宋 娟， 姚昌榮， 柳 青， 強(qiáng) 斌， 顧 穎， 李亞?wèn)|

(1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川成都 610031；2.西南科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院，四川綿陽(yáng) 621010)

正交異性鋼橋面板由于其輕質(zhì)高強(qiáng)、便于工廠化制造等優(yōu)點(diǎn)，常被應(yīng)用于大跨度鋼橋的橋面結(jié)構(gòu)中。閉口U肋加勁板已經(jīng)成為鋼橋扁平鋼箱梁頂?shù)装宓闹匾獦?gòu)件之一[1]。焊接是連接面板與縱橫肋的主要方式，所形成的接頭形式構(gòu)造細(xì)節(jié)復(fù)雜，并且伴隨有大量數(shù)值可觀的焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)。在車輛輪載的反復(fù)作用下，U肋加勁板構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞開(kāi)裂問(wèn)題十分突出，有必要對(duì)其焊接殘余應(yīng)力的分布特征進(jìn)行系統(tǒng)的精細(xì)化分析。

大型商業(yè)有限元軟件的發(fā)展使得對(duì)鋼橋大尺寸構(gòu)件焊接應(yīng)力場(chǎng)的模擬成為可能，為研究人員準(zhǔn)確清楚地了解焊接殘余應(yīng)力的分布提供了方便。趙秋等[1]利用ANSYS對(duì)面板厚為8 mm的U肋加勁板進(jìn)行三維建模分析，得到了面板和U肋的縱向殘余應(yīng)力分布，并用切條法測(cè)試了縮尺模型的殘余應(yīng)力，得到的面板殘余應(yīng)力試驗(yàn)值與擬合值較為接近；肖雄[2]基于ANSYS模擬了U肋單側(cè)焊和雙側(cè)焊的有限元模型，對(duì)比分析了其應(yīng)力場(chǎng)結(jié)果；顧穎[3]提出了一種雙橢球熱源模型參數(shù)的求解方法，探究了足尺U肋加勁鋼橋面板縱向焊接殘余應(yīng)力的大小和分布，采用盲孔法測(cè)試了面板上下表面及U肋表面焊接殘余應(yīng)力并與ANSYS模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析；王犇[4]借助ABAQUS建立大連星海灣大橋局部U肋模型，得到了焊接溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)，并研究了不同板厚和坡口對(duì)面板及U肋外表面縱向殘余應(yīng)力的影響；周思廷[5]研究了單面焊雙面成型的全熔透焊接技術(shù)下殘余應(yīng)力的分布規(guī)律，并且從熔透率、焊接速度和面板厚度出發(fā)，進(jìn)行了參數(shù)分析；曹寶雅等[6]利用ANSYS分析了板件厚度變化對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響規(guī)律。

綜上所述，已有研究對(duì)于U肋加勁鋼橋面板構(gòu)造細(xì)節(jié)中面板及U肋表面的焊接殘余應(yīng)力分布進(jìn)行了詳細(xì)的分析，但針對(duì)殘余應(yīng)力場(chǎng)影響因素的研究卻相對(duì)較少。本文基于實(shí)際U肋加勁鋼橋面板構(gòu)件模型，在ABAQUS軟件中對(duì)其焊接過(guò)程進(jìn)行了仿真模擬，并采用已有殘余應(yīng)力測(cè)試結(jié)果[3]對(duì)其進(jìn)行了驗(yàn)證；在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步開(kāi)展了面板厚度、熔透率及外部約束條件對(duì)U肋加勁鋼橋面板殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響研究。

1 有限元模型建立

1.1 幾何模型

本文以實(shí)際U肋加勁鋼橋面板焊接接頭為研究對(duì)象(圖1)，該橋面板寬900 mm，長(zhǎng)4 000 mm，面板厚14 mm；U肋高300 mm，厚度8 mm，上底寬300 mm，下底寬98 mm，鋼板材料為Q345qD，采用CO2氣體保護(hù)焊焊接完成。

