行计算， 且不考虑腹板波纹转折引起的应力 集中及安装偏差等施工因素的影响。 关键词 波纹腹板焊接 H 形钢;安装偏差;疲劳试验;有限元分析 中图分类号 TU392. 1TU317. 1文献标志码 A Experimental investigation on fatigue perance of welded H-beam with corrugated webs LI Guoqiang1，LUO Xiaofeng2，SUN Feifei1，FAN Xin2 1． State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China; 2． College of Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China AbstractFour welded H- beams with trapezoidal corrugated webs were tested according to the relating provisions of GB 500172003‘Code for design of steel structures’to study their fatigue perance． The test investigated in particular how the results can be affected by the crane girder installation deviation as regulated in GB 502782010 ‘Code for construction and acceptance of cranes installation engineering’ ． By adopting the ANSYS finite element ，it is attempted to prove the validity of the failure mode． Results of the test and finite element analysis show that，the fatigue life of welded H- beam with trapezoidal corrugated webs is higher than that of H- beam with conventional flat web with regard to the H- beams with corrugated webs of a corrugation profile recommended in CECS 291 2011‘Technical specification for steel structures with corrugated webs for approval’ ． In fatigue design，it can be rendered as valid as steel members of class 3 and the stress concentration caused by the folding of the web corrugation and installation deviation as well as other constructing factors can be ignored． Keywordswelded H- beam with corrugated web;installation deviation;fatigue perance test;finite element analysis 作者简介 李国强 1963 ， 男， 湖南株洲人， 教授。E- mail gqli tongji. edu. cn 收稿日期 2010 年 12 月 69 0引言 波纹腹板 H 形钢以其合理的受力性能和显著的 经济优势， 在欧美和日本的一些高速公路桥梁中得 到广泛应用。作为直接承受动力荷载的构件， 从 20 世纪 60 年代开始， 国外很多学者对其疲劳性能进行 了研究。疲劳试验结果表明 ［1 ］， 疲劳破坏通常始于 腹板与翼缘的焊缝附近。一些学者 ［2- 7 ］对正弦和梯 形波纹腹板钢梁的疲劳性能进行了试验研究， 并通 过回归分析， 得到了疲劳寿命的计算式。研究表 明 ［7 ］， 梯形波纹腹板焊接 H 形钢疲劳寿命在截面特 性及应力幅相同的情况下比平腹板 H 形钢高出 49 ～78。