高強(qiáng)度U肋加勁鋼板殘余應(yīng)力測試及模擬分析

肖維思， 王 佳， 劉玉擎， 黃李驥

(1.同濟(jì)大學(xué) 橋梁工程系，上海 200092； 2.新南威爾士大學(xué) 基礎(chǔ)設(shè)施與安全工程研究中心，悉尼 2052；3.中交公路規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司，北京 100010)

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高強(qiáng)度U肋加勁鋼板殘余應(yīng)力測試及模擬分析

肖維思1， 王 佳2， 劉玉擎1， 黃李驥3

(1.同濟(jì)大學(xué) 橋梁工程系，上海 200092； 2.新南威爾士大學(xué) 基礎(chǔ)設(shè)施與安全工程研究中心，悉尼 2052；3.中交公路規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司，北京 100010)

為研究Q420級高強(qiáng)度U肋加勁鋼板縱向焊接殘余應(yīng)力分布特點(diǎn)及影響因素，利用切割法對U肋加勁鋼板進(jìn)行了縱向殘余應(yīng)力測試，通過三維實(shí)體熱彈塑性有限元模型和單元生死技術(shù)模擬了焊縫填充和焊接過程，比較分析了高強(qiáng)度鋼和普通強(qiáng)度鋼的殘余應(yīng)力分布特點(diǎn)，探討了母板厚度及U肋的厚度、間距、寬度、高度對加勁板焊接殘余應(yīng)力的影響.研究結(jié)果表明,U肋兩側(cè)的焊接先后順序并不影響加勁板的殘余應(yīng)力分布；非焊接區(qū)域殘余壓應(yīng)力峰值和分布特點(diǎn)與板件材料的屈服強(qiáng)度基本不相關(guān)；板件厚度、U肋頂寬和U肋高度是影響高強(qiáng)度U肋加勁鋼板焊接殘余應(yīng)力的主要因素.

高強(qiáng)度鋼； 加勁板； U肋； 殘余應(yīng)力； 模型試驗(yàn)

高強(qiáng)度鋼材較普通強(qiáng)度鋼材在力學(xué)性能方面具有顯著優(yōu)點(diǎn)，并被越來越多地應(yīng)用在橋梁工程領(lǐng)域[1-2].U肋加勁鋼板是橋梁結(jié)構(gòu)中承壓的主要受力構(gòu)件，板件縱向焊接殘余應(yīng)力能夠?qū)觿配摪迨軌簶?gòu)件的整體和局部穩(wěn)定性產(chǎn)生重要影響.U肋加勁鋼板在焊接過程中熱膨脹受到約束時產(chǎn)生熱應(yīng)力，焊縫附近的熱應(yīng)力超過材料屈服強(qiáng)度形成塑性熱壓縮，冷卻后該區(qū)域相對其他位置有所縮短產(chǎn)生殘余拉應(yīng)力，周圍區(qū)域通過自平衡產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力[3].國內(nèi)在橋梁工程領(lǐng)域針對加勁板受壓構(gòu)件考慮縱向殘余應(yīng)力影響的受力性能研究主要集中在普通強(qiáng)度鋼材上[4]，因此有必要對橋梁用國產(chǎn)Q420級高強(qiáng)度鋼的縱向殘余應(yīng)力分布進(jìn)行試驗(yàn)測試及數(shù)值分析，探討殘余應(yīng)力的影響因素.

本文針對國產(chǎn)Q420級高強(qiáng)度鋼及Q345級普通鋼的U肋加勁鋼板進(jìn)行切割法殘余應(yīng)力測試，并與有限元模擬計(jì)算結(jié)果比較，分析不同尺寸參數(shù)和材料強(qiáng)度下縱向殘余應(yīng)力的變化規(guī)律，給出相應(yīng)的殘余應(yīng)力分布，為以后高強(qiáng)度加勁鋼板受壓穩(wěn)定承載性能研究提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù).

