杜柏松，許振波，周文靜，鐘志權(quán)

(重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074)

0 引 言

正交異性鋼橋面板因其獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)被廣泛應(yīng)用于大跨徑斜拉橋和懸索橋中[1]，成為不可替代的承力構(gòu)件。正交異性鋼橋面板在焊接過程中，焊縫區(qū)域會(huì)產(chǎn)生高幅值殘余應(yīng)力[2]，使得焊縫區(qū)域抗疲勞性能較弱。高頻、重載行車作用下，橫隔板弧形切口處極易產(chǎn)生疲勞裂紋[3]，影響橋梁正常使用性能并降低使用壽命?？v肋與橫隔板焊接處的疲勞問題引起了研究者的關(guān)注[4]，研究橫隔板弧形切口焊接殘余應(yīng)力的分布特性，對(duì)保障橋梁的長期正常運(yùn)營有重要意義。

目前國內(nèi)外的理論與試驗(yàn)，往往集中在對(duì)頂板-縱肋焊接殘余應(yīng)力的研究[5-6]，缺乏對(duì)橫隔板弧形切口焊接殘余應(yīng)力的研究。Y.GU等[7]用盲孔法對(duì)正交異性鋼橋面板進(jìn)行測(cè)試，得到焊接殘余應(yīng)力在構(gòu)件表面的分布形式；趙秋等[8]選取蘇通大橋節(jié)段鋼箱梁為研究對(duì)象，分析頂板-縱肋焊接殘余應(yīng)力，討論了縱肋及頂板幾何尺寸對(duì)殘余應(yīng)力的影響，得到了殘余應(yīng)力分布簡化圖。基于有限元法的數(shù)值計(jì)算，求解正交異性鋼橋面板連接焊縫處殘余應(yīng)力的方式已日趨成熟，崔闖等[9]以港珠澳大橋?yàn)檠芯繉?duì)象，采用數(shù)值模擬方法，研究參數(shù)變化對(duì)殘余應(yīng)力分布及數(shù)值的影響，得到殘余應(yīng)力分布經(jīng)驗(yàn)公式。

目前，研究者分析鋼橋面板焊接過程時(shí)，通常忽略頂板下表面過焊孔及橫隔板弧形切口開孔對(duì)頂板-縱肋-橫隔板焊接殘余應(yīng)力的影響。筆者采用熱結(jié)構(gòu)順序耦合法，對(duì)頂板、縱肋、橫隔板參數(shù)化建模，進(jìn)行焊接溫度場(chǎng)和焊接殘余應(yīng)力數(shù)值模擬，以期得到橫隔板弧形切口焊接殘余應(yīng)力分布規(guī)律，為工程應(yīng)用提供借鑒意義。

1 模型、材料及熱源參數(shù)

1.1 鋼橋面板尺寸及有限元模型

鋼橋面板沿豎向成軸對(duì)稱，選擇對(duì)稱面建立1/2大小U肋實(shí)尺模型，頂板-縱肋-橫隔板結(jié)構(gòu)尺寸如圖1(a)。頂板縱向長度為200 mm，寬度為300 mm，厚度為12 mm；肋板上部寬為150 mm，下部寬為85 mm，肋板高度為280 mm，肋板厚度為8 mm，內(nèi)部圓曲線半徑分別為30、40 mm；橫隔板高度為450 mm，寬度為300 mm，厚度分別取8、10、12 mm，橫隔板與縱肋肋連接處弧形切口半徑為20 mm、倒角半徑為50 mm；3條焊縫交接處過焊孔半徑分別取15、20、25 mm；頂板與縱肋采用角焊縫連接，拼裝間隙為1 mm，焊趾高度為8 mm，熔透深度為6.8 mm(熔透率為85%)，焊接坡口為60°；頂板與橫隔板采用直角焊縫連接，為保證熔透率達(dá)到80%又不致使焊件熔穿，焊接半徑為橫隔板厚度的0.8倍；縱肋與橫隔板采用角焊縫連接，焊接半徑為縱肋厚度的0.8倍。焊縫尺寸參照文獻(xiàn)[10]。