还有学者 ［8- 9 ］研究了波纹腹板 H 形钢 梁翼缘板的应力条件受梁腹板和翼缘几何尺寸影响 的情况。 近年来随着自动焊接技术的精进， 焊接全波纹 腹板 H 形钢得到了较快的发展。有关波纹腹板钢结 构的研究工作也在各科研机构逐步展开 如清华大 学、 同济大学等 ， 并取得了很多应用成果 ［10- 13 ］。但 是， 针对我国有关规范要求所进行的疲劳研究还很 缺乏， 制约了波纹腹板钢结构在国内的工程应用。 本文试验研究主要针对 GB 500172003钢结构设 计规范 ［14 ］对吊车梁疲劳性能的要求， 测试了 CECS 291 2011波纹腹板钢结构技术规程 中推荐波形的 梯形波纹腹板焊接 H 形钢梁的疲劳性能， 并通过有 限元分析对试验结果进行了进一步验证。根据试验 结果提出了波纹腹板焊接 H 形钢在现行 GB 50017 2003 规定条件下疲劳设计的简化计算方法， 方便设 计者参考应用。研究特别考虑了吊车梁安装偏差的 影响， 依据 GB 502782010起重设备安装工程施工 及验收规范 ［15 ］的规定， 设计了偏心10 mm 的加载试 件， 以测试其对施工偏差的耐受能力。 1试验概况 1. 1试件设计 影响钢构件疲劳寿命的因素主要是应力集中。 梯形波纹腹板焊接 H 形钢在波纹转折处存在一定程 度的应力集中， 但应力的整体变化趋势受截面弯矩 控制 ［7 ］， 因此， 波纹腹板 H 形钢受弯时最大正应力出 现在最大弯矩附近应力集中区域， 其疲劳性能与腹 板波形有关。 试验设计了 4 个简支梁试件， 试件编号为 GJ1 ～ GJ4。每个试件长 4. 4 m， 跨度 4. 0 m。支座处设置加 劲肋， 跨中加载点附近设 1 m 长钢轨。试件采用波形 钢 图 1 ， 但波纹对称性不同 其中试件 GJ3 波纹关 于梁跨中反对称， 其余3 根试件关于跨中正对称。试 件 截 面 均 相 同，其 尺 寸 为 524 mm 300 mm 200 mm 3 mm 14 mm 10 mm， 其中上翼缘尺寸为 300 mm 14 mm、 下翼缘为200 mm 10 mm， 以确保最 大正应力出现在下翼缘， 且上翼缘不发生局部失稳。 试件材料为 Q235 级钢， 材性试验结果如表 1 所示。 图 1试件波纹尺寸 Fig． 1Corrugation dimension of specimens 表 1试件材性试验结果 Table 1Material test results of specimens 试件厚度 t /mm 屈服强度 σy/MPa 拉伸强度 σu/MPa 伸长率 δ / 1026041037. 5 1428544532. 5 329542536. 0 4 根试件均在工厂加工完成， 翼缘与腹板之间采 用气体保护手工焊， 单面角焊缝。试验加载装置如 图 2 所示。试件 GJ1 ～ GJ3 为中心布置钢轨， 试件 GJ4 为偏心布置钢轨， 偏心距为 10 mm， 如图 3 所示。 图 2试验加载装置示意图 Fig． 2Test setup 1. 2加载制度 梯形波纹腹板 H 形钢在弯矩作用下， 下翼缘最 大弯矩附近正应力最大， 故试件疲劳寿命由跨中下 翼缘附近的主体金属应力幅控制。为试验测量方 便， 试验中按跨中下翼缘下表面中心实测正应力幅 作为疲劳试验的控制应力幅 图 2 中应变片 S3 ， 并 在跨中附近布置直角应变花 图 2 中应变花 S6 ～ S13 ， 以测量应力集中区域的应力水平， 确保跨中正 应力与最大主应力相差不大。根据 GB 500172003 条文 6. 2. 1， 在常幅疲劳荷载作用下， 钢构件应力幅 应满足 Δσ ＜ ［ Δσ］ ， 其中允许应力幅值［ Δσ］按式 1 计算。 ［ Δσ］ C n 1/β 1 79 a中心布置钢轨 b偏心布置钢轨 图 3钢轨布置详图 Fig． 3Detailing of rail setup 式中 C、β 的取值按 GB 500172003 规定分 8 类分 别选取， 其中第 2 ～ 4 类构件相应的 C、β 值及由式 1 计算得到的 n 2 106次疲劳寿命的允许应力幅 如表 2 所示。 表 22 ～4 类构件允许应力幅计算参数及应力幅计算值 Table 2Calculation parameters and results of allowable stress amplitude for members of class 2 ～class 4 构件类别Cβ允许应力幅/MPa 2861 10124144 33. 