吉伯海，李坤坤，傅中秋

(河海大學(xué)土木與交通學(xué)院，江蘇南京210098)

鋼橋面板制造過(guò)程中大量采用焊接工藝，焊接過(guò)程的不均勻溫度場(chǎng)以及由其引起的局部塑性變形不可避免地產(chǎn)生殘余應(yīng)力，焊接殘余應(yīng)力的存在直接影響到鋼橋面板結(jié)構(gòu)的承載能力及耐久性，特別是焊縫區(qū)域高的拉伸應(yīng)力可能導(dǎo)致疲勞強(qiáng)度降低［1-2］。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外多座橋梁的鋼橋面板出現(xiàn)疲勞損傷，且疲勞裂紋多出現(xiàn)在板件焊縫連接處，尤其在U形縱肋與橋面板的連接焊縫處，十分容易出現(xiàn)裂紋［3］。因此，有必要定性或定量分析鋼橋面板頂板與U肋接頭焊接殘余應(yīng)力分布狀態(tài)，以研究其對(duì)鋼橋面板疲勞強(qiáng)度的影響。

20世紀(jì)90年代以來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者先后對(duì)日本多多羅大橋、國(guó)內(nèi)蘇通大橋做了鋼主梁設(shè)計(jì)殘余應(yīng)力測(cè)試試驗(yàn)［4-5］，國(guó)內(nèi)學(xué)者亦通過(guò)順序耦合方法針對(duì)鋼主梁U肋加勁板焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行分析［6］，但數(shù)量有限的分析研究難以揭示鋼橋面板焊接殘余應(yīng)力分布的普遍規(guī)律，且不十分完善。文中擬針對(duì)某大橋鋼橋面板頂板與U肋接頭焊接過(guò)程，利用有限元分析軟件，建立鋼橋面板頂板與U肋焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)的有限元分析模型，通過(guò)熱-結(jié)構(gòu)直接耦合的方法研究鋼橋面板典型焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)殘余應(yīng)力分布狀況。

1 U肋與頂板焊接分析模型

1.1 熱物理性能參數(shù)選取

焊接過(guò)程數(shù)值模擬屬于復(fù)雜的非線性分析［7］，計(jì)算時(shí)需要定義不同溫度的材料彈性模量、屈服應(yīng)力、熱膨脹系數(shù)和應(yīng)力應(yīng)變強(qiáng)化等參數(shù)。高溫下的鋼材熱力學(xué)性能參數(shù)對(duì)比參考Eurocode 3［8］及文獻(xiàn)［9］中關(guān)于低合金鋼材料參數(shù)變化曲線的規(guī)定，不同溫度下Q345低合金鋼熱物理性能參數(shù)的選取結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 Q345低合金鋼熱物理性能參數(shù)Tab.1 Hotphysical parameter properties of Q345 low alloy steel

1.2 計(jì)算模型

正交異性鋼橋面板由頂板與U型縱肋焊接而成，支撐于橫隔板上。文中鋼橋面板模型尺寸依據(jù)某大橋?qū)嶋H尺寸。熱-結(jié)構(gòu)直接耦合分析單元類型選用耦合單元SOLID226，鋼橋面板頂板厚14 mm，U肋板厚 8 mm。U肋上口開(kāi)口 300 mm，下口180 mm，高280mm，截面尺寸如圖1所示。U肋具有中心對(duì)稱性，取一半結(jié)構(gòu)建立模型，模型長(zhǎng)寬均為300 mm。

圖1 U肋截面尺寸Fig.1 Size of U-rib section

正交異性鋼橋面板有限元模型網(wǎng)格劃分如圖2所示。以距焊縫兩側(cè)30 mm區(qū)域?yàn)闊嵊绊憛^(qū)，熱影響區(qū)內(nèi)采用小尺寸網(wǎng)格單元，其中焊縫區(qū)域網(wǎng)格尺寸為2.5 mm;熱影響區(qū)外采用大尺寸網(wǎng)格單元進(jìn)行掃略劃分。

圖2 有限元模型及網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh of FEM model

正交異性鋼橋面板U肋的焊接溫度場(chǎng)計(jì)算屬于瞬態(tài)熱分析［10］，初始溫度值設(shè)為室溫20℃，在焊件表面施加對(duì)流換熱荷載。依據(jù)正交異性鋼橋面板焊接過(guò)程中的實(shí)際安裝條件，在母板和U肋對(duì)稱中心線處施加對(duì)稱約束，母板底面兩側(cè)約束母板y方向位移，在截面一側(cè)約束構(gòu)件z方向位移。

2 焊接過(guò)程溫度場(chǎng)分析

2.1 焊接熱源輸入的選擇

在ANSYS中，焊接熱源載荷一般以熱流密度或生熱率的形式施加［11］。文中模型以生熱率的形式施加溫度載荷，采用生死單元法通過(guò)模擬焊縫填充的過(guò)程模擬焊接熱輸入過(guò)程。鋼橋面板U肋焊接采用CO2氣體保護(hù)焊，焊接電壓29 V，焊接電流380 A，焊接速度為10 mm/s，每個(gè)載荷施加的生熱率如下:

