錢 驥，許振波

(1. 重慶交通大學 土木工程學院，重慶 400074；2. 重慶交通大學 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開裂?？v肋-蓋板焊縫處疲勞裂紋現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肋內焊技術，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肋內側角焊縫的出現可有效改善頂板-腹板位置的焊縫連接性能。新型內焊創(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，通過驅動桿將雙面焊接機器人送入U肋內部，焊接機器人在前進過程中可同時完成U肋內部兩側角焊縫作業(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：單面焊U肋試件加載至470萬次即產生疲勞裂縫，雙面焊接頭試件至加載900萬次仍未觀測到疲勞裂紋[5]。

國內學者對傳統(tǒng)單邊焊接頭處殘余應力場相關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)殘余應力理論研究。殘余應力與疲勞裂紋的萌生與擴展直接相關，殘余拉應力更是對焊縫接頭疲勞壽命產生極為不利的影響。因此，筆者建立了正交異性板雙面焊有限元節(jié)段模型，基于熱彈塑性數值解分析了雙面焊接頭的殘余應力分布，并對內、外焊縫焊接工藝、焊縫層間溫度進行了參數化分析。

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；U肋內側采用貼角焊縫，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

模型材料選取Q345q鋼，有限元計算中假設：① 焊條與母材材料參數相同，熱-物理關系無差異；② 不考慮熔池內存在的化學反應和攪拌流動現象；③ 對流換熱系數取62.5，熔點取1 480 ℃。

1.2 有限元仿真模型

由于U肋是對稱結構，為充分利用計算資源，在模型對應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、殘余應力場。在兼顧計算時間并確保有限元計算結果準確性同時，將焊縫及其熱源作用區(qū)域單元網格密度劃分較大，遠離焊縫的區(qū)域網格密度較小，焊縫區(qū)網格最小尺寸為0.41 mm，熱影響區(qū)網格尺寸1.98 mm，遠離焊縫母材區(qū)網格尺寸6.41 mm。

選擇合適模型邊界是保證應力求解準確的關鍵，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，模擬對應支架平臺，橫截面一側施加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 ℃。

取距內側焊道不同距離節(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 焊接應力場計算理論

焊接應力場：計算采用間接耦合法，將溫度荷載重新讀入至U肋構件，因為熱分析溫度場決定了結構應力場，而焊接應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力計算的主要力學參數，焊接過程中鄰近熱源處母材處于高溫瞬態(tài)場，其材料力學性能隨溫度改變，如圖6。

2 殘余應力場試驗驗證

筆者選用超聲波試驗設備對殘余應力分布方向與大小進行檢測，詳細的試驗過程及試驗數據可參考文獻[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)鞑ィ蛔詈笫褂媒邮掌鳈z測波，如圖7。所測得的傳播時間與材料應力變化關系如式(2)：

(2)

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

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

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

3 殘余應力場有限元結果分析

新型U肋雙面焊內焊縫采用單層角焊縫，外側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為內焊道焊趾；P5、P6分別為內、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、橫向殘余應力。規(guī)定縱向應力平行于焊縫方向，橫向應力在頂板平面內垂直與焊縫方向。

3.1 雙面焊頂板殘余應力

路徑1、2殘余應力如圖10。

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

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

3.2 外側打底焊熔透率對殘余應力影響

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

圖11中：隨著熔透率增大，焊縫區(qū)拉殘余應力進一步增大，母板區(qū)殘余應力改變不明顯。在保證外側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力值，并減少焊縫接頭高殘余應力造成的應力腐蝕風險，不建議進行全熔透焊。

4 單面焊與雙面焊殘余應力對比

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

4.1 U肋不同位置處的殘余應力分布

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

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

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

4.2 單、雙面焊焊趾熱點應力比較

焊縫接頭中的焊趾處通常是整個構件中應力最大位置，也是產生疲勞裂紋最為顯著部位[10]。通過表面外推法并結合有限元數值解可獲得焊趾處熱點應力。針對頂板表面a型裂紋，國際焊接學會給出了兩點線性外推法計算熱點應力，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倍橋面板厚對應的節(jié)點應力。

根據有限元數值解，結合相應疲勞試驗可進一步推算焊縫接頭疲勞壽命，如表1。

表1 U肋焊縫處熱點應力幅值

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

5 不同焊接工藝的雙面焊殘余應力

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

表2 路徑1不同焊接工藝產生的焊根、焊趾位置殘余應力

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

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

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

6 層間溫度控制法

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

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。通過設置焊道間隔時間，分別得到了工況1：外焊縫焊層1-內焊縫；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，并同時使得構件內部的金相比發(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)的殘余應力分布。

6.1 外焊縫焊層1-內焊縫層間溫度差

通過改變內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力場，如圖15。圖15中，拉應力峰值隨著層間溫差數值增大而增大，壓應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，拉應力峰值由175.56 MPa增加到234.78 MPa，壓應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。縱向殘余應力峰值隨層間溫差增大而增大，峰值應力由167.97 MPa增至250.52 MPa；壓應力峰值由-156.37 MPa增至-213.83 MPa。

縱向應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：控制焊道層間溫度，改變工況2相鄰焊層層間溫度差，縱向殘余應力降低更為明顯；適當的減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)的殘余應力峰值及分布范圍，對比不同層間溫度的等效殘余應力圖17，發(fā)現層間溫差控制在100 ℃，會使得焊縫接頭殘余應力值更小。

7 結 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，參照試驗結果，得到了U肋焊縫接頭殘余應力分布。

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

2)CASE1施焊工藝相對CASE2，其路徑1焊縫融合線處縱向應力降低了9.48%，路徑2縱向殘余應力峰值降低了103.01 MPa。采用內、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)產生更為不利的橫向殘余應力分布；U肋雙面焊接頭采用先內后外的施工工藝有利于殘余應力的降低。

3)適當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)的殘余應力峰值及分布范圍。建議在U肋制造過程中合理地控制內外側施焊時間間隔，保證制造速度基礎上同時有效降低焊縫及其周圍熱影響區(qū)焊接殘余應力。外側打底焊熔透率增大會使得焊縫接頭殘余應力進一步增大，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力最小化，減少應力腐蝕導致的接頭開裂。