26 10123118 42. 18 10123103 试验设计中， 参照 GB 500172003 中平腹板焊 接 H 形钢 4 类构件 200 万次疲劳寿命对应的允许 应力幅确定设计应力幅， 并在设计应力幅值下加载 超过 200 万次以后， 采用该应力幅的 1. 5 倍进行试 验， 循环超过100 万次以后如果仍未破坏则改用初始 应力幅的 2. 0 倍进行试验， 直至破坏。4 个试件疲劳 试验实际所采用应力幅及相应循环次数如表 3 所 示。表中 Δσ1、 Δσ2、 Δσ3为各试件在最大弯矩位置下 翼缘下表面中心处的应力幅 图 2 中测点 S3 ，N1、 N2、 N3为各应力幅下的循环次数。对于试件 GJ1， 由 于千斤顶荷载控制仪器的原因， 未能有效控制集中 荷载的大小， 故表中 GJ1 加载应力幅的实测值大于 103 MPa。 表 3GJ1 ～GJ4 加载应力幅及实际循环次数 Table 3Loading stress amplitude and cycles of GJ1 ～GJ4 试件 编号 Δσ1/ MPa N1/ 万次 Δσ2/ MPa N2/ 万次 Δσ3/ MPa N3/ 万次 GJ1159. 0112 GJ2103. 0220154. 5116206. 022 GJ3103. 0232154. 582 GJ4103. 0247154. 552 2试验结果及分析 2. 1试验现象 试件 GJ1 ～ GJ4 在表 3 所示的加载制度下， 实测 的应力幅和跨中挠度历程曲线如图 4 所示。其中实 测正应力是指图 2 所示测点 S3 的应力值， 挠度则是 根据图 2 所示测点 D1、 D2、 D3 实测值按式 2 计算 得到。 D D3－ D1 D2 2 2 结合图 4 挠度和应力历程可知，4 个试件在疲 劳试验的整个过程中处于弹性工作状态， 符合疲劳 破坏要求。各试件破坏位置及形式如图 5 所示。 a跨中下翼缘下表面中心正应力 b跨中下翼缘下表面中心挠度 图 4试件 GJ1 ～ GJ4 实测历程曲线 Fig． 4Measured course curves of GJ1 ～ GJ4 2. 2结果分析 综合试件 GJ1 ～ GJ4 的试验结果， 根据 Palmgren- Miner 线性累积损伤原则及 GB 500172003 中疲劳 寿命计算方法， 试件对应于不同应力幅的等效疲劳 寿命按式 1 和式 3 计算 ［16 ］。 ∑ ni N i ≤ 1 3 89 a试件 GJ1 b试件 GJ2 c试件 GJ3 d试件 GJ4 图 5试件 GJ1 ～ GJ4 破坏照图 Fig． 5Failure modes of GJ1 ～ GJ4 式中 ni为循环过程中应力幅水平达到［ Δσ］ i的实 际循环次数; Ni为试件在应力幅［ Δσ］ i下进行等幅 疲劳试验所能达到的循环次数。 根据式 1 、 式 3 计算得到试件 GJ1 ～ GJ4 对应 于表 2 所列各类构件的等效疲劳寿命和对应于 200 万次疲劳寿命的等效疲劳强度， 计算结果如表 4 所 示。其中 ， “对应于表 2 所列各类构件的等效疲劳寿 命” 是指按表 2 所列各类构件的参数进行换算， 由表 3 所列试件 GJ1 ～ GJ4 实际加载应力幅及循环次数得 到的对应于各类构件允许应力幅的疲劳寿命 ; “对应 于200 万次疲劳寿命的等效疲劳强度” 指按表2 所列 各类构件的参数进行换算， 由表 3 所列试件 GJ1 ～ GJ4 实际加载应力幅及循环次数进行换算得到的对 应于 200 万次疲劳寿命的疲劳强度平均值。 由表 4 可知， 4 个试件对应于 200 万次疲劳寿命 的疲劳强度均超过 GB 500172003 规定的 3 类构 件， 疲劳强度介于 3 类构件和 2 类构件之间。因此， 疲劳验算可按 GB 500172003 的 3 类构件考虑。 试件 GJ1 ～ GJ4 裂缝均始于下翼缘腹板波纹转 折处， 这是因为在腹板波纹转折处存在应力集中， 后 文有限元分析结果将进一步予以验证。 对于试件 GJ4， 在钢轨偏心 10 mm 的情况下， 破 坏仍然发生在下翼缘， 且钢轨偏心虽然导致试件疲 劳寿命降低， 但降低程度不大， 这是因为波纹腹板在 梁平面外方向有一定的宽度， 可有效削弱钢轨偏心 在梁上翼缘与腹板连接处产生的弯曲应力， 使得该 处主拉应力较小， 不易发生疲劳破坏。波纹腹板梁 作为整体抵抗荷载偏心引起的扭矩， 这使得其最大 主应力仍出现在下翼缘板， 且其值较中心加载时增 大有限。 