1 模型測試及結(jié)果分析

1.1 試件構(gòu)造及分組

圖1和表1給出U肋加勁板模型試件構(gòu)造、分組及截面尺寸，兩組編號為BJ-CS和BJ-HS.除材料強(qiáng)度不同外，尺寸和加工過程均相同.試件BJ-CS和BJ-HS鋼材分別選用Q345和Q420，其力學(xué)性能指標(biāo)符合《低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼》(GB/T1591—2008)和《橋梁用結(jié)構(gòu)鋼》(GB/T714—2008)相關(guān)要求.Q345和Q420鋼材參照《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》進(jìn)行強(qiáng)度測試，其屈服強(qiáng)度分別為351.4和425.2 MPa.

圖1 試件構(gòu)造及尺寸(單位：mm)

編號強(qiáng)度鋼板號a/mmb/mmh/mmtm/mmtr/mmBJCSQ3453005356A2031895A22501800280168BJHSQ4203005380A2030767A22501800280168

圖2為切割前的測試試件，采用氣體保護(hù)焊，并通過相關(guān)焊接工藝評定測試.焊接電流為300～340 A、電壓為32～34 V、焊接速度為6～7 mm·s-1，沿著板件縱向的一個自由端向另一個自由端焊接.焊接過程試件自由放置并且可以隨溫度變化自由伸縮，以確保結(jié)構(gòu)不受到外界約束而產(chǎn)生自應(yīng)力和次應(yīng)力.

a試件BJCSb試件BJHS

圖2 測試試件

Fig.2 Test specimens

1.2 測試方法

已有研究表明，在操作規(guī)范的情況下，切割法對于殘余應(yīng)力的測試較為簡便及可靠，通過切條對殘余應(yīng)力的釋放可使測量結(jié)果更接近于真實(shí)值[7].此次試驗(yàn)采用引入熱量小、加工精度高的電火花數(shù)控線切割技術(shù)，結(jié)合手持式應(yīng)變儀進(jìn)行測試.測試過程分為3個步驟，即：標(biāo)記分割條帶，鉆孔測距；切割條帶釋放殘余應(yīng)力；測量應(yīng)力釋放后孔距，得出縱向殘余應(yīng)力分布形式.

圖3所示為焊接板件進(jìn)行殘余應(yīng)力的切割法測試.選取試件中部縱向長度320 mm的節(jié)段，使用電火花線切割機(jī)切出寬度20 mm的切條.利用對稱性，在試件橫截面方向取一半節(jié)段，以減少切割時間.用手持式應(yīng)變儀(基距250 mm、量程±5 mm)測得每個切條沿縱向長度的變化得到縱向殘余應(yīng)變，并計(jì)算出縱向殘余應(yīng)力.結(jié)合每個分割條帶在截面上的位置，得到全截面分布的縱向殘余應(yīng)力.

圖中Flange-1,Flange-2和Flange-3分別有13組數(shù)據(jù)，其中BJ-HS的Flange-3靠近U肋中心線位置的切條加工過程損壞，剩12組數(shù)據(jù).Rib-1，Rib-2和Rib-3分別為U肋平面位置的切割段，由于肋板圓弧過渡處無法實(shí)現(xiàn)切割而保留，每段共有13組數(shù)據(jù).根據(jù)所測數(shù)據(jù)即可得到板件沿焊接方向(z向)的縱向殘余應(yīng)力.

1.3 測試結(jié)果及分析

圖4為試件BJ-CS和BJ-HS的縱向殘余應(yīng)力測試結(jié)果.圖中測點(diǎn)數(shù)據(jù)間的連線是為便于觀察結(jié)果的分布規(guī)律，不代表兩測點(diǎn)之間的應(yīng)力數(shù)值.負(fù)號表示該位置存在殘余壓應(yīng)力，正號表示存在殘余拉應(yīng)力.

圖3 試件切割及測試方法(單位:mm)

a 試件BJ-CS

b 試件BJ-HS

對于普通強(qiáng)度和高強(qiáng)度U肋加勁鋼板，橫截面大部分區(qū)域均存在縱向殘余壓應(yīng)力，且在焊縫附近壓應(yīng)力數(shù)值較大，而隨著遠(yuǎn)離焊縫殘余應(yīng)力的數(shù)值逐漸減小.

