李 洋, 雷宏剛

(太原理工大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院，太原 030024)

焊接空心球節(jié)點(diǎn)是中國(guó)網(wǎng)架結(jié)構(gòu)應(yīng)用最多的一種節(jié)點(diǎn)形式。焊接結(jié)構(gòu)突出的特點(diǎn)是容易產(chǎn)生殘余應(yīng)力。焊接殘余應(yīng)力是焊接部位在局部快速加熱至高溫產(chǎn)生的熱應(yīng)力在冷卻后殘存于結(jié)構(gòu)中的。目前，現(xiàn)場(chǎng)手工焊接是焊接空心球節(jié)點(diǎn)網(wǎng)架結(jié)構(gòu)應(yīng)用最為廣泛的連接方式。手工電弧焊接在焊接部位產(chǎn)生的殘余應(yīng)力要遠(yuǎn)大于埋弧自動(dòng)焊、氣體保護(hù)焊等焊接方式。殘余應(yīng)力對(duì)結(jié)構(gòu)與焊接接頭的抗脆斷能力、抵抗應(yīng)力腐蝕開裂以及高溫蠕變開裂的能力有不同程度的影響，尤其對(duì)鋼結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度影響較大。殘余應(yīng)力的產(chǎn)生與焊接構(gòu)件的形狀、尺寸、焊接方法等客觀因素密切相關(guān)，因而相關(guān)問題的研究也較為復(fù)雜。尤其是在試驗(yàn)研究領(lǐng)域，相關(guān)成果較少。鋼在熱軋和冷軋過程中因不均勻塑性變形產(chǎn)生的殘余應(yīng)力最高分別可達(dá)到屈服強(qiáng)度的20%和70%[1-2]。目前，大量學(xué)者對(duì)型鋼等金屬材料的殘余應(yīng)力進(jìn)行了深入研究，但對(duì)于焊接空心球節(jié)點(diǎn)殘余應(yīng)力測(cè)試尚無文獻(xiàn)記載。

殘余應(yīng)力的測(cè)定開始于20世紀(jì)30年代[3]。1934年，德國(guó)學(xué)者M(jìn)athar提出了小孔釋放法測(cè)量焊接殘余應(yīng)力即鉆孔法，也稱Mathar法[4]。根據(jù)鉆孔是否鉆通，小孔釋放法又可分為通孔法和盲孔法。目前工程領(lǐng)域大多采用半無損的盲孔測(cè)量法。Soete法、Vancromburgge法即所謂Mathar-Soete法[5]，是學(xué)者Soete等[6]發(fā)展起來的一種應(yīng)用電阻應(yīng)變儀測(cè)量的基本方法。殘余應(yīng)力直接由理論推導(dǎo)式得出。此處主要通過盲孔法對(duì)焊接空心球節(jié)點(diǎn)球面焊趾處殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量，得到應(yīng)力分布規(guī)律。

1 焊接空心球節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)所用的GQ1、GQ2、GQ33種焊接空心球節(jié)點(diǎn)為Q235-B鋼材，如圖1所示。試件具體參數(shù)如表1所示。

圖1 試件圖Fig.1 Specimens drawing

表1 焊接空心球節(jié)點(diǎn)試件表

2 焊接空心球節(jié)點(diǎn)殘余應(yīng)力測(cè)試

試驗(yàn)采用盲孔法測(cè)量焊接殘余應(yīng)力，試驗(yàn)主要包括應(yīng)變片的粘貼和鉆孔測(cè)量?jī)刹糠謨?nèi)容。試驗(yàn)用到的主要儀器ZS-ⅡA型鉆孔裝置、CM-1L-10型靜態(tài)電阻應(yīng)變儀、萬用表等。

2.1 測(cè)點(diǎn)的選擇與布置

根據(jù)焊接空心球節(jié)點(diǎn)球面特性，在測(cè)量其殘余應(yīng)力時(shí)應(yīng)球面焊趾處布置測(cè)點(diǎn)，然后在殘余應(yīng)力較大處密布測(cè)點(diǎn)，即可得到較為精確的球面焊接殘余應(yīng)力分布曲線。當(dāng)鉆孔深度達(dá)到1.2倍孔徑時(shí)(美國(guó)材料試驗(yàn)學(xué)會(huì)要求1.2D)，表面應(yīng)力進(jìn)一步釋放是極小的，所測(cè)得的應(yīng)變值將趨于穩(wěn)定[7]。本次試驗(yàn)沿球面均勻布置8個(gè)測(cè)點(diǎn)，每個(gè)測(cè)點(diǎn)盲孔直徑為1.5 mm，孔深2 mm。打孔順序?yàn)棰佟荨摺邸凇蕖堋?，如圖2所示。