鋼橋U肋模型有限元網(wǎng)格劃分如圖1(b)，為加速有限元模型的求解速度并兼顧“熱點(diǎn)”區(qū)域的計(jì)算精度，圖1(b)中頂板-縱肋、頂板-橫隔板及縱肋-橫隔板位置連接焊縫及相鄰母材區(qū)的網(wǎng)格密度較大，單元網(wǎng)格尺寸最大值不超過2 mm，結(jié)構(gòu)剩余區(qū)域網(wǎng)格密度較小。經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性分析發(fā)現(xiàn)，焊縫區(qū)網(wǎng)格增加1倍，焊縫區(qū)殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果的變化在5%以內(nèi)，表明鋼橋面板焊接有限元模型網(wǎng)格劃分精度已經(jīng)滿足計(jì)算要求，無需加密網(wǎng)格。

圖1 1/2鋼橋U肋模型及對(duì)應(yīng)有限元網(wǎng)格劃分Fig. 1 U rib model of 1/2 steel bridge and the corresponding finiteelement mesh division

1.2 材料屬性

研究對(duì)象為Q345qD材質(zhì)的正交異性鋼橋面板，假設(shè)焊縫填料與母材相同，焊接加熱過程中材料性能隨溫度升降實(shí)時(shí)變化。鋼板選用Q345qD材料，材料屬性參數(shù)如圖2，不同溫度區(qū)間內(nèi)熱學(xué)和力學(xué)性能參數(shù)取值參考文獻(xiàn)[11]。

圖2 Q345qD材料參數(shù)隨溫度變化曲線Fig. 2 Variation curve of Q345qD material parameters changing withtemperature

1.3 焊接熱源及邊界條件

1.3.1 溫度荷載及熱源方程

頂板-縱肋、頂板-橫隔板及縱肋-橫隔板通過焊縫施焊連接。為實(shí)現(xiàn)焊縫的有限元模擬，選擇ANSYS瞬態(tài)熱分析模塊，依次對(duì)焊縫單元施加瞬時(shí)雙橢球熱源[12]，前、后半球熱流密度如式(1)、式(2)。焊縫金屬升溫膨脹、冷卻收縮受周圍板材的約束，無法實(shí)現(xiàn)形變自由，焊縫及近縫區(qū)產(chǎn)生塑性累積并形成高峰值應(yīng)力區(qū)。

(1)

(2)

式中：qf，qr分別為雙橢球熱源前、后半球熱流密度；l為熔池寬度；k為征熔池深度；n1、n2分別為橢球前后半部分長度參數(shù)；rf、rr為前后半球能量系數(shù)，且rf+rr=2；v為焊接速度；t為焊接加熱所需時(shí)間；x、y、z為熱源空間坐標(biāo)系的位置；P=ηUI，η為熱量效率，U為電壓，I為電流。

1.3.2 邊界條件

焊接溫度場(chǎng)溫度邊界設(shè)置為：除焊縫外，結(jié)構(gòu)與空氣接觸的區(qū)域均為散熱面，邊界外表面散熱系數(shù)為35 W/(m2·K)。

模型力學(xué)外邊界設(shè)置為：施加位移邊界約束時(shí)，既保證結(jié)構(gòu)在熱源加載過程中不產(chǎn)生剛體位移，又可實(shí)現(xiàn)焊縫及近縫區(qū)母材自由變形。在縱肋內(nèi)側(cè)及頂板中部對(duì)稱截面施加對(duì)稱約束；順橋延伸為Y方向，頂板厚度方向?yàn)閆向，頂板四周外端點(diǎn)分別約束Y、Z向；橫隔板下端邊界設(shè)置順橋Y向位移約束。

2 焊接溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)

2.1 有限元模擬焊接溫度場(chǎng)

鋼橋U肋焊接屬于典型的熱-力耦合過程。U肋不同焊縫焊接過程溫度場(chǎng)如圖3，根據(jù)正交異性板加工成型工藝，依次對(duì)頂板-縱肋圖〔3(a)〕、頂板-橫隔板〔圖3(b)〕、縱肋-橫隔板角焊縫〔圖3(c)〕順次施焊。焊縫加熱過程中，焊道內(nèi)溫度滿足材料熔點(diǎn) 1 400 ℃ 要求，并且焊縫內(nèi)熔池形狀滿布于對(duì)應(yīng)焊縫橫截面。各加熱瞬時(shí)溫度場(chǎng)云圖均滿足雙橢球狀分布，電弧能量的持續(xù)輸入使得熱源前端呈寬、鈍狀，尾部因能量散失呈窄、尖狀。3條焊縫相交位置受已有焊縫溫度場(chǎng)干擾，使末位縱肋-橫隔板焊縫散熱受限，冷卻階段過焊孔位置將出現(xiàn)溫度場(chǎng)梯度極值點(diǎn)。

