錢 驥，許振波

(1. 重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074；2. 重慶交通大學(xué) 山區(qū)橋梁與隧道工程國家重點實驗室培育基地，重慶 400074)

0 引 言

正交異性鋼橋面板由于其自重輕、強重比高等特點已在大、中跨橋梁中被廣泛使用[1-2]。隨著交通流量及車輛載重逐年增加，橋面板焊縫接頭和縱橫肋交匯處極易出現(xiàn)開裂?？v肋-蓋板焊縫處疲勞裂紋現(xiàn)已成為鋼橋面板最為顯著的病害。肋-板接頭裂紋源于頂板焊跟、焊趾處，并逐漸形成貫通頂板的裂縫。部分試驗表面，采用鐓邊U肋和增大焊喉厚度可有效減少萌生于焊喉部位的疲勞裂紋。而萌生于頂板焊根、焊趾部位并形成貫穿橋面頂板的疲勞裂紋目前仍缺少控制措施。武漢某公司提出的U肋內(nèi)焊技術(shù)，克服了傳統(tǒng)U肋角焊縫單邊成型后焊根處天然疲勞裂紋開口源，U肋內(nèi)側(cè)角焊縫的出現(xiàn)可有效改善頂板-腹板位置的焊縫連接性能。新型內(nèi)焊創(chuàng)新工藝如下：U肋板完成組裝定位焊后，利用對中定位裝置將U肋固定于胎架上，通過驅(qū)動桿將雙面焊接機器人送入U肋內(nèi)部，焊接機器人在前進過程中可同時完成U肋內(nèi)部兩側(cè)角焊縫作業(yè)。

橋面頂板與U肋腹板連接處采用雙面焊接后，不僅可從工藝層面克服單面焊頂板-腹板連接處開放型間隙[3-4]，更重要的是U肋腹板與頂板間隙熔敷后變成了封閉剛性構(gòu)造區(qū)，進一步提高了焊縫處抗疲勞性能。通過疲勞荷載試驗觀測發(fā)現(xiàn)：單面焊U肋試件加載至470萬次即產(chǎn)生疲勞裂縫，雙面焊接頭試件至加載900萬次仍未觀測到疲勞裂紋[5]。

國內(nèi)學(xué)者對傳統(tǒng)單邊焊接頭處殘余應(yīng)力場相關(guān)理論進行了較多研究[6-7]，但仍缺少鋼橋面板雙面焊接頭及熱影響區(qū)殘余應(yīng)力理論研究。殘余應(yīng)力與疲勞裂紋的萌生與擴展直接相關(guān)，殘余拉應(yīng)力更是對焊縫接頭疲勞壽命產(chǎn)生極為不利的影響。因此，筆者建立了正交異性板雙面焊有限元節(jié)段模型，基于熱彈塑性數(shù)值解分析了雙面焊接頭的殘余應(yīng)力分布，并對內(nèi)、外焊縫焊接工藝、焊縫層間溫度進行了參數(shù)化分析。

1 分析模型及有限元仿真理論

筆者選取沌口長江大橋正交異性鋼橋面板節(jié)段為研究對象。橋面頂板厚16 mm，頂板寬600 mm；U肋厚8 mm，U肋高300 mm；U肋外側(cè)采用坡口角焊縫，鈍邊坡口55°，焊腳尺寸13.2 mm，焊縫劃分為2道外側(cè)；U肋內(nèi)側(cè)采用貼角焊縫，為單道焊，焊縫夾角78°，焊腳尺寸7.5 mm，并在端部進行圍焊，d為熔深，tr為肋板厚，詳細的U肋截面尺寸及焊縫接頭細節(jié)如圖1。

1.1 基本假設(shè)

模型材料選取Q345q鋼，有限元計算中假設(shè)：① 焊條與母材材料參數(shù)相同，熱-物理關(guān)系無差異；② 不考慮熔池內(nèi)存在的化學(xué)反應(yīng)和攪拌流動現(xiàn)象；③ 對流換熱系數(shù)取62.5，熔點取1 480 ℃。