3有限元分析 3. 1应力分布 为了进一步验证试验现象并分析其原因， 采用 有限元程序 ANSYS 12. 1 进行了对比分析。型钢翼 缘采用 SOLID 45 单 元 模拟， 腹板和加劲肋采用 SHELL 181 单元模拟， 模型尺寸与试件实际尺寸相 同， 有限元模型网格如图6 所示。钢材弹性模量根据 GB 500172003 取为 2. 06 105MPa。 为便于比较， 进行了 3 种模型的有限元分析， MD1 为波纹腹板 H 形钢梁， 跨中腹板中截面内施加 集中荷载; MD2 为波纹腹板 H 形钢梁， 跨中偏离腹板 中面 10 mm 处施加集中荷载; MD3 为平腹板 H 形钢 梁， 跨中偏离腹板中截面 10 mm 处施加集中荷载。3 个有限元 模 型 均 为 两 端 简 支， 截 面 尺 寸 统 一 为 524 mm 300 mm 200 mm 3 mm 14 mm 10 mm， 跨中 施 加 集 中 荷 载 与 试 验 采 用 的 设 计 应 力 幅 103 MPa 对应的加载值相等， 为113 kN。有限元分 析旨在模拟试件的应力分布情况， 故有限元分析采 用静力加载的方法， 未施加疲劳荷载。有限元分析 结果如表 5 所示。 99 表 4试验结果 Table 4Test results 试件 编号 波纹 对称性 钢轨偏心 e /mm 对应于表 2 所列各类构件 的等效疲劳寿命/万次 4 类构件 3 类构件 2 类构件 对应于 200 万次疲劳寿命的 等效疲劳强度/MPa 破坏位置与形式 GJ1正对称0400266166133跨中腹板波纹转折处附近下翼缘板开裂 GJ2正对称0787523300160跨中腹板波纹转折处附近下翼缘板开裂 GJ3反对称0508338169139跨中腹板左右两波纹转折处附近下翼缘板开裂 GJ4正对称10451300133133钢轨边缘腹板波纹转折处附近下翼缘板开裂 图 6模型网格划分 Fig． 6Grid partition of model 表 5有限元分析结果 Table 5Results of finite element analysis 模型 编号 腹板 形式 e / mm F / kN M / kN m σT/ MPa σf/ MPa σt/ MPa MD1波纹板0113101. 56100. 6102. 2103. 4 MD2波纹板10113101. 56100. 6101. 9102. 4 MD3平腹板10113101. 5685. 685. 5 注 e 为荷载偏心距; F 为集中荷载; M 为跨中弯矩; σT为理论正 应力; σf为有限元计算正应力; σt为试验实测正应力。 表 5 中， 跨中弯矩 M 的计算已考虑了钢轨对荷 载传递的影响， 将集中力等效为沿钢轨的分布力进 行计算， 理论正应力按公式 σ M/W W 为抗弯截面 系数 计算得到， 其中波纹腹板梁， 依据 CECS 291 2011 第 5. 3. 2 条计算， 不考虑腹板作用， 平腹板 H 形 钢梁计算需考虑腹板作用。有限元计算正应力和试 验实测正应力均指跨中下翼缘下表面中心轴线上的 正应力。 从表5 可知， 按照 CECS 291 2011 的方法能够准 确计算波纹腹板 H 形钢梁最大正应力， 梁跨中下翼 缘下表面中心处的正应力受钢轨偏心引起的扭转的 影响很小， 仍可按公式 σ M/W 近似计算。 为验证有限元模型模拟试件应力分布的准确 性， 将模型 MD1 和 MD2 所对应的典型试件 GJ2 和 GJ4 各测点实测应力值与有限元模型计算值的对比 情况列于表 6 中。其中， 测点 S1 ～ S5 为正应力 σ x ， 测点 S6 ～ S13 为最大主应力 σ1 。 从表 6 可知， 有限元计算结果与试验中各测点 实测应力接近， 误差均在 2 以内。可见， 有限元模 型能够准确的模拟试件的实际应力分布情况， 可以 表 6试验实测应力与有限元结果对比 Table 6Comparison between stresses from test results and finite element analysis 测点 编号 MD1MD2 实测应 力/MPa 有限元 应力/MPa 误差/ 实测应 力/MPa 有限元 应力/MPa 误差/ S1 σx101. 2 99. 99－1. 20100. 399. 77－0. 53 S2 σx102. 8101. 57 －1. 20102. 2101. 85－0. 