圖1 U肋加勁鋼橋面板(單位:mm)

根據(jù)現(xiàn)行TB10091—2017《鐵路橋梁鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》和JTGD64—2015《公路鋼結(jié)構(gòu)橋 梁設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定，焊接熔透深度應(yīng)至少達(dá)到U肋面板厚度的75%。具體面板與U肋焊接的細(xì)部構(gòu)造如圖2所示，對(duì)應(yīng)熔深為6.4 mm，坡口為64°。

圖2 U肋與面板焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)

在ABAQUS有限元軟件中建立上述U肋加勁鋼橋面板有限元模型，由于幾何對(duì)稱性，為了提高計(jì)算效率，僅在軟件中建立了1/2模型來(lái)進(jìn)行焊接仿真分析，如圖3所示。為了防止剛體位移，同時(shí)不限制模型自由變形，設(shè)置如圖3所示約束：對(duì)稱面上約束y向位移；在面板下表面2個(gè)角點(diǎn)分別約束x、z和z方向線位移。

圖3 有限元模型

1.2 參數(shù)設(shè)置

焊接模擬采用單向耦合進(jìn)行，先進(jìn)行溫度場(chǎng)模擬，然后以節(jié)點(diǎn)歷史溫度場(chǎng)作為初始狀態(tài)再進(jìn)行應(yīng)力場(chǎng)模擬。溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算時(shí)分別采用8節(jié)點(diǎn)六面體單元DC3D8和C3D8。熱邊界條件通過(guò)熱輻射和熱對(duì)流來(lái)定義：熱輻射系數(shù)取為0.85；對(duì)流交換系數(shù)取為15 W (mm2·℃)。相變潛熱取300 kJ/kg，初始外界溫度設(shè)置為25 ℃。采用單道焊完成焊接，整個(gè)焊接過(guò)程分為加熱和冷卻2個(gè)部分。由于焊接殘余應(yīng)力在長(zhǎng)焊縫中段基本穩(wěn)定，為了提高計(jì)算效率縱向計(jì)算長(zhǎng)度取376 mm進(jìn)行模擬(該長(zhǎng)度經(jīng)試算能形成準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng))。焊接速度為5 mm/s，對(duì)應(yīng)的加熱時(shí)長(zhǎng)75.2 s，冷卻時(shí)長(zhǎng)為1 400 s。

1.2.1 熱源模型

采用Goldak[7]雙橢球熱源模型作為焊接熱源，如圖4所示，雙橢球熱源模型是以電弧中心為分界線，可反映焊接過(guò)程中溫度梯度不對(duì)稱的現(xiàn)象。

圖4 雙橢球熱源模型

其前后半球表達(dá)式見(jiàn)式(1)、式(2)。

前半球熱源分布函數(shù)為：

(1)

后半球熱源分布函數(shù)為：

(2)

式中：f1、f2為前后半球的能量分配系數(shù)分別取f1、f2，且f1+f2=2。本文取f1=0.6，f2=1.4；上式中，Q=ηUI，η為焊接熱效率，U為焊接電壓(V)，I為焊接電流(A)；a1、a2、b、c為橢球的形狀參數(shù)(mm)，通過(guò)調(diào)整形狀參數(shù)可以獲得理想的熔池形狀，本文通過(guò)多次對(duì)比試算，最終選定的形狀參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 雙橢球熱源形狀參數(shù)表(單位：mm)

1.2.2 熱物理和熱力學(xué)參數(shù)

焊接是涉及到熱學(xué)、力學(xué)和金相學(xué)等的一個(gè)復(fù)雜過(guò)程。在實(shí)際模擬時(shí)，假定焊縫填充金屬與母材的材料性能相同，由于Q345qD鋼在高溫下的材料參數(shù)尚不完善，本文借助已有文獻(xiàn)[8-10]中低碳鋼的高溫性能參數(shù)進(jìn)行計(jì)算，相關(guān)參數(shù)的具體取值見(jiàn)圖5。

圖5 材料高溫性能參數(shù)