1.2 有限元仿真模型

由于U肋是對稱結(jié)構(gòu)，為充分利用計算資源，在模型對應(yīng)部位施加對稱約束后，建立一半有限元模型(圖2)，即可獲得比較理想的焊接溫度場、殘余應(yīng)力場。在兼顧計算時間并確保有限元計算結(jié)果準確性同時，將焊縫及其熱源作用區(qū)域單元網(wǎng)格密度劃分較大，遠離焊縫的區(qū)域網(wǎng)格密度較小，焊縫區(qū)網(wǎng)格最小尺寸為0.41 mm，熱影響區(qū)網(wǎng)格尺寸1.98 mm，遠離焊縫母材區(qū)網(wǎng)格尺寸6.41 mm。

選擇合適模型邊界是保證應(yīng)力求解準確的關(guān)鍵，U肋與母板對稱中心線位置施加對稱約束，模版底面施加豎向約束，模擬對應(yīng)支架平臺，橫截面一側(cè)施加Z向位移約束。

1.3 焊接溫度場計算理論

焊接溫度場屬于瞬態(tài)熱分析過程，鋼橋面板焊接過程常采用CO2氣體保護焊產(chǎn)生的熔池形狀與雙橢球體熱源形狀相似[8]，熱源加載分為前后兩個半球，采用單元生死實現(xiàn)焊縫熔敷金屬填充，如圖3。

其計算如式(1)。

(1)

式中：f1、f2分別為前后半球熱輸入比例，f1+f2=2；η為熱輸入效率，U為電壓，I為電流；a為熔寬；b為熔深；c1為前半球長度；c2為后半球長度。

焊縫熱源前端溫度梯度遠大于后端，圖4中熔池中心溫度超過1 450 ℃，表明焊縫內(nèi)部金屬已達到金屬熔點。隨著到焊縫中心距離增大，節(jié)點處溫度峰值逐漸降低，距離焊縫40 mm位置，冷卻階段溫度不超過200 ℃。

取距內(nèi)側(cè)焊道不同距離節(jié)點，繪制溫度時稱曲線，如圖5。由圖5可知：焊縫中心溫度超過1 600 ℃，遠離焊縫區(qū)域峰值溫度迅速降低。

1.4 焊接應(yīng)力場計算理論

焊接應(yīng)力場：計算采用間接耦合法，將溫度荷載重新讀入至U肋構(gòu)件，因為熱分析溫度場決定了結(jié)構(gòu)應(yīng)力場，而焊接應(yīng)力場對溫度場的影響要小很多，且間接耦合分析靈活性好，計算效率高。應(yīng)力場分析過程中，材料的屈服強度、彈性模量及泊松比將會是影響應(yīng)力計算的主要力學(xué)參數(shù)，焊接過程中鄰近熱源處母材處于高溫瞬態(tài)場，其材料力學(xué)性能隨溫度改變，如圖6。

2 殘余應(yīng)力場試驗驗證

筆者選用超聲波試驗設(shè)備對殘余應(yīng)力分布方向與大小進行檢測，詳細的試驗過程及試驗數(shù)據(jù)可參考文獻[9]。利用傳輸換能器將臨界折射縱波(LCR)以入射角28°定向發(fā)射；聲波平行于被測材料表面?zhèn)鞑?；最后使用接收器檢測波，如圖7。所測得的傳播時間與材料應(yīng)力變化關(guān)系如式(2)：

(2)

式中：Δσ為殘余應(yīng)力改變量，其應(yīng)力方向與LCR傳播方向平行；E為彈性模量；L為縱波的聲彈性常數(shù)；t為縱波傳播時間；t0為縱波通過自由應(yīng)力路徑下的傳播時間。

焊接殘余應(yīng)力測量精度取決于聲彈性常數(shù)L。被測結(jié)構(gòu)為各向同性鋼材，故采用傳播時間改變量t-t0表示殘余應(yīng)力。式(2)中忽略了溫度改變造成的時間改變量ΔtT。

