2种新型顶板-U肋构造细节的疲劳性能研究

2020-11-04吉伯海王益逊傅中秋

合肥工业大学学报(自然科学版) 2020年10期

蒋斐, 吉伯海, 王益逊, 傅中秋, 万吕

(河海大学土木与交通学院,江苏南京 210098)

近年来,正交异性钢桥面板已被广泛运用于大中跨径桥梁中[1-3]。钢桥面板是一类通过焊接连接将顶板、纵肋及横肋连接成在纵横向满足不同受力的薄壁结构。由于结构形式复杂、焊接接头众多,正交异性钢桥面板在车轮荷载作用下易产生疲劳损伤[4-5]。闭口U肋加劲板是构成正交异性钢桥面板的主要受力构件[6-7],顶板-U肋焊缝的疲劳开裂是正交异性钢桥面板较为严重的疲劳病害之一。

国内外研究者提出了镦边U肋和双面焊2种用于改善顶板U肋焊缝疲劳性能的新型构造措施[8-9]。目前这2种新型构造细节已在工程实际中得到了运用,但对其疲劳性能的理论研究较少,已有研究中均未考虑焊接残余应力的影响。文献[10]对镦边U肋和传统U肋与顶板焊接连接进行了对比试验和理论研究,分析了镦边U肋对改善焊缝局部疲劳性能的有效性,并确定了其实际破坏模式及疲劳抗力;文献[11]建立了顶板-U肋焊缝细节有限元模型,计算了不同工况下各疲劳易损部位的切口应力幅,分析了双面焊对顶板-U肋焊接接头疲劳性能的影响。实际情况中,不同顶板-U肋焊接构造细节对应不同的焊接热量输入,从而焊缝局部的残余应力分布也将不同,残余应力与工作应力叠加将改变焊接接头的疲劳性能。因此,有必要分析车辆荷载作用下2种新型构造细节相对于传统焊缝的优劣性,并考虑焊接残余应力的影响,研究不同焊接构造细节残余应力的差异性对疲劳性能的影响,从而为工程实际运用提供参考。

为了评估顶板-U肋焊缝疲劳性能,本文建立了钢桥面板节段模型与细节子模型,对比分析了不同焊接构造细节下疲劳易损部位的局部应力特征与等效应力幅;对顶板-U肋焊缝的焊接过程进行了数值模拟,分析了不同构造形式的残余应力分布特征;考虑残余应力与工作应力叠加,研究了残余应力对顶板-U肋焊缝疲劳性能的影响。

1 顶板-U肋焊缝细节应力特征分析

1.1 有限元模型

以某公路悬索桥作为工程实例,其正交异性钢桥面板顶板厚16 mm,横隔板厚8 mm,横隔板间距3 200 mm,U肋尺寸为300 mm×280 mm×8 mm,U肋间距为600 mm。为了分析新型顶板-U肋构造形式的疲劳性能,顶板与U肋分别采用传统U肋焊接、镦边U肋焊接及双面焊焊接3种连接方式,以下分别简称为传统焊、镦边焊及双面焊。钢桥面板局部构造和3种焊缝尺寸如图1所示(单位为mm)。

图1 钢桥面板构造尺寸

文献[12]认为车辆荷载作用下全桥模型的应力时程模拟结果与一定尺寸的节段模型一致,本文综合考虑计算负担与精度的要求,采用壳实体子模型技术,利用通用有限元软件ABAQUS分别建立钢桥面板节段模型和顶板-U肋焊缝细节子模型,以分析顶板-U肋焊缝细节应力特征。节段模型纵向包括4道横隔板,横向含有7个U肋;采用S4R壳单元划分,网格尺寸为2 mm;边界条件设为约束顶板、U肋及铺装层的所有平动自由度和横隔板的所有平动与转动自由度。

针对不同的焊接构造细节分别建立子模型,子模型均位于节段模型正中,横向取300 mm,纵向取200 mm,竖向取296 mm;采用C3D8R六面体单元和C3D4四面体单元进行网格划分[13],对重点关注的焊缝区域采用1 mm六面体单元,对其他部位采用10 mm六面体单元,两者之间通过四面体单元过渡。