34 S3 σx103. 4102. 17 －1. 19102. 4101. 87－0. 52 S4 σx103. 1101. 57 －1. 48101. 9101. 85－0. 05 S5 σx101. 0 99. 99－1. 04100. 699. 77－0. 83 S6 σ192. 4 93. 280. 95103. 3102. 32－0. 95 S7 σ193. 5 93. 43－0. 0795. 396. 821. 59 S8 σ1100. 3 92. 85－1. 7085. 384. 18－1. 32 S9 σ1102. 2 93. 25－0. 59103. 5102. 50－0. 95 S10 σ193. 495. 09 1. 7792. 893. 140. 39 S11 σ194. 594. 28 －0. 2385. 385. 540. 27 S12 σ190. 190. 65 0. 6198. 499. 771. 43 S13 σ192. 893. 35 0. 5984. 984. 30－0. 70 通过有限元分析得到试件中详细的应力分布情况。 3. 2下翼缘应力分布 根据有限元分析结果， 模型 MD1 ～ MD3 跨中附 近下翼缘正应力分布如图 7 ～9 所示。 由图7 可知， 波纹腹板梁， 受腹板波纹影响， 下翼 缘板下表面主应力出现一定程度的应力集中， 但应 力整体变化趋势与梁截面弯矩变化趋势一致， 且应 力集中引起的应力增幅在 3以内 与跨中最大弯矩 处相比 。下翼缘上表面主应力的应力集中程度较 下表面大， 最大主应力出现在 A- 2 截面波纹转折处， 其值为 107 MPa， 比跨中最大弯矩处主应力大 4. 7， 而试验中试件 GJ1 ～ GJ3 发生破坏位置均在距跨中 最近的波纹转折处下翼缘板 图 5 ， 也证明了有限元 分析的合理性。根据有限元分析结果， 波纹腹板虽 然会引起腹板与翼缘相交处应力集中， 但其应力增 大幅度在 5以内， 故实际工程中验算波纹腹板疲劳 性能时， 可以采用跨中最大弯矩处下翼缘正应力的 应力幅作为应力幅的控制条件。 从图8 可见， 跨中偏离腹板中截面10 mm 处施加 集中荷载的模型 MD2， 其最大正应力仍位于跨中附 近， 下翼缘下表面波纹转折处应力集中引起的应力 增幅与中心加载试件差别不大。但由于扭转作用， 001 a下翼缘下表面中轴线处正应力 b下翼缘上表面主应力分布 c下翼缘下表面主应力分布 图 7模型 MD1 跨中附近下翼缘应力分布曲线 Fig． 7Stress distribution at bottom flange near middle span of MD1 跨中附近下翼缘下表面边缘出现最大主应力， 最大 主应力与跨中下翼缘下表面中心处相比， 增大 10。 由下翼缘上表面主应力分布曲线可知， 下翼缘上表 面最大主应力出现在 A- 2 截面波纹转折处， 其应力 值为111. 7 MPa， 比跨中最大弯矩处主应力大 9. 6。 结合表 4 的试验结果， 试件 GJ4 对应于 3 类构件的等 效疲劳寿命仍能达到 300 万次， 满足工程要求。 从图 9 可知， 平腹板 H 形钢梁在跨中偏离腹板 中面 10 mm 处施加的集中荷载作用下， 其下翼缘下 表面中心线上应力为抛物线形分布， 无应力集中现 象。对比图 8 和图 9 可知， 波纹腹板 H 形钢梁在偏 心荷载作用下， 表现出明显的整体扭转效应， 而平腹 板H形钢， 其下翼缘上下表面应力分布均呈现左右 a下翼缘下表面中轴线处正应力 b下翼缘上表面主应力分布 c下翼缘下表面主应力分布 图 8模型 MD2 跨中附近下翼缘应力分布曲线 Fig． 8Stress distribution at bottom flange near middle span of MD2 对称的形态， 未表现出明显的扭转效应。这是因为 波纹腹板 H 形钢梁腹板平面外方向有一定的宽度， 大大增强了梁的平面外整体工作性能; 而相同情况 下， 平腹板 H 形钢梁腹板平面外刚度很弱， 无法使梁 形成整体来抵抗荷载偏心引起的扭转。另一方面， 由于腹板参与受弯， 在截面几何尺寸相同的情况下， 平腹板 H 形钢梁在相同的弯矩作用下， 下翼缘下表 面正应力比波纹腹板 H 形钢梁小 表 5 ， 本文对比 分析中， 平腹板 H 形钢梁下翼缘下表面最大正应力 仅为波纹腹板梁的 84。 3. 3腹板下边缘应力分布 根据有限元分析结果做出 MD1 ～ MD3 在跨中 1 m范围内腹板下边缘与下翼缘板连接处主应力相 对值 σ1 /σ x的分布曲线， 如图 10 所示。