式中:Q為焊接電弧的有效功率(W);Aw為焊縫的橫截面積(m2);v為焊接速度(m/s)。

2.2 焊接過(guò)程熱循環(huán)曲線

正交異性鋼橋面板焊縫截面溫度云圖如圖3所示。由圖3可以看出，焊縫熔融部分形狀與焊縫尺寸相接近，說(shuō)明熱源熱量施加合理。

圖3 焊縫截面溫度云圖Fig.3 Temperature nephogram of weld cross section

通過(guò)時(shí)間歷程后處理可以得到焊件不同位置點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化情況。圖4為選取沿焊趾7個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)及其對(duì)應(yīng)的各測(cè)點(diǎn)熱循環(huán)曲線。

從圖4(b)中可以看出，焊接構(gòu)件上各測(cè)點(diǎn)溫度隨焊接時(shí)間的變化而變化，焊接開(kāi)始階段溫度偏低且不穩(wěn)定，沿焊接方向各測(cè)點(diǎn)隨熱源移動(dòng)依次加熱焊接，當(dāng)熱源作用于該點(diǎn)時(shí)，溫度急劇升高，焊趾溫度逐漸穩(wěn)定在800℃以上，形成準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)，并隨熱源的離去溫度迅速下降，在100 s之后，焊件各測(cè)點(diǎn)溫度均降至300℃以下，隨后漸趨平緩。隨著冷卻過(guò)程的持續(xù)，各測(cè)點(diǎn)溫度變化逐漸趨于一致。

圖4 沿焊趾縱向各點(diǎn)熱循環(huán)曲線Fig.4 Thermal cycle curve of the weld toe longitudinal

3 中心截面焊接殘余應(yīng)力分析

3.1 等效殘余應(yīng)力分析

理論上構(gòu)件殘余應(yīng)力沿焊縫方向分布均勻［12］，故僅考慮垂直焊縫方向中心截面殘余應(yīng)力的分布情況。將構(gòu)件劃分為母板和U肋兩部分，分別觀察殘余應(yīng)力分布狀況。鋼橋面板母板及U肋等效殘余應(yīng)力分布情況如圖5所示。

由圖5可以看出，母板兩側(cè)等效殘余應(yīng)力對(duì)稱分布。焊縫及近焊縫區(qū)，包括母板及U肋靠近焊縫位置，等效殘余應(yīng)力值最大。其中，在距焊縫中心25 mm，即約3倍肋板厚(8 mm)的焊縫兩側(cè)范圍內(nèi)，母板及U肋等效殘余應(yīng)力均急劇下降，隨后應(yīng)力變化趨于平緩。

圖5 鋼橋面板等效殘余應(yīng)力分布曲線Fig.5 Residual Von-Mises stress distribution curve

3.2 母板殘余應(yīng)力分析

沿板厚各截面橫向、縱向殘余應(yīng)力的分布狀況分別如圖6、圖7所示。

圖6 母板橫向殘余應(yīng)力分布Fig.6 Transverse residual stress

圖7 母板縱向殘余應(yīng)力分布Fig.7 Longitudinal residual stress

母板橫向殘余應(yīng)力分布大體表現(xiàn)為拉應(yīng)力狀態(tài)，圖6距焊縫中心20mm左右殘余應(yīng)力值較高，橫向殘余拉應(yīng)力峰值約為材料屈服強(qiáng)度的0.5倍。焊縫中心存在應(yīng)力突變，其中殘余壓應(yīng)力最大值位于焊縫側(cè)母板表面中心，母板兩側(cè)應(yīng)力值較小。不同板厚截面橫向殘余應(yīng)力分布趨勢(shì)相似，應(yīng)力值存在差異，局部存在應(yīng)力突變。

由圖7可以看出，近焊縫區(qū)為拉應(yīng)力，兩側(cè)為壓應(yīng)力。近焊縫區(qū)殘余拉應(yīng)力值較大，拉應(yīng)力峰值處于母板中心，應(yīng)力值接近材料屈服強(qiáng)度。在焊縫兩側(cè)25 mm范圍內(nèi)，殘余拉應(yīng)力急劇下降，并且在距焊縫兩側(cè)20 mm位置左右轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，殘余壓應(yīng)力峰值出現(xiàn)在距焊縫中心約3倍肋板厚(8 mm)位置處，最大殘余壓應(yīng)力值約為材料屈服強(qiáng)度的0.4倍。不同板厚處縱向焊接殘余拉應(yīng)力值自上而下沿板厚遞減，壓應(yīng)力值自上而下沿板厚遞增。