有限元模型中钢材弹性模量取210 GPa,泊松比取0.3。节段模型与子模型如图2所示(单位为mm)。

图2 有限元模型

采用文献[14]规定的荷载模型Ⅲ作为加载车。靠近焊缝位置横向取3种典型工况,3种加载工况如图3所示(单位为mm)。

图3 加载工况

顶板-U肋焊缝细节的影响面研究结果显示细节横向影响范围为900 mm,纵向影响范围为2个横隔板间距[15],因此仅采用荷载模型Ⅲ中单个轴组的单侧车轮进行加载,即采用双轴2×120 kN(轴距1.2 m)轴组的一侧车轮进行加载。沥青铺装层厚度为5 mm,车轮着地面积按45°扩展后的加载面积为300 mm×700 mm。3种典型工况在横向上分别将荷载中心布置于U肋正上方、焊缝正上方以及横向2个U肋之间,纵向荷载从No.1横隔板移动至No.4横隔板,加载间距取200 mm。

1.2 应力集中分析

顶板-U肋焊缝连接部位由于几何形状的突变常在焊趾和焊根位置产生应力集中现象,几何形状的差异将引起不同的应力变化梯度和集中程度,为了探究3种顶板与U肋连接方式应力集中的差异,选取工况1中荷载中心位于跨中时的情况,沿垂直于焊缝方向布置路径,绘制垂直于焊缝方向的正应力沿路径变化趋势,如图4所示。

图4 应力梯度

从图4可以看出,垂直于焊缝的正应力随着距焊趾距离的增大呈下降趋势,这符合集中现象。在顶板焊趾部位,3种连接方式的应力降低速率基本一致,这主要是由于各连接方式中焊缝与顶板的夹角均保持135°,焊缝局部的形状突变情况类似;相对于传统焊,2种新型连接方式应力水平略有增加,但总体增加不大,顶板焊趾高应力范围主要分布于距焊趾6 mm以内。在顶板焊根部位,与顶板焊趾部位类似,由于焊根部位建模尺寸相同,因此该处局部形状突变引起的应力变化趋势基本一致,顶板焊趾高应力范围主要位于距焊趾8 mm以内。在U肋焊趾部位,传统焊与双面焊因U肋焊趾局部几何形状相似,两者曲线下降趋势基本一致;经镦边处理后的U肋在焊趾部位几何形状平缓过渡,故不存在应力集中,且越接近焊趾,镦边U肋的抗弯截面惯性矩越大,因此镦边焊U肋焊趾部位的弯曲正应力随着距焊趾距离增大而呈增大趋势。各部位应力梯度曲线在距焊缝1 mm处变化均趋于平缓,因此选取该处应力作为名义应力,利用图4中峰值应力和名义应力的比值作为应力集中系数来评价各连接方式焊缝局部的应力集中程度,计算结果见表1所列。

表1 车辆荷载下各疲劳易损部位的应力集中系数

由表1可知,在顶板焊趾与焊根处,新型连接方式与传统焊的应力集中系数近乎相等。由于镦边U肋几何形状的平滑过渡,镦边焊在U肋焊趾处已无应力集中。

因为实际焊缝并不能做到完全意义的平滑过渡,但对U肋镦边处理确实是改善U肋焊趾应力集中的有效措施,所以镦边焊能有效改善U肋焊趾部位的疲劳性能。

1.3 等效应力幅分析

为了对比分析不同顶板-U肋构造细节的疲劳性能,采用雨流统计法对各易损部位的应力时程进行统计,得到各级应力幅值及其循环次数,并基于损伤等效原则求得3种工况下疲劳易损部位的等效应力幅,见表2所列。

表2 车辆荷载下各疲劳易损部位的等效应力幅 MPa

从表2中的等效应力幅最大值来看,3种连接方式的最不利工况均为工况1。对于传统焊和墩边焊，U肋焊趾等效应力幅的最大值低于顶板焊根的最大值,且顶板焊根的应力幅略高于顶板焊趾部位,说明在循环荷载作用下,顶板焊根部位将先于其他部位发生疲劳损伤。相比于上述2种连接方式,双面焊显著降低了焊根处的等效应力幅,工况1下双面焊焊根处的应力幅仅为外侧焊趾处的31%,这主要是由于双面焊改善了焊根部位的刚度,减小了焊根部在荷载作用下的局部变形。因此,双面焊能显著降低焊根处产生疲劳裂纹的概率,将疲劳易损部位转移到更易被监测的外侧焊趾。