利用雙變量相關(guān)性來判斷不同位置的殘余應(yīng)力分布趨勢是否類似.采用Pearson相關(guān)系數(shù)r表示兩個變量的相關(guān)程度[9]，即

(1)

表2分別為試件BJ-CS和BJ-HS的母板和U肋上每兩組變量的相關(guān)系數(shù)以及雙側(cè)顯著性檢驗(yàn)結(jié)果.對于兩種鋼材強(qiáng)度的板件，母板或U肋上每兩組變量分別具有較強(qiáng)的相關(guān)性，且在0.01水平或0.05水平上顯著相關(guān).普通強(qiáng)度和高強(qiáng)度鋼板件母板和U肋上的殘余應(yīng)力分布均分別沿各U肋中心線對稱分布，U肋兩側(cè)的焊接先后順序并不影響板件縱向殘余應(yīng)力分布.

表2 雙變量相關(guān)性分析及顯著性檢驗(yàn)

2 模擬計(jì)算與測試結(jié)果的比較分析

2.1 焊接熱分析模型

引入瞬態(tài)熱分析方法，計(jì)算在每個單位時間內(nèi)模型的整體溫度分布情況，模擬連續(xù)時間段內(nèi)由焊接熱傳遞所產(chǎn)生的溫度場變化.在熱分析中，瞬態(tài)非線性熱傳遞控制方程為

(2)

式中:Kx,Ky,Kz分別為x,y,z方向的導(dǎo)熱系數(shù)；T為溫度；ρ為密度；cp為比定壓熱容；t為單位時間；QV為內(nèi)熱源功率.Kx,Ky,Kz,ρ及cp隨溫度變化的取值見圖5.

QV與有效熱生成率H相關(guān)，H表達(dá)式為

(3)

式中:η為焊接效率，對于氣體保護(hù)焊可取70%；U和I分別為焊接電壓和電流，取值為33 V和300A；Aweld為焊縫截面面積；v為焊接速度.

在對流邊界上有

(4)

式中:λ是n方向?qū)嵯禂?shù)，與Kx,Ky,Kz相關(guān)；?T/?n表示溫度在n方向上的導(dǎo)數(shù)；α為邊界上物體與周圍介質(zhì)間的換熱系數(shù)，根據(jù)Lee等[10]的研究成果，取值20 W·(m2·K)-1；Tf為周圍介質(zhì)溫度，取值25 ℃.

在給定溫度的邊界上有

(5)

式中:T(x,y,z)為焊接初始時刻溫度，與Tf相關(guān).

由于加工工藝、材料強(qiáng)度、化學(xué)成分等不同,鋼材的熱物理特性存在差異.圖5、圖6為在主要參考了國內(nèi)外關(guān)于Q345及以上的鋼材高溫屈服強(qiáng)度和彈性模量[11-18]等參數(shù)后所給的數(shù)據(jù).其中Q345和Q420鋼材在密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)和線膨脹系數(shù)上取相同值，焊材特性與鋼板特性相同.

圖5 鋼材熱物理特性

圖6 鋼材熱力學(xué)特性

2.2 焊接應(yīng)力場分析模型

將熱單元轉(zhuǎn)化為結(jié)構(gòu)單元，通過將熱分析中得到的溫度歷程以體荷載的形式施加在結(jié)構(gòu)上進(jìn)行力學(xué)計(jì)算，進(jìn)而求得相應(yīng)的殘余應(yīng)力和變形.即總應(yīng)變微分增量為

(6)

(7)

(8)

(9)

式中:εT為熱應(yīng)變；εe為彈性應(yīng)變；εp為塑性應(yīng)變；[De]為彈性剛度矩陣；f為材料屈服函數(shù).

彈塑性本構(gòu)方程考慮了Von Mises屈服準(zhǔn)則、溫度依存力學(xué)特性和線性隨動強(qiáng)化準(zhǔn)則并計(jì)入大變形效應(yīng).其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為

(10)

式中:[D]為彈塑性矩陣；{C}為反映應(yīng)力增量的參數(shù).