2 溫度場(chǎng)

圖6給出t=30 s時(shí)的焊接穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)。將模型中溫度超過(guò)1 500 ℃的部分視作熔池，熱源經(jīng)歷起弧段后，其熔池的大小和形狀不再發(fā)生改變，形成了準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)。隨著熱源的移動(dòng)，當(dāng)熱源經(jīng)過(guò)焊縫對(duì)應(yīng)的位置時(shí)，其溫度快速升高達(dá)到熔點(diǎn)，當(dāng)熱源遠(yuǎn)離時(shí)，其溫度緩慢下降，最終形成了明顯的溫度梯度。

圖6 t=30 s 時(shí)的焊接準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)

3 殘余應(yīng)力場(chǎng)

3.1 焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)驗(yàn)證

為了進(jìn)一步驗(yàn)證焊接模擬過(guò)程的正確性，采用前期殘余應(yīng)力測(cè)試結(jié)果[3]對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證?？v向焊接殘余應(yīng)力(σx)通常指沿焊縫方向的應(yīng)力，橫向焊接殘余應(yīng)力(σy)指垂直于焊縫方向上的應(yīng)力。圖7 展示了試板上表面縱向焊接殘余應(yīng)力(σx)實(shí)測(cè)值與模擬值的對(duì)比。分布路徑沿板寬(y向)方向，起點(diǎn)為U肋加勁板對(duì)稱邊界。

圖7 殘余應(yīng)力模擬值與實(shí)測(cè)值對(duì)比(單位：MPa)

從圖7中可以看出，縱向焊接殘余應(yīng)力(σx)在焊縫附近(150 mm)處出現(xiàn)最大拉應(yīng)力359 MPa，其峰值接近Q345qD鋼的名義屈服應(yīng)力，隨著距焊縫距離的增加，殘余拉應(yīng)力逐漸減小，最終轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。此外，圖中縱向焊接殘余應(yīng)力的模擬與實(shí)測(cè)值在總體分布趨勢(shì)和具體數(shù)值上都吻合較好，說(shuō)明文中所建立的分析模型和相關(guān)參數(shù)選擇較為準(zhǔn)確。在此基礎(chǔ)上，可進(jìn)一步對(duì)相關(guān)因素對(duì)殘余應(yīng)力的影響進(jìn)行系統(tǒng)分析。

3.2 焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)分布

圖8給出了面板上下表面沿板寬方向分布的縱向和橫向焊接殘余應(yīng)力?？梢钥闯隹v向焊接殘余應(yīng)力在焊縫處為拉應(yīng)力，峰值接近400 MPa，遠(yuǎn)離焊縫位置，殘余應(yīng)力逐漸減少到壓應(yīng)力；橫向焊接殘余應(yīng)力峰值同樣出現(xiàn)在焊根和焊趾位置，對(duì)應(yīng)峰值接近100 MPa，隨著距焊縫距離的增加，其數(shù)值逐漸減小到0值附近，橫向焊接殘余應(yīng)力在數(shù)值上遠(yuǎn)小于縱向焊接殘余應(yīng)力。總體來(lái)看，殘余應(yīng)力在焊縫附近的分布梯度較大，縱向殘余拉應(yīng)力的分布范圍約為100 mm。

圖8 頂板上下表面殘余應(yīng)力分布(單位：MPa)

圖9展示了U肋外表面的焊接殘余應(yīng)力的分布曲線，對(duì)應(yīng)橫坐標(biāo)的起始點(diǎn)為焊趾處。從圖9中可以看出，U肋外表面縱向殘余應(yīng)力的分布趨勢(shì)與面板表面較為接近，其峰值拉應(yīng)力為342 MPa；橫向焊接殘余應(yīng)力在零軸附近呈現(xiàn)小幅波動(dòng)，對(duì)應(yīng)拉應(yīng)力峰值較小，約為30 MPa。

圖9 U肋外表面殘余應(yīng)力分布(單位：MPa)