圖8為根據(jù)彈塑性有限元法得到的頂板上表面橫向殘余應(yīng)力數(shù)值解與實測值對比。相對Q345q鋼屈服強度，焊縫-母材熔合區(qū)橫向殘余應(yīng)力有限元數(shù)值解與實測結(jié)果最大相差7.54%。這3組數(shù)據(jù)分布趨勢相似且與實測結(jié)果吻合度較高，證明了筆者所建立的三維彈塑性模型求解殘余應(yīng)力值的準確性與可行性。

3 殘余應(yīng)力場有限元結(jié)果分析

新型U肋雙面焊內(nèi)焊縫采用單層角焊縫，外側(cè)角焊縫考慮焊道熔深劃分為外焊層1、外焊層2。點P1、P2為外焊道焊趾；點P3、P4為內(nèi)焊道焊趾；P5、P6分別為內(nèi)、外焊縫焊根。

選擇U肋1/2橫截面路徑，繪制如圖9的雙面焊接頂板上(路徑1)、下表面(路徑2)縱、橫向殘余應(yīng)力。規(guī)定縱向應(yīng)力平行于焊縫方向，橫向應(yīng)力在頂板平面內(nèi)垂直與焊縫方向。

3.1 雙面焊頂板殘余應(yīng)力

路徑1、2殘余應(yīng)力如圖10。

由圖10(a)可知：路徑1在焊縫區(qū)橫向應(yīng)力達到峰值196.52 MPa，縱向應(yīng)力在U肋外側(cè)熱影響區(qū)達到峰值-112.23 MPa。橫向應(yīng)力隨距離焊縫長度增加而逐漸降低；縱向應(yīng)力由焊縫中心線處拉應(yīng)力向熱影響區(qū)逐漸降低，直至距離焊縫中心線20 mm處達到壓應(yīng)力峰值點，壓應(yīng)力數(shù)值隨著距邊界距離減小而逐漸降低。

圖10(b)中：路徑2縱向拉應(yīng)力在焊縫區(qū)部分應(yīng)力值略大于母材屈服強度，焊縫區(qū)橫向應(yīng)力最大值為287.54 MPa。焊縫中心線向母板邊界處殘余應(yīng)力逐漸降低，距離焊縫中心線19.39、25.02 mm位置，縱向殘余應(yīng)力分別達到各端壓應(yīng)力極值為-96.53、-91.69 MPa。

3.2 外側(cè)打底焊熔透率對殘余應(yīng)力影響

通過改變外側(cè)打底焊道熔透率，筆者分析了70%、80%、90%、100%熔透率對頂板路徑1、2焊接殘余應(yīng)力影響，如圖11。

圖11中：隨著熔透率增大，焊縫區(qū)拉殘余應(yīng)力進一步增大，母板區(qū)殘余應(yīng)力改變不明顯。在保證外側(cè)打底焊縫熔透率不低于80%同時，為進一步降低焊縫接頭殘余應(yīng)力值，并減少焊縫接頭高殘余應(yīng)力造成的應(yīng)力腐蝕風(fēng)險，不建議進行全熔透焊。

4 單面焊與雙面焊殘余應(yīng)力對比

為進一步說明雙面焊與單面焊殘余應(yīng)力場分布的不同，圖12、13繪出了U肋不同位置處的縱向殘余應(yīng)力分布。

4.1 U肋不同位置處的殘余應(yīng)力分布

肋-板接頭采用雙面焊連接后，U肋外焊縫路徑1縱向殘余應(yīng)力峰值減小，路徑2縱向殘余應(yīng)力峰值增大；U肋內(nèi)焊縫路徑1殘余應(yīng)力增大，焊縫區(qū)縱向殘余應(yīng)力平均值為344.93 MPa。

圖12(b)是沿路徑1、2的橫向應(yīng)力分布?？v肋內(nèi)部角焊縫在雙面焊結(jié)束后，內(nèi)部貼腳焊縫周圍橫向殘余應(yīng)力增長較為明顯。U肋外側(cè)母板區(qū)沿路徑1(頂板下表面)橫向殘余應(yīng)力增大1倍。頂板上、下表面焊縫區(qū)橫向殘余應(yīng)力增大，成為縱肋雙面焊焊縫接頭殘余應(yīng)力增大的直接因素。