2.3 有限元模型

圖7所示為U肋加勁鋼板模型試件的三維熱彈塑性有限元模型.由于相鄰U肋焊接順序并不影響殘余應(yīng)力分布，利用結(jié)構(gòu)及縱向殘余應(yīng)力分布的對稱性對模型簡化，以U肋對稱中心線為參考選取半邊，母板寬度為U肋中線間距的一半.在焊縫附近，單元網(wǎng)格劃分較密，遠(yuǎn)離區(qū)域網(wǎng)格間距較大，焊接方向單元網(wǎng)格長度為2 mm，焊接速度為6 mm·s-1.焊縫形狀的選取一方面以實(shí)際焊接形狀作為參考，另一方面根據(jù)歐洲鋼橋規(guī)范(EN1993-2:2006)規(guī)定，坡口角焊縫距U肋邊界不大于2 mm，U肋距母板高度不超過2 mm.

圖7 有限元模型

根據(jù)焊接平臺邊界條件，在半結(jié)構(gòu)對稱中心施加x方向平動自由度約束，U肋外側(cè)母板邊緣施加y方向平動自由度約束.在熱分析過程中，焊縫單元根據(jù)單元生死技術(shù)隨著焊接熱源的移動而同步激活，焊接完成后，U肋與母板通過與焊縫間的耦合相互連接.

2.4 計(jì)算與測試結(jié)果的比較分析

在提取有限元計(jì)算結(jié)果時，按照截面平均應(yīng)力的概念以便與試驗(yàn)結(jié)果對應(yīng).其中截面橫向某位置處的截面平均縱向殘余應(yīng)力σ=∑(σzdA)/∑(dA)，即該位置處的內(nèi)力與面積A的比值.

圖8為U肋加勁鋼板母板測試與有限元計(jì)算的結(jié)果比較.在x方向0～110 mm以及170～290 mm區(qū)間的非焊接區(qū)域，Q345強(qiáng)度與Q420強(qiáng)度的母板殘余應(yīng)力結(jié)果分布相似，表明有限元計(jì)算能夠反映實(shí)際縱向殘余應(yīng)力分布狀態(tài).從計(jì)算值分布趨勢來看，縱向殘余應(yīng)力從拉應(yīng)力峰值到壓應(yīng)力峰值的下降幅度較大.

a Q345加勁鋼板

b Q420加勁鋼板

圖9為加勁板U肋殘余應(yīng)力測試與有限元計(jì)算值的比較.圖中橫坐標(biāo)表示測點(diǎn)距坐標(biāo)原點(diǎn)的水平距離，坐標(biāo)長度不等比例顯示以便于描述焊縫附近的殘余應(yīng)力分布情況.在x方向0～145 mm區(qū)間的非焊接區(qū)域，Q345強(qiáng)度與Q420強(qiáng)度的U肋殘余應(yīng)力有限元計(jì)算與測試結(jié)果吻合較好.

a Q345加勁鋼板

b Q420加勁鋼板

高強(qiáng)度和普通強(qiáng)度U肋加勁鋼板縱向殘余應(yīng)力分布模式基本相似，即板件大部分區(qū)域?yàn)闅堄鄩簯?yīng)力，靠近焊縫處有較大的殘余拉應(yīng)力，材料強(qiáng)度不同影響板件殘余壓應(yīng)力的大小和分布寬度.高強(qiáng)度鋼和普通強(qiáng)度鋼的母板及U肋殘余拉應(yīng)力最大值均達(dá)到材料的屈服強(qiáng)度，且高強(qiáng)度鋼殘余拉應(yīng)力范圍稍小于普通強(qiáng)度鋼.綜合母板和U肋縱向殘余壓應(yīng)力，其應(yīng)力峰值和分布特點(diǎn)基本上與材料屈服強(qiáng)度無關(guān)，根據(jù)壓應(yīng)力與屈服強(qiáng)度的比值，高強(qiáng)度鋼的比值明顯小于普通強(qiáng)度鋼.