圖3 焊接過程溫度場(chǎng)Fig. 3 Temperature field in welding process

2.2 焊接應(yīng)力場(chǎng)云圖

鋼橋面板瞬時(shí)應(yīng)力及冷卻后殘余應(yīng)力服從Von-Mises屈服準(zhǔn)則。U肋不同焊縫的瞬時(shí)應(yīng)力及冷卻后焊接殘余應(yīng)力云圖如圖4。頂板-縱肋焊縫加熱過程主要使頂板內(nèi)應(yīng)力發(fā)生改變?nèi)鐖D4(a)；頂板-橫隔板焊縫內(nèi)熱源加載后，頂板上表面已有應(yīng)力場(chǎng)分布發(fā)生改變?nèi)鐖D4(b)；縱肋-橫隔板焊縫內(nèi)熱源行進(jìn)至73 s時(shí)，頂板、橫隔板及部分縱肋經(jīng)施焊已連接成正交異形板，其內(nèi)部瞬時(shí)應(yīng)力仍隨焊接進(jìn)程實(shí)時(shí)變化如圖4(c)；圖4(d)顯示正交異形板已冷卻至室溫，結(jié)構(gòu)內(nèi)部焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)趨于穩(wěn)定。由冷卻結(jié)束后〔圖4(d)〕殘余應(yīng)力場(chǎng)得到：焊縫起、收弧端等效應(yīng)力大于焊縫中部，近縫區(qū)應(yīng)力值大于焊縫區(qū)及母板區(qū)。

圖4 焊接瞬時(shí)應(yīng)力及冷卻后殘余應(yīng)力Fig. 4 Welding instantaneous stress and residual stress after cooling

2.3 實(shí)測(cè)路徑上殘余應(yīng)力的試驗(yàn)驗(yàn)證

頂板-橫隔板及縱肋-橫隔板連接焊縫實(shí)測(cè)值與有限元數(shù)值解對(duì)比如圖5，根據(jù)數(shù)值對(duì)比，驗(yàn)證模型熱-力耦合下焊接過程所得殘余應(yīng)力解的準(zhǔn)確性。為精簡表示3條焊縫，作出以下定義：頂板與縱肋焊縫為焊縫A、頂板與橫隔板焊縫為焊縫B、縱肋與橫隔板斜焊縫為焊縫C；焊接順序首先是焊縫A，其次是焊縫B，最后是焊縫C；以焊縫C為例，移動(dòng)熱源依次途經(jīng)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)C1-1，C1-2,…,C1-6。

參考文獻(xiàn)[13]盲孔法實(shí)測(cè)焊縫殘余應(yīng)力，沿焊縫B、C長度方向各設(shè)置6個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，由起弧端開始每隔30 mm布置1個(gè)應(yīng)變實(shí)測(cè)點(diǎn)，分別為B1-1～ B1-6，C1-1～C1-6，如圖5(a)。測(cè)點(diǎn)C1-1，C1-2在焊接加熱過程中損壞，剩余點(diǎn)的實(shí)測(cè)值與數(shù)值解對(duì)比如圖5(b)。由圖5(b)可知：實(shí)測(cè)值分布于數(shù)值解兩側(cè)，大小相近且分布趨勢(shì)相同。焊縫中部溫度場(chǎng)穩(wěn)定，殘余應(yīng)力值差異小，有限元計(jì)算值與應(yīng)變片實(shí)測(cè)值差值幅度變化不超過10%，表明基于熱彈塑性原理求解得到的鋼橋面板焊接殘余應(yīng)力可反映焊接殘余應(yīng)力的分布特性，且滿足實(shí)測(cè)要求。