圖2 測(cè)點(diǎn)布置Fig.2 Measuring point layout

2.2 應(yīng)變片的粘貼

2.2.1 應(yīng)變片的選擇

本試驗(yàn)選用由寧波江東耀南機(jī)電設(shè)備有限公司生產(chǎn)的單向電阻應(yīng)變計(jì)BX120-0.5AA。應(yīng)變片的相關(guān)參數(shù)如表2所示。

表2 應(yīng)變片參數(shù)

2.2.2 應(yīng)變片的粘貼

在本次試驗(yàn)中，測(cè)點(diǎn)處焊接殘余應(yīng)力的主應(yīng)力方向未知，所以應(yīng)選用三向應(yīng)變花。將三個(gè)單向應(yīng)變片按圖3所示粘貼成三向應(yīng)變花。在粘貼時(shí)對(duì)試件表面進(jìn)行打磨處理，保證應(yīng)變花與試件表面接觸良好。借助萬用表監(jiān)測(cè)應(yīng)變花與試件表面絕緣后再連接靜態(tài)電阻應(yīng)變儀并調(diào)零。

2.3 測(cè)量步驟

盲孔法測(cè)量步驟主要由安裝鉆具對(duì)中、鉆孔、檢測(cè)電阻應(yīng)變儀讀數(shù)。在測(cè)點(diǎn)處固定好鉆孔臺(tái)座，在塞入2 mm厚墊片后打開電鉆開始垂直鉆孔。待1～2 min后測(cè)讀應(yīng)變儀讀數(shù)。圖4為試驗(yàn)過程。

圖3 三向應(yīng)變花示意圖Fig.3 Three-way strain sketch

圖4 試件測(cè)點(diǎn)鉆孔圖Fig.4 Specimen point drilling picture

本試驗(yàn)關(guān)鍵環(huán)節(jié)為：①鉆孔切削應(yīng)力與切削熱。鉆孔過程中，刀具的切削作用會(huì)引起孔周塑性擠壓，此外鉆頭切削速度過快及切削熱也會(huì)對(duì)構(gòu)件中的焊接殘余應(yīng)力產(chǎn)生影響；②鉆孔偏心。三向應(yīng)變花的三個(gè)應(yīng)變片軸線的交點(diǎn)即為測(cè)點(diǎn)，若鉆孔偏心后， 所測(cè)應(yīng)變將不再是徑向應(yīng)變，會(huì)嚴(yán)重影響焊接殘余應(yīng)力的測(cè)量精度。對(duì)此，標(biāo)準(zhǔn)特意規(guī)定了鉆孔偏心不應(yīng)超過鉆孔直徑的1.5%；③孔間距。在球殼體上，應(yīng)力隨距離的增加而急速衰減。孔間距越小，前孔對(duì)后孔焊接殘余應(yīng)力的釋放影響越大。一般情況下，相鄰孔間距的大小應(yīng)大于5～8倍孔徑。本試驗(yàn)中，相鄰孔間距大于12 mm，可認(rèn)為孔間距對(duì)試驗(yàn)無影響。

3 焊接殘余應(yīng)力計(jì)算、分布與結(jié)果分析

3.1 盲孔法測(cè)定焊接殘余應(yīng)力的原理

鉆盲孔的目的是將構(gòu)件內(nèi)由于焊接過程等因素產(chǎn)生的焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)和殘余應(yīng)變場(chǎng)釋放，原來盲孔處處于平衡的應(yīng)力場(chǎng)失去平衡，使盲孔附近產(chǎn)生釋放應(yīng)變。隨即原應(yīng)力場(chǎng)重新達(dá)到平衡，測(cè)量出前、后應(yīng)變的變化量，稱為釋放應(yīng)變，根據(jù)相關(guān)彈性力學(xué)原理[8]即可推算出盲孔處(測(cè)點(diǎn))初始的焊接殘余應(yīng)力。

通常焊接結(jié)構(gòu)表面殘余應(yīng)力是平面應(yīng)力狀態(tài)，兩向主應(yīng)力及主應(yīng)力方向角均未知。所以需采用三向應(yīng)變花進(jìn)行測(cè)量。三向應(yīng)變花測(cè)量得到鉆孔前、后的應(yīng)變值ε1、ε2、ε3。計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖5所示。