3 殘余應(yīng)力影響因素模擬分析

如表3所示，為研究加勁板母板厚度、U肋厚度、U肋間距、U肋頂寬和U肋高度對縱向焊接殘余應(yīng)力分布的影響，依據(jù)工程常用尺寸及《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG D64—2015)對U肋加勁鋼板幾何尺寸要求，變化上述參數(shù)，建立4組共計(jì)17個有限元模型.

表3 模型參數(shù)設(shè)計(jì)

3.1 板件厚度

圖10為U肋加勁鋼板在不同板件厚度時的縱向殘余應(yīng)力.比較BT-F8R8,BT-F10R8,BT-F16R8和BT-F20R8的殘余應(yīng)力分布，將母板厚度由8 mm增加至20 mm，母板和U肋非焊接區(qū)域的縱向殘余壓應(yīng)力均有所減小，其中母板壓應(yīng)力峰值數(shù)值從約200 MPa減小到約130 MPa，U肋壓應(yīng)力峰值數(shù)值從180 MPa降低到90 MPa.比較BT-F16R4,BT-F16R8和BT-F16R10的殘余應(yīng)力分布，將U肋厚度由4 mm增加至10 mm，母板非焊接區(qū)域縱向殘余壓應(yīng)力增大，從約110 MPa增至約160 MPa.U肋非焊接區(qū)域縱向殘余壓應(yīng)力數(shù)值基本不變，但峰值點(diǎn)逐漸遠(yuǎn)離焊縫.

a 母板

b U肋

U肋厚度不變時，熔池形態(tài)并不發(fā)生改變，焊接熱輸入恒定，母板厚度增厚使得縱向殘余拉應(yīng)力數(shù)值及分布區(qū)域減少.由于縱向殘余應(yīng)力在板件內(nèi)部自平衡，因此相應(yīng)的壓應(yīng)力隨之降低.當(dāng)U肋厚度增加，熔池面積擴(kuò)大，導(dǎo)致母板的縱向殘余拉應(yīng)力及壓應(yīng)力均有所增大.

3.2 U肋間距

圖11給出了U肋間距對板件的縱向殘余應(yīng)力的影響.4組計(jì)算模型中母板和U肋上的縱向殘余應(yīng)力沒有變化，說明U肋間距并不影響U肋加勁鋼板殘余應(yīng)力的分布.

a 母板

b U肋

U肋外側(cè)母板長度隨U肋間距增加而增加，但焊接位置及熱輸入未發(fā)生變化.在焊縫附近的一定區(qū)域內(nèi)，母板與U肋縱向殘余應(yīng)力已達(dá)到自平衡，遠(yuǎn)離焊縫處的板件已基本無殘余應(yīng)力，因此增加U肋間距并未影響U肋及母板殘余應(yīng)力分布.

3.3 U肋頂寬及高度

圖12為調(diào)整U肋頂部寬度后板件的縱向殘余應(yīng)力分布情況，母板的縱向殘余應(yīng)力基本上不受U肋頂寬參數(shù)變化的影響.將U肋頂寬由200 mm增至500 mm，U肋的縱向殘余壓應(yīng)力峰值基本保持不變，而其位置逐漸靠近焊縫，壓應(yīng)力峰值位置在x軸上的坐標(biāo)由140 mm增加至147 mm.

a 母板

b U肋

圖13給出了調(diào)整U肋高度后板件的縱向殘余應(yīng)力分布情況.對于母板，U肋高度的變化不會改變其縱向殘余應(yīng)力的分布.而對于U肋，縱向殘余壓應(yīng)力有較為明顯的變化.U肋高度由150 mm增加到320 mm，其殘余壓應(yīng)力的峰值大小基本沒有變化，而峰值位置隨著肋板高度的增加逐漸向焊縫方向靠近，峰值位置在x軸上的坐標(biāo)由138 mm增加至144 mm.