4 影響參數(shù)分析

影響焊接殘余應(yīng)力分布狀態(tài)的因素有很多，下文主要從U肋加勁板面板厚度、熔透率和焊接約束條件這3個(gè)方面來(lái)研究其對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響規(guī)律。

4.1 面板板厚對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響

鋼橋設(shè)計(jì)時(shí)常會(huì)通過(guò)增加面板厚度來(lái)提高U肋加勁鋼橋面板的承載能力并改善其疲勞性能。在ABAQUS中分別建立面板厚度為12 mm、14 mm和16 mm 3種U肋加勁板模型，來(lái)進(jìn)一步探究面板厚度對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響(圖10～圖12)。

圖10 不同板厚面板上表面殘余應(yīng)力分布(單位：MPa)

圖11 不同板厚面板下表面殘余應(yīng)力分布(單位：MPa)

圖12 不同板厚U肋外表面殘余應(yīng)力分布(單位：MPa)

從圖10～圖12可以看出，板厚的增加對(duì)于縱向殘余應(yīng)力的影響不明顯：3種板厚情況下，縱向殘余應(yīng)力的分布曲線幾乎重合，拉應(yīng)力主要分布在焊縫周邊50 mm的范圍內(nèi)，剩余區(qū)域主要為殘余壓應(yīng)力。對(duì)于上下表面橫向殘余應(yīng)力，隨著板厚的增加，殘余應(yīng)力在焊縫區(qū)域的峰值也大體上增大；遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域，板厚的增加使得殘余拉應(yīng)力也隨之減小。面板厚度的改變對(duì)U肋外表面縱向和橫向焊接殘余應(yīng)力的影響不明顯。U肋外表面的縱向殘余應(yīng)力在面板與U肋連接處達(dá)到峰值，之后迅速降低，在50 mm附近表現(xiàn)為壓應(yīng)力，隨板厚的增加壓應(yīng)力峰值呈現(xiàn)微小的下降。

4.2 熔透率的影響

U肋加勁板部分熔透焊時(shí)焊趾處存在天然裂縫，易產(chǎn)生較大的集中應(yīng)力和疲勞開(kāi)裂問(wèn)題當(dāng)前普遍通過(guò)全熔透焊接工藝來(lái)改善面板與U肋焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞開(kāi)裂現(xiàn)象。下文進(jìn)一步分析了不同熔透率(60%、80%和100%)下U肋加勁板焊接殘余應(yīng)力的分布狀態(tài)(圖13～圖15)。

圖13 不同熔透率面板上表面焊接殘余應(yīng)力(單位：MPa)

圖14 不同熔透率面板下表面焊接殘余應(yīng)力(單位：MPa)

圖15 不同熔透率下U肋外表面焊接殘余應(yīng)力(單位：MPa)

從圖13～圖15 中可以看出：3種不同熔透率對(duì)U肋加勁板上下表面及U肋表面的縱向殘余應(yīng)力影響不明顯，3條殘余應(yīng)力演化曲線較為接近，不同熔透率對(duì)上下表面橫向焊接殘余應(yīng)力的影響較為明顯，面板上下表面的橫向殘余應(yīng)力在焊縫處呈拉應(yīng)力，并且峰值均不超過(guò)150 MPa，面板下表面橫向拉應(yīng)力峰值隨著熔透率增加而減小，60%熔透率和100%熔透率下焊根焊趾處峰值相差30 MPa；在遠(yuǎn)離焊縫處，焊接殘余應(yīng)力迅速下降，呈現(xiàn)明顯的應(yīng)力梯度，熔透率的增加使得遠(yuǎn)離焊縫處的橫向拉應(yīng)力數(shù)值上也發(fā)生增長(zhǎng)。不同熔透率下，U肋外表面橫向殘余應(yīng)力彼此重合，呈先增大后減小的分布趨勢(shì)，峰值應(yīng)力出現(xiàn)在距焊縫50 mm位置處，數(shù)值約為30 MPa。