圖5 盲孔法測(cè)量殘余應(yīng)力計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.5 Calculation diagram of residual stress calculation by blind hole method

通過數(shù)學(xué)公式推導(dǎo)(將彈性模量E整合到應(yīng)變釋放系數(shù)A、B中)，以應(yīng)變反推應(yīng)力，得：

(1)

式(1)中：ε為應(yīng)變花測(cè)量的應(yīng)變值；θ為主應(yīng)力方向角，(°)；A、B為應(yīng)變釋放系數(shù)；σ1,2為殘余主應(yīng)力，MPa。

得到焊接殘余主應(yīng)力δ1、δ2后，即可通過彈性力學(xué)坐標(biāo)變換得到測(cè)點(diǎn)處徑向和環(huán)向焊接殘余應(yīng)力，如式(2)所示。

(2)

式(2)中：σρ為徑向應(yīng)力，MPa；σθ為環(huán)向應(yīng)力，MPa；τρθ為剪應(yīng)力，MPa。

3.2 應(yīng)變釋放系數(shù)A、B的計(jì)算

試驗(yàn)被測(cè)構(gòu)件材料為Q235B鋼材，其材料性質(zhì)為：彈性模量E=2.1×105MPa,泊松比μ=0.33。

三向應(yīng)變花的計(jì)算圖示如圖6所示。

d為小孔孔徑，mm；r為孔中心到應(yīng)變片敏感柵軸線中心距離，mm；r1為孔中心到應(yīng)變片敏感柵近端距離，mm；r2為孔中心到應(yīng)變片敏感柵遠(yuǎn)端距離，mm。圖6 盲孔法應(yīng)變花計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.6 Blind-hole method strain flowers calculation diagram

本試驗(yàn)中，取d=1.5 mm，取r=5.25 mm，取r1=5 mm，取r2=5.5 mm。

目前，應(yīng)變釋放系數(shù)的計(jì)算方法主要有以下兩種[9-12]：

(1)利用常規(guī)模型，式(3)進(jìn)行計(jì)算。

(3)

式(3)中：a為盲孔半徑，mm。

代入試驗(yàn)數(shù)據(jù)得：A=-0.065×10-6/MPa，B=-0.19×10-6/MPa。

(2)基于通孔應(yīng)變釋放系數(shù)的Kirsch理論解，考慮了應(yīng)變片尺寸。Kirsch理論解適用于通孔情況下的應(yīng)變釋放系數(shù)的計(jì)算，如式(4)所示。

(4)

對(duì)于盲孔法，根據(jù)圣維南原理可知，在孔徑d一定的條件下，孔深h增加,當(dāng)h/d介于1.0～1.5時(shí)，釋放應(yīng)變基本保持不變，應(yīng)變釋放系數(shù)與通孔的Kirsch理論解接近。本試驗(yàn)h/d等于1.33，所以可近似使用Kirsch理論解計(jì)算。代入試驗(yàn)數(shù)據(jù)得：A=-0.065×10-6/MPa，B=-0.19×10-6/MPa。

對(duì)比兩種計(jì)算方法所得結(jié)果，本次試驗(yàn)應(yīng)變片應(yīng)變釋放系數(shù)取A=-0.065×10-6/MPa，B=-0.19×10-6/MPa。

3.3 焊接殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果及塑性修正

根據(jù)式(1)、式(2)和式(4)對(duì)3個(gè)規(guī)格的焊接空心球節(jié)點(diǎn)球面焊趾處殘余應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果見表3～表5。在鉆孔過程中，孔周也會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。規(guī)范規(guī)定[13]，當(dāng)構(gòu)件內(nèi)部焊接殘余應(yīng)力的數(shù)值超過材料屈服強(qiáng)度的65%以上，即進(jìn)入塑性階段。這時(shí)，由于鉆孔而產(chǎn)生的釋放應(yīng)變就包含塑性應(yīng)變，不能通過彈性理論計(jì)算，所以要對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行塑性修正。Scara-Mangas等研究總結(jié)了基于彈性理論下對(duì)計(jì)算應(yīng)力進(jìn)行修正的經(jīng)驗(yàn)公式[14-15]，如式(5)所示。

(5)

試驗(yàn)所采用的3個(gè)焊接空心球節(jié)點(diǎn)鋼材為Q235-B，實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度σs=275 MPa，對(duì)計(jì)算焊接殘余應(yīng)力超過材料屈服強(qiáng)度65%以上的結(jié)果進(jìn)行塑性修正后，結(jié)果如下。