隨著U肋頂寬及高度的增加，U肋豎板與母板逐漸垂直.由于焊接熱輸入不變，母板縱向殘余應(yīng)力基本不變；U肋縱向殘余壓應(yīng)力峰值大小及相對焊縫的絕對距離也變化不大，但其距焊縫水平投影距離隨U肋頂寬及高度的增加而減小，因此U肋壓應(yīng)力峰值不變并逐漸靠近焊縫.

a 母板

b U肋

4 結(jié)論

(1) 通過切割法試驗(yàn)測試了高強(qiáng)度U肋加勁鋼板的縱向殘余應(yīng)力，利用相關(guān)性檢驗(yàn)比較分析了母板和U肋的應(yīng)力分布.結(jié)果表明,U肋加勁鋼板縱向殘余應(yīng)力沿U肋中心線對稱分布，U肋兩側(cè)的焊接先后順序并不影響板件的殘余應(yīng)力分布.

(2) 基于三維實(shí)體熱彈塑性有限元模型和熱-力耦合法對焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行瞬態(tài)分析，采用單元生死技術(shù)模擬焊接過程并與測試結(jié)果進(jìn)行比較，模擬分析與試驗(yàn)結(jié)果相一致.

(3) 在焊接區(qū)域，高強(qiáng)度鋼與普通強(qiáng)度鋼的縱向殘余拉應(yīng)力均達(dá)到屈服強(qiáng)度，高強(qiáng)度鋼拉應(yīng)力分布區(qū)域略小于普通強(qiáng)度鋼；在非焊接區(qū)域，高強(qiáng)度鋼與普通強(qiáng)度鋼在縱向殘余壓應(yīng)力峰值和分布特點(diǎn)上基本一致.高強(qiáng)度鋼殘余壓應(yīng)力峰值與屈服強(qiáng)度的比值小于普通強(qiáng)度鋼.

(4) 對高強(qiáng)度U肋加勁鋼板縱向殘余應(yīng)力分布特點(diǎn)進(jìn)行了參數(shù)化分析，影響縱向殘余應(yīng)力的主要因素是母板及U肋板厚、U肋頂寬和U肋高度.

[1] International Association for Bridge and Structural Engineering. Use and application of high-performance steels for steel structures[M]. Zurich: IABSE, 2005.

[2] Shi G, Hu F, Shi Y. Recent research advances of high strength steel structures and codification of design specification in China[J]. International Journal of Steel Structures, 2013, 14(4): 606.

[3] 洪淵. 焊接結(jié)構(gòu)學(xué)[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 2008.

HONG Yuan. Welding structure[M]. Beijing: Machinery Industry Press, 2008.

[4] Xin H, Liu Y, He J,etal. Experimental and analytical study on stiffened steel segment of hybrid structure[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2014, 100(13): 237.

[5] Deng D, Liang W, Murakawa H. Determination of welding deformation in fillet-welded joint by means of numerical simulation and comparison with experimental measurements[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2007, 183(2-3): 219.

[7] 班慧勇, 施剛, 石永久, 等. 國產(chǎn)Q460高強(qiáng)度鋼材焊接工字形截面殘余應(yīng)力試驗(yàn)及分布模型研究[J]. 工程力學(xué), 2014(6): 60.

BAN Huiyong, SHI Gang, SHI Yongjiu,etal. Experimental investigation and modelling of residual stress in Q460 high strength steel welding I sections[J]. Engineering Mechanics, 2014(6): 60.

[8] BAN Huiyong, SHI Gang, SHI Yongjiu,etal. Residual stress of 460 MPa high strength steel welded box section: experimental investigation and modelling[J]. Thin-Walled Structures, 2013, 64(4): 73.

[9] 吳喜之. 統(tǒng)計(jì)學(xué): 從數(shù)據(jù)到結(jié)論[M]. 北京: 中國統(tǒng)計(jì)出版

社, 2004.

WU Xizhi. Statistics: from data to theory[M]. Beijing: China Statistics Press, 2004.

[10] Lee C K, Chiew S P, Jiang J. 3D residual stress modelling of welded high strength steel plate-to-plate joints [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2013, 84(5): 94.