U肋沿腹板方向縱向殘余應(yīng)力如圖13。采用雙面焊后腹板范圍內(nèi)的拉應(yīng)力分布趨勢仍與單面焊相似，拉、壓應(yīng)力峰值點分別距離角焊縫焊趾3.37、23.71 mm。路徑3拉應(yīng)力峰值由446.64 MPa增大至465.16 MPa，相對增大了4.15%，其壓應(yīng)力峰值由-19.23 MPa增大至-26.50 MPa，相對增大37.81%。

4.2 單、雙面焊焊趾熱點應(yīng)力比較

焊縫接頭中的焊趾處通常是整個構(gòu)件中應(yīng)力最大位置，也是產(chǎn)生疲勞裂紋最為顯著部位[10]。通過表面外推法并結(jié)合有限元數(shù)值解可獲得焊趾處熱點應(yīng)力。針對頂板表面a型裂紋，國際焊接學(xué)會給出了兩點線性外推法計算熱點應(yīng)力，如式(3)。

σhs=1.50·σ0.5t-0.50·σ1.5t

(3)

式中：σ0.5t、σ1.5t分別為距焊趾0.5、1.5倍橋面板厚對應(yīng)的節(jié)點應(yīng)力。

根據(jù)有限元數(shù)值解，結(jié)合相應(yīng)疲勞試驗可進一步推算焊縫接頭疲勞壽命，如表1。

表1 U肋焊縫處熱點應(yīng)力幅值

通過對比不同焊趾部位的熱點應(yīng)力，雙面焊兩側(cè)焊趾部位熱點應(yīng)力更大，疲勞裂紋更有可能出現(xiàn)在圖9中的P1、P4位置。

5 不同焊接工藝的雙面焊殘余應(yīng)力

鋼橋面板U肋雙面焊現(xiàn)行工藝為CASE1：完成U肋內(nèi)部間隙焊接，再進行U肋外側(cè)角焊縫的連接。為提高雙面焊U肋的出產(chǎn)速率，筆者提出了內(nèi)外側(cè)焊縫同時焊接成型技術(shù)CASE2。取路徑1、 2中2種焊接工藝冷卻后產(chǎn)生的殘余應(yīng)力曲線，如圖14。路徑1不同焊接工藝產(chǎn)生的焊根、焊趾位置殘余應(yīng)力如表2。

表2 路徑1不同焊接工藝產(chǎn)生的焊根、焊趾位置殘余應(yīng)力

不同工藝產(chǎn)生的殘余應(yīng)力分布范圍基本不變。路徑1內(nèi)焊縫融合線，CASE2縱向殘余應(yīng)力峰值422 MPa，CASE1縱向殘余應(yīng)力峰值382.01 MPa，相對CASE2降低了9.48%；路徑2焊縫中心線峰值縱向應(yīng)力由CASE1的78.99 MPa增大至CASE2的182 MPa。

CASE2在路徑2焊縫區(qū)產(chǎn)生的橫向殘余應(yīng)力〔圖14(b)〕小于CASE1，且外側(cè)焊縫較內(nèi)側(cè)焊縫應(yīng)力值更大；CASE2在路徑1內(nèi)側(cè)焊縫產(chǎn)生的壓應(yīng)力峰值達到了-104 MPa，遠大于相同位置CASE1的-7.51 MPa。

CASE2雖可加快U肋的生產(chǎn)速率，但表2兩側(cè)同時施焊會產(chǎn)生更為集中的能量輸入，導(dǎo)致焊縫連接區(qū)域會產(chǎn)生更大的縱向殘余應(yīng)力，因此不建議新型雙面焊內(nèi)外側(cè)角焊縫同時施焊。

6 層間溫度控制法

通過表1、2計算結(jié)果可發(fā)現(xiàn)：雙面焊消除了單面焊外側(cè)角焊縫焊趾存在天然裂縫的不利影響，但內(nèi)外側(cè)角焊縫的存在也增大了焊趾處的熱點應(yīng)力幅值及焊縫中心線的縱向應(yīng)力。