(1)對(duì)構(gòu)件GQ1進(jìn)行塑性修正后測(cè)量結(jié)果如表3所示。

表3 GQ1焊接殘余應(yīng)力塑性修正計(jì)算

注：加“*”的孔號(hào)為測(cè)量殘余應(yīng)力超過屈服強(qiáng)度的65%，需要進(jìn)行塑性修正。

對(duì)修正后的徑向殘余應(yīng)力分析可知：最大徑向拉應(yīng)力為②號(hào)測(cè)點(diǎn)，達(dá)到426.83 MPa，超過了鋼材屈服強(qiáng)度的55.2%；最大徑向壓應(yīng)力為③號(hào)測(cè)點(diǎn)，達(dá)到386.94 MPa，超過了鋼材屈服強(qiáng)度的40.7%。

對(duì)修正后的環(huán)向殘余應(yīng)力分析可知：最大環(huán)向拉應(yīng)力為②號(hào)測(cè)點(diǎn)，達(dá)到308.56 MPa，超過了鋼材屈服強(qiáng)度的12.2%；最大環(huán)向壓應(yīng)力為③號(hào)測(cè)點(diǎn)，達(dá)到531.52 MPa，超過了鋼材屈服強(qiáng)度的93.2%，數(shù)據(jù)異常。

(2)對(duì)構(gòu)件GQ2進(jìn)行塑性修正后測(cè)量結(jié)果如表4所示。

表4 GQ2焊接殘余應(yīng)力塑性修正計(jì)算

注：加“*”的孔號(hào)為測(cè)量殘余應(yīng)力超過屈服強(qiáng)度的65%，需要進(jìn)行塑性修正。

對(duì)修正后的徑向殘余應(yīng)力分析可知：最大徑向拉應(yīng)力為⑧號(hào)測(cè)點(diǎn)，達(dá)到162.05 MPa，達(dá)到鋼材屈服強(qiáng)度的58.9%；最大徑向壓應(yīng)力為⑦號(hào)測(cè)點(diǎn)，達(dá)到192.59 MPa，達(dá)到了鋼材屈服強(qiáng)度的70.0%。

對(duì)修正后的環(huán)向殘余應(yīng)力分析可知：最大環(huán)向拉應(yīng)力為⑥號(hào)測(cè)點(diǎn)，達(dá)到153.74 MPa，達(dá)到了鋼材屈服強(qiáng)度的55.9%；最大環(huán)向壓應(yīng)力為①號(hào)測(cè)點(diǎn)，達(dá)到221.69 MPa，達(dá)到了鋼材屈服強(qiáng)度的80.6%。

(3)對(duì)構(gòu)件GQ3進(jìn)行塑性修正后測(cè)量結(jié)果如表5所示。

對(duì)修正后的徑向殘余應(yīng)力分析可知：最大徑向拉應(yīng)力為⑥號(hào)測(cè)點(diǎn)，達(dá)到267.97 MPa，達(dá)到鋼材屈服強(qiáng)度的97.4%；最大徑向壓應(yīng)力為④號(hào)測(cè)點(diǎn)，達(dá)到317.28 MPa，超過了鋼材屈服強(qiáng)度的15.4%。

對(duì)修正后的環(huán)向殘余應(yīng)力分析可知：最大環(huán)向拉應(yīng)力為⑤號(hào)測(cè)點(diǎn)，達(dá)到168.49 MPa，達(dá)到了鋼材屈服強(qiáng)度的61.3%；最大環(huán)向壓應(yīng)力為①號(hào)測(cè)點(diǎn)，達(dá)到330.58 MPa，超過了鋼材屈服強(qiáng)度的20.2%。⑦號(hào)點(diǎn)實(shí)測(cè)應(yīng)變異常。

表5 GQ3焊接殘余應(yīng)力塑性修正計(jì)算

注：加“*”的孔號(hào)為測(cè)量殘余應(yīng)力超過屈服強(qiáng)度的65%，需要進(jìn)行塑性修正。

3.4 焊接殘余應(yīng)力曲線及球面應(yīng)力分布圖

焊接空心球試件塑性修正后的焊接殘余應(yīng)力曲線以及球面焊接殘余應(yīng)力分布圖如下。

(1)GQ1焊接殘余應(yīng)力曲線圖及球面分布圖如圖7所示。

圖7 GQ1球面焊接殘余應(yīng)力分布Fig.7 GQ1 spherical welding residual stress distribution

(2)GQ2焊接殘余應(yīng)力曲線圖及球面分布圖如圖8所示。

圖8 GQ2球面焊接殘余應(yīng)力分布Fig.8 GQ2 spherical welding residual stress distribution

(3)GQ3焊接殘余應(yīng)力曲線圖及球面分布圖如圖9所示。

圖9 GQ3球面焊接殘余應(yīng)力分布Fig.9 GQ3 spherical welding residual stress distribution

通過圖7～圖9可知以下結(jié)果。

(1)焊接空心球節(jié)點(diǎn)焊趾附近徑向與環(huán)向焊接殘余應(yīng)力的變化趨勢(shì)大致相同，且徑向殘余應(yīng)力略大于環(huán)向殘余應(yīng)力。