圖5 應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)分布、實(shí)測(cè)值與數(shù)值解對(duì)比Fig. 5 Distribution of strain gauge measuring points, comparisonbetween measured values and numerical solutions

3 不同路徑殘余應(yīng)力分析

3.1 應(yīng)力提取路徑定義

為了清楚表示焊接殘余應(yīng)力在焊件不同部位的分布，定義6條應(yīng)力參考路徑(圖6)：①路徑P1：由焊縫C起弧端焊趾至熄弧端焊趾，長度為184 mm；②路徑P2：弧形切口邊緣，長度為31 mm；③路徑P3：焊縫C焊根至橫隔板外邊緣，長度為144 mm；④路徑P4：過焊孔處焊縫C焊根沿縱肋厚度方向，長度為8 mm；⑤路徑P5：焊縫C過焊孔焊根，沿橫隔板厚度方向，長度為橫隔板厚度加橫隔板兩側(cè)焊縫寬度之和；⑥路徑P6：焊縫B過焊孔焊根，沿橫隔板厚度方向，長度同P5。

將路徑P2等分成10 份，共11個(gè)測(cè)點(diǎn)，每個(gè)測(cè)點(diǎn)沿弧形切口邊緣的切向應(yīng)力，由X向和Z向應(yīng)力經(jīng)過正交分解得到，兩個(gè)相鄰測(cè)點(diǎn)間夾角均為18°。

圖6 應(yīng)力參考路徑示意Fig. 6 Schematic diagram of stress reference path

3.2 初始?xì)堄鄳?yīng)力對(duì)焊縫C殘余應(yīng)力的影響

角焊縫(焊縫A)產(chǎn)生的初始?xì)堄鄳?yīng)力對(duì)斜焊縫(焊縫C)的殘余應(yīng)力有較大的影響。路徑P1殘余應(yīng)力分布如圖7，圖中“焊縫A-B-C”表示焊縫A、B、C共同作用下的殘余應(yīng)力；“焊縫B-C”表示焊縫B、C共同作用下的殘余應(yīng)力；“焊縫A”表示焊縫A單獨(dú)作用下的殘余應(yīng)力；存在橫向殘余應(yīng)力(圖中簡稱橫向)和縱向殘余應(yīng)力(圖中簡稱縱向)。由圖7可知：沿路徑P1方向，在起弧段20 mm范圍內(nèi)，僅考慮焊縫A(頂板-縱肋焊縫)焊接過程，焊縫A的縱、橫向殘余應(yīng)力與平板對(duì)接焊殘余應(yīng)力分布形式相似；而考慮焊縫B、C共同焊接作用后，參考路徑P1焊接殘余應(yīng)力分布特性變化較大。在起弧段20 mm范圍內(nèi)，焊縫A、B、C共同作用產(chǎn)生的橫向殘余應(yīng)力大于焊縫B、C共同作用下產(chǎn)生的橫向殘余應(yīng)力，兩者最大值相差150 MPa。隨著距初始角焊縫距離增大，焊縫A、B、C共同作用下產(chǎn)生的縱、橫向殘余應(yīng)力與焊縫B、焊縫C共同作用產(chǎn)生的縱、橫向殘余應(yīng)力分布趨勢(shì)一致、數(shù)值相差較小。這是由于受焊縫A 施焊影響，路徑P1起弧段產(chǎn)生較大的縱向壓縮塑性變形，橫向壓縮塑性變形受到橫隔板產(chǎn)生的橫向剛度抑制，當(dāng)焊縫C焊接加熱時(shí)，起弧段再次縱向熱脹變形與先前的壓縮變形兩者相互抵消，使得冷卻后最終的縱向殘余變形減少，縱向殘余拉應(yīng)力降低。焊接冷卻過程中，焊縫A、B、C共同作用下的塑性變形比焊縫B、C共同作用下的塑性變形受到的抑制大，所以冷卻后最終的橫向殘余變形大，橫向殘余應(yīng)力大。隨著距頂板-縱肋角焊縫距離的增大，角焊縫產(chǎn)生的初始應(yīng)力影響逐漸減弱，由圖7可知：距焊縫C的起弧段30 mm后，頂板-縱肋角焊縫初始應(yīng)力對(duì)斜焊縫C殘余應(yīng)力無影響。