趙秋等［6］對(duì)U肋板厚分別為4 mm及6 mm的頂板U肋焊縫進(jìn)行了殘余應(yīng)力分析，保持U肋與母板的板厚比不變，隨著母板和U肋板厚的增加，母板與U肋的殘余拉應(yīng)力的分布寬度同時(shí)增加，殘余壓應(yīng)力的分布寬度則相應(yīng)減小，但其數(shù)值大小將隨之增大。觀察其母板縱向殘余應(yīng)力分布圖，可以看出當(dāng)U肋板厚分別為4 mm、6 mm時(shí)，母板最大殘余壓應(yīng)力峰值分別出現(xiàn)在距焊縫中心約13，18 mm位置處，分別相當(dāng)于對(duì)應(yīng)U肋板厚的3倍，與文中研究結(jié)論一致;U肋板厚4，6 mm時(shí)，對(duì)應(yīng)最大殘余壓應(yīng)力分別為相當(dāng)于材料屈服強(qiáng)度的0.3，0.35倍左右，文中所研究8 mm厚肋板對(duì)應(yīng)最大殘余壓應(yīng)力約為材料屈服強(qiáng)度的0.4倍，應(yīng)力變化規(guī)律與上述結(jié)論相符。

3.3 U肋殘余應(yīng)力分析

鋼橋面板 U肋焊接殘余應(yīng)力的分布如圖8所示。

圖8 U肋縱向殘余應(yīng)力分布Fig.8 Longitudinal residual stress distribution of U-rib

由圖8可以看出，U肋近焊縫區(qū)縱向殘余應(yīng)力為拉應(yīng)力，沿U肋厚度方向殘余應(yīng)力分布趨勢(shì)相似。拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在焊縫上邊緣，應(yīng)力值超過(guò)材料屈服強(qiáng)度。沿肋板方向拉應(yīng)力急劇下降，在距焊縫上邊緣約20 mm處轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，最大殘余壓應(yīng)力處于距焊縫上邊緣約3倍肋板厚(8 mm)的位置處，應(yīng)力值略高于材料屈服強(qiáng)度的0.1倍，隨后緩慢下降，肋板翼緣壓應(yīng)力趨近于零。對(duì)比文獻(xiàn)［6］中對(duì)U肋板厚分別為4，6 mm時(shí)所得到的U肋縱向殘余應(yīng)力分布曲線，可以得出U肋最大殘余壓應(yīng)力峰值出現(xiàn)距焊趾3倍肋板厚位置是不同板厚U肋構(gòu)造的普遍規(guī)律的結(jié)論。

3.4 焊縫中心豎向應(yīng)力分析

自U肋焊趾沿垂直母板豎向至母板下表面橫向與縱向焊接殘余應(yīng)力分布如圖9所示。

圖9 焊縫中心豎向殘余應(yīng)力分布Fig.9 Residual stress distribution along the vertical in center of weld

由圖9可以看出，焊縫中心橫向殘余應(yīng)力主要表現(xiàn)為壓應(yīng)力，縱向殘余應(yīng)力主要表現(xiàn)為拉應(yīng)力。沿該路徑橫縱向殘余應(yīng)力分布曲線變化趨勢(shì)基本相同，最大壓應(yīng)力均出現(xiàn)在距焊趾5 mm位置處，最大拉應(yīng)力位于距焊趾12 mm位置左右，沿該路徑殘余應(yīng)力分布變化劇烈，呈現(xiàn)復(fù)雜的空間應(yīng)力狀態(tài)。

4 結(jié)語(yǔ)

1)母板橫向殘余應(yīng)力主要表現(xiàn)為拉應(yīng)力，近焊縫區(qū)殘余應(yīng)力值較高，存在應(yīng)力突變。母板縱向殘余應(yīng)力在近焊縫區(qū)表現(xiàn)為拉應(yīng)力，自焊趾至距焊縫中心約3倍肋板厚位置，應(yīng)力急劇下降并轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，殘余壓應(yīng)力峰值約為材料屈服強(qiáng)度的0.4倍，隨后向母板兩端遞減，幅度趨緩。

2)U肋縱向殘余應(yīng)力在近焊縫區(qū)表現(xiàn)為拉應(yīng)力，沿肋板應(yīng)力值急劇下降并過(guò)渡為壓應(yīng)力，最大殘余壓應(yīng)力在距焊趾約3倍肋板厚的位置，殘余壓應(yīng)力峰值遠(yuǎn)低于材料屈服強(qiáng)度。

3)沿焊縫中心豎向，橫向殘余應(yīng)力主要表現(xiàn)為壓應(yīng)力，縱向殘余應(yīng)力主要表現(xiàn)為拉應(yīng)力，橫縱向應(yīng)力分布曲線變化趨勢(shì)相似，最大殘余拉、壓應(yīng)力值接近材料屈服強(qiáng)度。沿焊縫豎向殘余應(yīng)力變化劇烈，呈現(xiàn)復(fù)雜的空間應(yīng)力狀態(tài)。

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