焊接速度不變，改變焊道施焊間隔時間可改變不同焊道間的層間溫度差值。通過設(shè)置焊道間隔時間，分別得到了工況1：外焊縫焊層1-內(nèi)焊縫；工況2：外焊縫焊層1-外焊縫焊層2，兩類層間溫度差。設(shè)置每類層間溫度差值分別為100、150、200、250 ℃。層間溫度差異改變了后序焊道的溫度分布范圍及峰值點，并同時使得構(gòu)件內(nèi)部的金相比發(fā)生改變，層間溫度差異進一步改變了U肋焊縫及周圍熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力分布。

6.1 外焊縫焊層1-內(nèi)焊縫層間溫度差

通過改變內(nèi)外焊縫的施焊時間間隔，得到了路徑2不同層間溫度差值的殘余應(yīng)力場，如圖15。圖15中，拉應(yīng)力峰值隨著層間溫差數(shù)值增大而增大，壓應(yīng)力峰值隨層間溫差增大亦同時增大。層溫差值由100 ℃增至250 ℃時，拉應(yīng)力峰值由175.56 MPa增加到234.78 MPa，壓應(yīng)力峰值由距離焊縫中心線27.1 mm時的-157.51 MPa變?yōu)榫嚯x焊縫中心線31.05 mm時的-213.86MPa。

6.2 外焊縫焊層1-外焊縫焊層2層間溫度差

外焊縫打底焊與蓋面焊焊道施焊時間間隔增大后，層間溫差逐漸減小，如圖16。縱向殘余應(yīng)力峰值隨層間溫差增大而增大，峰值應(yīng)力由167.97 MPa增至250.52 MPa；壓應(yīng)力峰值由-156.37 MPa增至-213.83 MPa。

縱向應(yīng)力峰值隨層間溫度差值增大而增大。通過對比圖15、16發(fā)現(xiàn)：控制焊道層間溫度，改變工況2相鄰焊層層間溫度差，縱向殘余應(yīng)力降低更為明顯；適當(dāng)?shù)臏p小相鄰焊縫的間隔時間可有效的降低焊縫及周圍熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力峰值及分布范圍，對比不同層間溫度的等效殘余應(yīng)力圖17，發(fā)現(xiàn)層間溫差控制在100 ℃，會使得焊縫接頭殘余應(yīng)力值更小。

7 結(jié) 論

筆者通過建立U肋頂板-腹板焊縫接頭雙面焊有限元分析模型，參照試驗結(jié)果，得到了U肋焊縫接頭殘余應(yīng)力分布。

1)基于有限元數(shù)值解并采用熱點應(yīng)力法計算公式，得到了U肋疲勞熱點由應(yīng)力集中的單面焊焊根部位轉(zhuǎn)移至雙面焊焊趾部位，疲勞壽命期內(nèi)雙面焊兩側(cè)的焊趾部位及腹板焊趾處更容易產(chǎn)生疲勞裂紋源。

2)CASE1施焊工藝相對CASE2，其路徑1焊縫融合線處縱向應(yīng)力降低了9.48%，路徑2縱向殘余應(yīng)力峰值降低了103.01 MPa。采用內(nèi)、外焊縫同時施焊的施工工藝將會在橋面板上表面焊縫區(qū)產(chǎn)生更為不利的橫向殘余應(yīng)力分布；U肋雙面焊接頭采用先內(nèi)后外的施工工藝有利于殘余應(yīng)力的降低。

3)適當(dāng)減小相鄰焊縫的層間溫差可有效降低焊縫及周圍熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力峰值及分布范圍。建議在U肋制造過程中合理地控制內(nèi)外側(cè)施焊時間間隔，保證制造速度基礎(chǔ)上同時有效降低焊縫及其周圍熱影響區(qū)焊接殘余應(yīng)力。外側(cè)打底焊熔透率增大會使得焊縫接頭殘余應(yīng)力進一步增大，在實際操作中，建議維持規(guī)范要求的最低80%熔透率下限不變，確保焊縫接頭部位殘余應(yīng)力最小化，減少應(yīng)力腐蝕導(dǎo)致的接頭開裂。