圖7 路徑P1殘余應(yīng)力比較Fig. 7 Comparison of residual stresses in path P1

3.3 縱肋、橫隔板厚度范圍內(nèi)殘余應(yīng)力

沿縱肋厚度方向路徑P3的殘余應(yīng)務(wù)分布如圖8(a)，橫隔板厚度方向路徑P5的殘余應(yīng)力分布如圖8(b)。由圖8可知：沿路徑P3，焊縫A、B、C共同作用產(chǎn)生的橫向殘余應(yīng)力與焊縫B、C共同作用產(chǎn)生的橫向殘余應(yīng)力相差較大，前者大于后者，在焊根處均表現(xiàn)為較大的拉應(yīng)力，相差150 MPa。兩者的縱向應(yīng)力相差較小，且隨著遠(yuǎn)離焊縫，縱、橫向拉應(yīng)力急劇降低。

沿路徑P5，焊縫A、B、C共同作用產(chǎn)生的橫向殘余應(yīng)力與焊縫B、C共同作用產(chǎn)生的橫向殘余應(yīng)力相比差值較大。焊縫A、B、C共同作用產(chǎn)生的峰值橫向應(yīng)力位于焊縫內(nèi)部，最大值為365 MPa，已經(jīng)超過鋼材的屈服下限，橫隔板區(qū)域最小值接近0。焊縫B、C共同作用產(chǎn)生的橫向應(yīng)力小于焊縫A、B、C共同作用產(chǎn)生的橫向應(yīng)力，最大值為270 MPa。兩者的縱向應(yīng)力差別沒有橫向應(yīng)力差別明顯。忽略初始焊縫A會(huì)使得到的焊接殘余應(yīng)力偏小，因此鋼橋頂板-縱肋-橫隔板焊接數(shù)值模擬時(shí)不能忽略初始?xì)堄鄳?yīng)力的影響。

4 參數(shù)改變對(duì)焊接殘余應(yīng)力影響

4.1 焊接順序

橫隔板兩側(cè)焊縫在現(xiàn)場(chǎng)通常采用人工施焊，為避免“仰焊”降低焊縫質(zhì)量，比較橫隔板兩側(cè)焊縫同時(shí)施焊與間接施焊兩種工況產(chǎn)生的殘余應(yīng)力。以減小焊接殘余應(yīng)力為目的，提取弧形切口邊緣11個(gè)測(cè)點(diǎn)的殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)，正交分解得到殘余應(yīng)力沿圓周切向的應(yīng)力值。橫隔板-縱肋的側(cè)視圖如圖9。

圖9 橫隔板-縱肋側(cè)視圖Fig. 9 Diaphragm-longitudinal ribbed side view

橫隔板弧形切口沿路徑P2切向應(yīng)力如圖10，由圖10可知：測(cè)點(diǎn)1～11弧形切口范圍內(nèi)，切向應(yīng)力變化趨勢(shì)可擬合為余弦函數(shù)分布。在圖10中，弧形切口內(nèi)測(cè)點(diǎn)1為縱肋、橫隔板相交點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)6的法向與縱肋平行。以測(cè)點(diǎn)6 為中心，11個(gè)測(cè)點(diǎn)殘余應(yīng)力值呈非對(duì)稱分布，測(cè)點(diǎn)6 的殘余應(yīng)力值最大為365 MPa。比較兩條應(yīng)力擬合曲線可知：同時(shí)焊殘余應(yīng)力振幅大，間接焊殘余應(yīng)力振幅小。間接施焊對(duì)控制焊接質(zhì)量并降低殘余應(yīng)力有益，建議縱肋、橫隔板焊接連接工序采取間接法施焊。