4.3 邊界條件對(duì)殘余應(yīng)力的影響

U肋加勁鋼橋面板焊接時(shí)外部夾持狀態(tài)會(huì)影響焊接殘余應(yīng)力分布，下文通過(guò)設(shè)置不同的邊界條件A、B(圖16)來(lái)分析其對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響。

圖16 焊接夾持邊界條件

除了在對(duì)稱面均設(shè)置了對(duì)稱約束外，邊界A在面板2個(gè)角點(diǎn)分別施加x和z方向的約束，既能防止剛體位移，又不會(huì)過(guò)分阻礙焊接變形；邊界B在面板側(cè)面設(shè)置固定約束。其中邊界A為已有模擬分析[11-12]中常用的邊界條件；邊界B主要用來(lái)模擬實(shí)際工廠中U肋加勁鋼橋面板焊接時(shí)的胎架約束[5](圖17～圖19)。

圖17 不同邊界條件面板上表面焊接殘余應(yīng)力(單位：MPa)

圖18 不同邊界條件面板下表面焊接殘余應(yīng)力(單位：MPa)

圖19 不同邊界條件U肋外表面焊接殘余應(yīng)力(單位：MPa)

圖17～圖19中可以看到不同邊界條件下沿頂板上、下表面和U肋外表面的橫向與縱向殘余應(yīng)力分布。在頂板上表面焊縫中心附近，邊界B相較于邊界A情況下，縱向殘余應(yīng)力峰值稍有提高，橫向殘余應(yīng)力峰值提高較大(接近50%)；在頂板下表面處，邊界B較邊界A縱向殘余應(yīng)力峰值變化不大，橫向殘余應(yīng)力沿整個(gè)路徑方向均明顯低于邊界A情況下的殘余應(yīng)力；在U肋外表面d=50 mm處，邊界B的橫向與縱向殘余應(yīng)力值稍大于邊界A情況?？傊?，不同邊界約束條件對(duì)于殘余應(yīng)力的幅值和分布范圍均有影響，實(shí)際焊接時(shí)應(yīng)注意選擇合適的夾持條件。

5 結(jié)論

本文基于ABAQUS模擬了實(shí)際U肋加勁板模型，得到了其焊接溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)分布，并與先前試驗(yàn)結(jié)果[3]對(duì)比驗(yàn)證，二者吻合較好。在此基礎(chǔ)上研究了不同面板厚度、熔透率和邊界約束條件下焊接殘余應(yīng)力的分布規(guī)律，具體可得出結(jié)論：

(1) U肋加勁鋼橋面板表面的縱向焊接殘余應(yīng)力峰值接近材料的屈服強(qiáng)度，隨著距焊縫距離的增加，縱向殘余應(yīng)力逐漸減小，直至轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力；橫向焊接殘余應(yīng)力在數(shù)值上相對(duì)較小，面板峰值約為120 MPa；U肋峰值約為30 MPa。

(2)面板厚度的對(duì)于縱向殘余應(yīng)力的影響不明顯；對(duì)于上下表面橫向殘余應(yīng)力，隨著板厚的增加，殘余應(yīng)力在焊縫區(qū)域的峰值大體上增大；遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域，板厚的增加使得橫向殘余拉應(yīng)力隨之減小。面板厚度的改變對(duì)U肋外表面縱向和橫向殘余應(yīng)力的影響不明顯。

(3)不同熔透率對(duì)U肋加勁板上下表面及U肋表面的縱向殘余應(yīng)力影響不明顯；面板下表面橫向拉應(yīng)力峰值隨著熔透率增加而減小，遠(yuǎn)離焊縫處的橫向拉應(yīng)力在數(shù)值上也發(fā)生了增長(zhǎng)；不同熔透率下，U肋外表面橫向殘余應(yīng)力彼此重合。

(4)U肋加勁鋼橋面板在焊接時(shí)夾持條件的改變對(duì)焊接殘余應(yīng)力的分布大小和范圍均有影響，焊接時(shí)宜選擇合理的邊界約束方式。