(2)由應(yīng)力球面分布圖也可看出徑向殘余應(yīng)力與環(huán)向殘余應(yīng)力沿球面分布形狀大致相同。

(3)通過殘余應(yīng)力球面分布圖可以看出，焊接拉應(yīng)力與壓應(yīng)力所包圍面積大致相同，表明焊接殘余應(yīng)力在球面自平衡，對(duì)外無應(yīng)力表現(xiàn)。

4 焊接殘余應(yīng)力對(duì)在役網(wǎng)架結(jié)構(gòu)疲勞性能的影響分析

目前，中國(guó)已建成的帶懸掛吊車網(wǎng)架結(jié)構(gòu)達(dá)200余例，在懸掛吊車作用下，在役網(wǎng)架結(jié)構(gòu)存在疲勞破壞的安全隱患。研究實(shí)測(cè)最大殘余拉應(yīng)力達(dá)到426 MPa，最大殘余壓應(yīng)力達(dá)到386 MPa，各測(cè)點(diǎn)殘余拉應(yīng)力(σ+)、殘余壓應(yīng)力值(σ-)與屈服強(qiáng)度fy關(guān)系如下：

(6)

焊接殘余應(yīng)力對(duì)網(wǎng)架焊接空心球節(jié)點(diǎn)靜載強(qiáng)度影響較小，但對(duì)其疲勞性能影響較大。殘余拉應(yīng)力對(duì)疲勞性能影響的機(jī)理是：網(wǎng)架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)區(qū)域熱點(diǎn)應(yīng)力增至屈服強(qiáng)度fy，產(chǎn)生的塑性硬化致使疲勞隱患加劇，以最大應(yīng)力σmax和名義應(yīng)力幅為參量的疲勞設(shè)計(jì)方法不能反映節(jié)點(diǎn)真實(shí)應(yīng)力狀態(tài)和疲勞機(jī)理。在考慮殘余應(yīng)力的基礎(chǔ)上以熱點(diǎn)應(yīng)力幅為參量建立在役網(wǎng)架結(jié)構(gòu)的疲勞壽命計(jì)算方法方為正確選擇。

5 結(jié)論

采用盲孔法對(duì)網(wǎng)架焊接空心球節(jié)點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)試研究，得到如下結(jié)論。

(1)焊接空心球節(jié)點(diǎn)中焊接殘余拉、壓應(yīng)力值均較大。試驗(yàn)結(jié)果中部分測(cè)點(diǎn)處焊接殘余應(yīng)力達(dá)到甚至超過母材屈服強(qiáng)度，最大殘余拉應(yīng)力可達(dá)到屈服強(qiáng)度的155.2%，最大殘余壓應(yīng)力可達(dá)到屈服強(qiáng)度的140.7%。在殘余拉應(yīng)力較大部位疲勞強(qiáng)度較低，此方法可為工程領(lǐng)域判斷疲勞裂紋起始及破壞部位，建立以熱點(diǎn)應(yīng)力幅為參量的在役網(wǎng)架結(jié)構(gòu)的疲勞壽命計(jì)算方法提供依據(jù)。

(2)對(duì)比分析3種規(guī)格焊接空心球節(jié)點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力分布，發(fā)現(xiàn)并無統(tǒng)一規(guī)律，這也驗(yàn)證了殘余應(yīng)力具有隨機(jī)性、復(fù)雜性、不確定性的特點(diǎn)。但徑向殘余應(yīng)力與環(huán)向殘余應(yīng)力沿球面分布形狀大致相同。分析其應(yīng)力大小可知，焊趾附近同時(shí)存在著殘余壓應(yīng)力和殘余拉應(yīng)力，整體上處于自平衡狀態(tài)。

(3)采用盲孔法測(cè)量焊接殘余應(yīng)力操作簡(jiǎn)便，結(jié)果較為準(zhǔn)確。