圖10 路徑P2切向應(yīng)力Fig. 10 Tangential stress in path P2

4.2 橫隔板厚度變化

橫隔板厚度改變對(duì)路徑P5、P6的縱、橫向殘余應(yīng)力影響如圖11。圖11中“P5-D8”為沿路徑P5對(duì)應(yīng)橫隔板厚度取8 mm時(shí)工況，“P6-D10”為沿路徑P6對(duì)應(yīng)橫隔板厚度取10 mm時(shí)的工況，以此類推。由圖11可知：橫隔板厚度越大，沿橫隔板厚度分布的路徑P5、P6殘余應(yīng)力越小，但橫隔板厚度改變對(duì)殘余應(yīng)力分布趨勢(shì)無影響，對(duì)殘余應(yīng)力數(shù)值改變小。沿橫隔板厚度方向，焊趾處殘余應(yīng)力值大于焊根處殘余應(yīng)力值，路徑P6焊趾位置縱向殘余應(yīng)力最大值為348 MPa，殘余應(yīng)力值已超過材料屈服強(qiáng)度值。焊縫與頂板連接的厚度方向，殘余應(yīng)力變化差異大、應(yīng)力梯度明顯，交變荷載作用下焊根與橫隔板切面將成為裂紋萌生源。

圖11 橫隔板厚度改變對(duì)殘余應(yīng)力的影響Fig. 11 Influence of diaphragm thickness change on residual stress

4.3 過焊孔半徑變化

橫隔板與頂板、縱肋連接位置橫截面內(nèi)過焊孔半徑分布位置R1，R2(R2>R1)如圖12，焊縫A外側(cè)通常設(shè)置弧形過焊孔，以減少移動(dòng)荷載作用下縱肋撓曲引起的橫隔板面外變形[14]。過焊孔焊趾殘余應(yīng)力與外加荷載共同作用下極易引發(fā)疲勞裂紋。頂板下表面過焊孔半徑增大，不僅可以減小橫隔板對(duì)縱肋變形的約束強(qiáng)度，還可減小焊趾殘余應(yīng)力值。

圖12 正交異性板橫截面Fig. 12 Cross section of orthotropic plate

圖13 過焊孔半徑對(duì)殘余應(yīng)力的影響Fig. 13 Influence of through weld hole radius on residual stress

過焊孔半徑改變對(duì)殘余應(yīng)力的影響如圖13，“縱向R=15”為過焊孔半徑取15 mm對(duì)應(yīng)縱向殘余應(yīng)力，同理“橫向R=20”為過焊孔半徑取20 mm時(shí)橫向殘余應(yīng)力值。由圖13可知：路徑P3起點(diǎn)過焊孔半徑越大，焊縫C起弧端焊趾位置殘余應(yīng)力值越小。R=15 mm時(shí)，路徑P3橫向應(yīng)力先減小后增大，橫向應(yīng)力值增大是因?yàn)槭艿胶缚pB應(yīng)力場(chǎng)影響。過焊孔半徑的改變，不影響路徑P3殘余應(yīng)力的分布規(guī)律。考慮到焊縫C起弧端縱、橫向應(yīng)力值較大，為減少焊接殘余應(yīng)力對(duì)縱肋-橫隔板連接焊縫疲勞性能的影響，在不破壞橫隔板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的基礎(chǔ)上，建議適當(dāng)增大橫隔板與頂板、縱肋連接位置橫截面內(nèi)過焊孔半徑尺寸。

5 結(jié) 論

1)縱肋-橫隔板焊縫在起弧端20 mm范圍內(nèi)，頂板-縱肋焊縫初始?xì)堄鄳?yīng)力對(duì)其橫向殘余應(yīng)力影響顯著，隨距初始角焊縫距離的增加，初始應(yīng)力對(duì)其殘余應(yīng)力影響可以忽略。

2)縱肋-橫隔板焊縫間接焊產(chǎn)生的殘余應(yīng)力振幅較小?；⌒吻锌?～180°測(cè)點(diǎn)的切向應(yīng)力分布趨勢(shì)符合余弦函數(shù)在一個(gè)周期內(nèi)變化規(guī)律，其中，法向與縱肋平行測(cè)點(diǎn)的切向應(yīng)力值最大。

3)橫隔板厚度變化對(duì)過焊孔位置殘余應(yīng)力變化不明顯。頂板下表面過焊孔殘余應(yīng)力極值點(diǎn)、應(yīng)力梯度極值點(diǎn)分別位于橫隔板起弧端焊趾、焊根部位。

4)在不影響鋼橋面板構(gòu)造完整性的基礎(chǔ)上，適當(dāng)?shù)脑龃筮^焊孔半徑可降低開口焊接殘余應(yīng)力值。