2 顶板-U肋焊缝焊接残余应力分析

2.1 焊接模拟有限元模型

钢桥面板疲劳裂纹多萌生于焊缝位置,局部几何突变引起的应力集中是疲劳易损的原因之一,同时焊接产生的高残余应力也是不可忽视的重要因素。不同顶板-U肋构造细节焊接参数的选择存在区别,焊接后残余应力也各不相同。为了分析实桥运营条件下顶板-U肋连接构造细节的疲劳性能,有必要对顶板-U肋焊缝焊接残余应力进行研究。

实际焊接过程十分复杂,主要涉及温度、应力及显微组织三者的相互关系,目前关于顶板-U肋焊缝的有限元模拟多采用单向耦合法,即先进行温度场分布模拟,再基于温度场结果求解焊接应力场[16]。基于ABAQUS软件建立顶板-U肋焊缝焊接模拟有限元模型,如图5所示(单位为mm)。

图5 焊接分析有限元模型

热分析与应力分析有限元模型保持一致,模型纵向长200 mm,横向依据对称性取1/2个U肋。焊缝局部区域采用六面体网格细化,网格尺寸为2 mm,对于其他部位采用较粗的六面体网格,网格尺寸取1 mm,热分析时采用DC3D8六面体传热单元,应力分析时采用C3D8R六面体单元。采用生死单元法杀死或激活单元来模拟焊缝填充过程。焊接热分析中环境温度取为20 ℃,并考虑热传递、热对流及热辐射3种基本的热传递形式。焊接应力分析中对顶板与U肋进行约束以模拟实际工厂焊接胎架,在顶板与U肋的对称中心面上设置x方向上的对称约束,即约束沿x轴方向的平动自由度和绕y轴与z轴的转动自由度。在顶板和U肋边缘角点设置y方向和z方向的约束,保证计算过程中不产生刚体位移。

焊接模拟过程涉及复杂的材料非线性问题,计算时需要定义不同温度下材料的物理及热力学参数。目前关于钢材材料参数的资料不多,参考文献[17]得Q345材料参数随温度变化曲线,并根据文献[18-19] 取辐射斯蒂芬-玻尔兹曼常数为5.67×10-8W/(m2·℃4),对流换热系数为13 W/(m2·K),绝对零度为-273.15 ℃。

2.2 焊接热源与熔池分析

焊接热源的选择对焊接温度场的模拟至关重要,是影响焊缝局部残余应力结果的重要因素。目前焊接模拟中常采用的热源有点热源、面热源及体热源[20],其中双椭球体热源模型能较好地模拟顶板-U肋焊缝熔池形状,因此采用ABAQUS用户子程序DFLUX编写双椭球热源模型作为焊接热源输入。

热源模型中,焊接电流、电压以及焊接速度等参数直接影响了熔宽和熔深的大小,为了检验热源模型参数的合理性,有必要对焊接熔池形状进行分析,3种顶板-U肋连接方式的焊接熔池形状如图6所示(单位为℃)。图6中,灰色部分为高于熔点的区域。从图6可以看出,熔池形状与实际焊缝尺寸较为接近,由此可知,热源模型参数的选取是合理的。

图6 焊接熔池形状

2.3 焊接残余应力场分析

在焊接过程中3种顶板-U肋连接方式焊缝局部的Mises应力接近钢材的屈服强度,焊接熔池应力较小;焊接完成后焊缝部位的Mises应力达到屈服强度。选取模型焊缝外侧顶板母材表面处纵向残余应力分布曲线与文献[17]的结果进行对比,发现两者较为吻合,说明残余应力的模拟是合理的。

顶板-U肋连接焊缝处的疲劳裂纹多萌生于焊趾与焊根位置，并平行于焊缝方向发展,其中垂直于焊缝方向的横向焊接残余应力对裂纹扩展贡献显著,故选取3种焊接构造细节的焊趾和焊根处沿焊缝方向路径上的横向残余应力进行对比,其分布曲线如图7所示。

图7 横向残余应力分布

从图7可以看出,横向残余应力分布曲线变化趋势一致,起弧段与熄弧段应力急剧变化,5～150 mm为残余应力稳定区,应力水平基本相同。沿焊缝方向起弧段与熄弧段以受压为主,稳定区则呈受拉状态。顶板焊趾处的横向残余应力略高于顶板焊根,传统焊顶板焊趾处的残余应力稳态值为134.3 MPa,高于焊根处的应力稳态值108.5 MPa。U肋焊趾位置残余应力水平最低,传统焊U肋焊趾位置残余应力稳态值为17.6 MPa,仅为顶板焊趾处应力的13.1%。