[11] 屈立軍, 李煥群, 王躍琴, 等. 國產(chǎn)鋼結(jié)構(gòu)用Q345(16Mn)鋼高溫力學(xué)性能的恒溫加載試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2008, 41(7): 33.

QU Lijun, LI Huanqun, WANG Yueqin,etal. Material properties of Q345 (16Mn) steel under loading and constant temperature[J]. China Civil Engineering Journal, 2008, 41(7): 33.

[12] 李國強(qiáng), 陳凱, 蔣首超, 等. 高溫下Q345鋼的材料性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu), 2001, 31(1): 53.

LI Guoqiang, CHEN Kai, JIANG Shouchao,etal. Experimental studies on high-temperature material properties of Q345 steel[J]. Building Structure, 2001, 31(1): 53.

[13] 王衛(wèi)永, 劉兵, 李國強(qiáng). 高強(qiáng)度Q460鋼材高溫力學(xué)性能試驗(yàn)研究[J]. 防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)報(bào), 2012, 32(S1): 30.

WANG Weiyong, LIU Bing, LI Guoqiang. Experimental study on mechanical properties of Q460 high strength steel at elevated temperature[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2012, 32(S1): 30.

[14] 王躍琴. 16Mn結(jié)構(gòu)鋼的高溫力學(xué)性能試驗(yàn)研究[D]. 西安: 西安科技大學(xué), 2006.

WANG Yueqin. Experimental research on mechanical behaviours of structural steel 16Mn at elevated temperatures[D]. Xi’an: Xi’an University of Science and Technology, 2006.

[15] Outinen J, Makelainen P. Mechanical properties of structural steel at elevated temperatures and after cooling down[J]. Fire and Materials, 2004, 28(2-4): 237.

[16] Chen J, Young B, Uy B. Behavior of high strength structural steel at elevated temperatures[J]. Journal of Structural Engineering, 2006, 132(12): 1948.

[17] Deng D, Murakawa H. Prediction of welding distortion and residual stress in a thin plate butt-welded joint[J]. Computational Materials Science, 2008, 43(2): 353.

[18] Deng D, Luo Y, Serizawa H,etal. Numerical simulation of residual stress and deformation considering phase transformation effect[J]. Transactions of JWRI, 2003, 32(2): 325.

Experimental and Numerical Analysis of Welding Residual Stress in High Strength U-Rib Stiffened Steel Paltes

XIAO Weisi1, WANG Jia2, LIU Yuqing1, HUANG Liji3

(1. Department of Bridge Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China; 2. Centre for Infrastructure Engineering and Safety, The University of New South Wales, Sydney 2052, Australia; 3. CCCC Highway Consultants Co., Ltd., Beijing 100010, China)

To study the distribution characteristics and influencing factors of longitudinal welding residual stresses in high strength U-rib stiffened steel plates of Q420 grade, the model test of longitudinal residual stresses in U-rib stiffened steel plates were measured using the method of sectioning technique. Besides, a 3-D solid thermal elastic plastic finite element method (FEM) was developed by using an element birth and death method to simulate the process of weld filler variation and welding, and the residual stress distribution between high strength steel and common strength steel was analyzed. Furthermore, the effects of flange thickness, U-rib thickness, space, width and height on welding residual stresses were studied comparatively. The results show that the welding sequence in bilateral rib has no effect on stress distribution. The longitudinal compressive residual stresses out of weld zone is irrelevant to yield strength. Plate thickness, U-rib width and height are the main factors affecting welding residual stresses in high strength U-rib stiffened steel plates.

high strength steel; stiffened plates; U-rib; residual stress; model test

2015-12-17

交通運(yùn)輸部建設(shè)科技項(xiàng)目(2011318494890)

肖維思(1987—)，男，博士生，主要研究方向?yàn)榻M合結(jié)構(gòu)橋梁.E-mail:1310238@#edu.cn

劉玉擎(1962—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，工學(xué)博士，主要研究方向?yàn)榻M合結(jié)構(gòu)橋梁.E-mail:yql@#edu.cn

TG404

A