其中，σx为 101 a下翼缘下表面中轴线处正应力 b下翼缘上表面主应力分布 c下翼缘下表面主应力分布 图 9模型 MD3 跨中附近下翼缘应力分布曲线 Fig． 9Stress distribution at bottom flange near middle span of MD3 有限元计算正应力 表 5 。 从图 10 可知 波纹腹板 H 形钢梁腹板下边缘主 应力呈波状分布， 整体维持在较低水平， 主应力与有 限元计算正应力的比值不超过 75， 且中心加载和 偏心加载情况下 MD1 和 MD2 腹板主应力及分布 形式基本相同， 荷载偏心对腹板应力分布影响可以 忽略。平腹板 H 形钢梁腹板主应力没有明显波动现 象， 且整体维持在较高应力水平， 主应力与有限元计 算正应力的比值不低于 85， 且最大值甚至可能达 到 95。 对于焊接构件， 焊缝往往是其疲劳强度的制约 因素。疲劳试验证明 ［1 ］， 对于焊接 H 形钢梁， 疲劳破 坏通常开始于焊缝附近。因此， 对平腹板 H 形钢梁 图 10跨中附近腹板下边缘主应力相对值分布曲线 Fig． 10Relative values of principal stress distribution at bottom edge of webs 最大应力幅的控制应比波纹腹板 H 形钢梁更加严 格， 以保证翼缘与腹板的连接焊缝不发生疲劳破坏。 3. 4支座加劲肋附近应力分布 试验试件及有限元模型均在支座处设置有加劲 肋。有限元分析发现， 波纹腹板 H 形钢梁和平腹板 H 形钢梁支座加劲肋附近主应力分布状态差别很 大。图 11 列出了 MD1 ～ MD3 支座加劲肋与梁上翼 缘交线上主应力相对值 σ1 /σ x的分布曲线。其中， σx为有限元计算正应力 表 5 。 图 11支座加劲肋与梁上翼缘交线上主应力 相对值分布曲线 Fig． 11Relative values of principal stress distribution at intersecting line between top flange and bearing stiffener 从图 11 可知， 波纹腹板 H 形钢梁支座加劲肋与 上翼缘相交处主应力水平很低， 且中心加载和偏心 加载情况下 模型 MD1 和 MD2 主应力及分布形式 差别不大， 偏心荷载引起的扭转效应主要由腹板传 递， 而波纹腹板在梁平面外方向有一定的宽度， 即使 存在 10 mm 的偏心距， 荷载作用范围仍然处于腹板 直接承压范围内， 因而波纹腹板能够直接传递扭转 效应而不在腹板与上翼缘连接处产生过大的局部弯 曲应力。所以试件 GJ4 在偏心荷载作用下， 最大主 拉应力仍然在下翼缘出现， 并且最终疲劳破坏位置 也印证了这一点 图 5d 。 而平腹板 H 形钢梁支座加劲肋与上翼缘相交处 主应力则要高得多， 这是因为平腹板 H 形钢梁腹板 平面外刚度太弱， 偏心荷载引起的扭转效应主要由 加劲肋传递。在上翼缘板和加劲肋交线上， 主应力 呈波状分布， 最大主应力与有限元计算正应力之比 201 达 110， 这对其疲劳性能发挥非常不利。因此， 在 偏心荷载作用下， 平腹板 H 形钢梁容易在加劲肋处 发生疲劳破坏。 4结论 1 波纹腹板焊接 H 形钢梁疲劳强度超过 GB 500172003 中 3 类构件疲劳强度的标准， 疲劳验算 可按 3 类构件考虑。 2 波纹腹板焊接 H 形钢梁腹板波纹转折处存 在一定程度的应力集中， 疲劳破坏易发生在最大弯 矩附近应力集中处， 但应力集中引起的应力增幅不 大， 工程设计中可不考虑应力集中的影响。 3 波纹腹板 H 形钢梁在规范允许的最大偏心 量的偏心荷载作用下， 疲劳寿命有所降低， 但仍然有 相当的安全冗余度， 满足 GB 500172003 中 3 类构 件疲劳强度标准。 4实际设计中， 可 按照 CECS 291 2011 第 5. 3. 2 条计算截面弯曲应力幅， 且不必考虑安装偏差 等施工因素的影响。疲劳验算的容许应力幅［ Δσ］ 按式 1 计算。 参考文献 ［ 1］ Takesita A， Yoda K，Sakurada M． Fatigue tests of a composite girder with corrugated web［ C］/ / Proceeding of 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