3种连接方式中,传统焊顶板焊趾和顶板焊根处的横向残余应力明显低于2种新型顶板-U肋构造细节,这与镦边焊由于焊脚尺寸较大,需要较大的焊接热能,以及双面焊内焊与外焊的残余应力效应叠加有关。总体上看,顶板-U肋焊缝处的焊接残余应力峰值约为150 MPa,这将大大提高细节的平均应力水平,增加焊缝接头疲劳开裂的风险。

3 考虑焊接残余应力的疲劳性能对比

3.1 残余应力作用下细节应力特征分析

顶板-U肋焊缝焊接产生的高残余应力势必会影响荷载作用下焊缝局部的应力分布特征,因此有必要研究同时考虑残余应力和车辆荷载叠加作用与1.1节和1.2节中仅考虑车辆荷载作用下的焊缝局部应力特征的差异,得出残余应力对顶板-U肋焊接接头疲劳性能的影响。

考虑焊接残余应力与车辆荷载叠加作用,将2.3节中残余应力模拟结果作为初始应力施加于1.1节中子模型,并利用1.1节中所述子模型技术,计算考虑残余应力时车轮荷载作用在细节处产生的应力分布。以1.3节中指出的最不利工况(工况1)为例,选择荷载中心位于节段模型跨中时,沿垂直焊缝方向布设路径,得到考虑焊接残余应力作用下垂直于焊缝方向的正应力沿路径变化趋势,如图8所示。

图8 考虑残余应力下的应力梯度

由图8可知,考虑残余应力与工作应力叠加作用后的细节局部应力特征与图4存在显著差异,曲线整体呈现先上升后下降的趋势,焊趾与焊根已不再是高应力集中部位,较高的焊接残余应力是引起上述应力特征的主要原因。焊接残余应力远大于车辆荷载引起的局部应力,因此,图8中的应力梯度曲线更多地反映了横向残余应力在垂直于焊缝方向的变化趋势。实际情况中,除焊接残余应力外,在钢材生产和桥梁架设过程中必然会引入其他残余应力的作用,这里仅考虑焊接残余应力与工作应力叠加来分析焊接残余应力对焊接构造细节疲劳性能的影响。

3.2 残余应力作用下等效应力幅分析

焊接残余拉应力的存在提高了细节处的平均应力水平,增大了细节产生疲劳裂纹的风险;焊接残余压应力使得原受拉区转变为受压区,从而抑制裂纹的萌生与扩展。为了探究焊接残余应力对顶板-U肋焊缝疲劳寿命的影响,选取工况1为典型工况,并将残余应力视作平均应力处理,采用Goodman直线模型将平均应力值修正为0,得易损部位等效应力幅,见表3所列。Goodman直线模型为:

(1)

其中,Δσ为对称循环的常应力幅值;Δσa为非对称循环应力的应力幅;σm为非对称循环应力的平均应力;σb为结构材料的极限强度。

与表2中工况1的结果相比,考虑残余应力后,双面焊内侧U肋焊趾处的等效应力幅有所降低,这是由于内侧U肋焊趾处的横向残余应力为压应力所引起的;其余位置应力幅均升高,双面焊顶板焊趾等效应力幅约为车轮荷载单独作用时的1.7倍。考虑焊接残余应力后,传统焊和墩边焊对应的顶板焊趾处的应力幅略高于焊根,这与2.3节中顶板焊趾处的残余应力高于顶板焊根的分析结果一致。双面焊顶板焊根处的应力幅明显低于焊趾位置,相比于车轮荷载单独作用时,考虑应力叠加时的顶板焊根应力幅为焊趾应力幅的27%,占比进一步减小。从表3可以看出,由于墩边焊与双面焊焊接时较高的热量输入,这2种连接方式对应的顶板焊趾与焊根处的应力幅明显高于传统焊,双面焊顶板焊趾的应力幅约为传统焊的1.5倍。综上所述,焊接残余应力对顶板-U肋焊缝局部细节应力分布特征与疲劳寿命影响显著,因此在进行疲劳分析时有必要考虑焊接残余应力与工作应力的叠加效应。