Q370qE鋼橋面板頂板-縱肋焊接殘余應力試驗研究

鐘 雯 丁幼亮 王立彬 宋永生

(1東南大學混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室， 南京210096)(2南京林業(yè)大學土木工程學院， 南京210037)(3金陵科技學院建筑工程學院， 南京211196)

帶正交異性鋼橋面板的扁平鋼箱梁具有自重輕、承載力高、施工方便、氣動性能好等優(yōu)點，近年來逐漸成為大跨度橋梁主梁結構的主要形式[1].然而，早年應用于公路橋梁的正交異性鋼橋面板顯露出較為嚴重的疲勞問題.在鋼橋面板的各種疲勞病害中，頂板-縱肋焊接細節(jié)的疲勞裂紋最為常見[2].鋼橋面板制造過程中大量采用焊接工藝，焊接過程中產(chǎn)生的不均勻溫度場以及局部塑性變形無法避免地產(chǎn)生殘余應力，焊縫處高值殘余應力的存在可能會引起結構疲勞強度及穩(wěn)定承載力的降低[3].

國內外學者對正交異性鋼橋面板頂板-縱肋焊接細節(jié)處殘余應力分布進行了大量數(shù)值模擬研究[4-6]，得出殘余應力分布的規(guī)律，但模擬結果的準確性無法檢驗.趙秋等[7]基于蘇通大橋鋼箱梁對鋼橋面板進行了焊接殘余應力測試，但均為縮尺試驗，試驗試件與真實鋼橋面板存在差異，無法準確測量出焊接細節(jié)處殘余應力的實際大??；北田俊行等[8-10]采用切條法對U肋加勁結構進行了焊接殘余應力測試，但所測應變實際上是切條寬度以內殘余應變的綜合效應，而不是測點真實的殘余應變.隨著Q370qE橋梁結構鋼的廣泛使用，其焊接性能逐漸成為國內外學者關注的熱點.然而，目前針對Q370qE橋梁鋼的殘余應力試驗研究較少.

本文以南京大勝關長江大橋為研究對象，采用鉆孔法對Q370qE鋼橋面板足尺模型進行了試驗研究，重點分析其縱、橫向殘余應力分布規(guī)律.通過總結國內外其他不同強度鋼材焊接箱形截面殘余應力的試驗數(shù)據(jù)，研究鋼材強度對殘余應力分布模型的影響，研究成果為鋼橋面板焊接細節(jié)殘余應力的研究與設計提供參考.

1 試驗

1.1 試件設計

為研究鋼橋面板頂板-縱肋焊接細節(jié)處殘余應力分布，試件按照大勝關大橋鋼橋面板典型細節(jié)等比例制造，如圖1所示.試件寬度為300 mm，長度為1 200 mm，由1塊頂板和2個U肋組成，頂板厚度為16 mm，縱肋厚度為6 mm，材質均為Q370qE鋼，鋼材屈服強度下限值fy=370 MPa.焊縫采用CO2氣體保護焊，開坡口角度為50°±5°.焊接電壓為(29±1)V，焊接電流為(320±10)A，焊接速度為(10±1)mm/s.焊絲采用E501T-1型號φ1.6 mm藥芯焊絲.4條焊縫橫向焊接順序為焊縫1→焊縫2→焊縫3→焊縫4，縱向焊接順序保持一致.

圖1 鋼橋面板試件(倒置)斷面圖(單位：mm)

1.2 量測方法及應變釋放系數(shù)

本文測量焊接殘余應力的方法為鉆孔應變法.如圖2所示，假設試件周圍存在殘余應力場(σ1和σ2)，在應力場內任意位置鉆一直徑為d的小孔，該處金屬連同其中的殘余應力會隨之釋放，原有的殘余應力也失去平衡，這時孔洞周圍將產(chǎn)生一定量的釋放應變，其大小與被釋放的應力對應[11].通過式(1)將應變計測得的釋放應變(ε1，ε2和ε3)換算成測點的殘余應力，即

(1)

式中，ε1，ε2，ε3分別為直角應變花水平方向、45°方向和垂直方向的3個應變計所測得的釋放應變；A，B為標定常數(shù)，可通過標定試驗得到；θ為順時針方向最大主應力與1#應變花之間的夾角.

圖2 直角應變花示意圖

標定試樣所用的材料與待測材料相同.在由同批16 mm厚Q370qE鋼板焊接加工而成的頂板-縱肋焊接試件上，沿著鋼板軋制的方向分別切取3根標定試件，按照GB/T 31310—2014規(guī)范[12]進行制作，標定試件詳細尺寸見圖3.在試件兩側粘貼監(jiān)視應變片，以確保標定過程中試件受力均勻，試件中軸線上間隔30 mm共貼3個電阻應變花.將試件夾持到萬能試驗機上，加載至分級制定荷載，記錄加載過程中的應變讀數(shù).然后取下試件，使用鉆孔設備在測點處打孔，再將試樣重新安裝到試驗機上進行加載，分別記錄對應級別荷載下的應變讀數(shù).經(jīng)過試驗測得標定常數(shù)A，B的平均值分別為-0.264和-0.853 Pa.

圖3 標定試件尺寸(單位：mm)

1.3 量測內容及設備

試驗鉆孔設備為捷甬達ZNC-450型電火花鉆孔機.與標定試驗相同，鉆孔直徑為1.5 mm，孔深為2.0 mm.應變測量計選用BE120-1CG型殘余應力專用三向直角應變花(見圖4).釋放應變選用TDS-530 型靜態(tài)應變測試儀進行采集.

圖4 試驗設備圖

設頂板-縱肋焊接試件長度方向為X方向，寬度方向為Z方向，縱肋截面高度方向為Y方向，且與圖5中有限元模型坐標系一致.試驗中，孔間距取30 mm，焊接殘余應力測點布置路徑及各路徑上鉆孔位置照片見圖5.設頂板上表面長度方向為路徑P1，下表面長度方向為路徑P4，路徑P1上布置測點B1～B31，路徑P4上布置測點D1～D8.沿頂板寬度方向距起弧端135，465，1 065 mm設置路徑P2(P5)、路徑P3和路徑P6，路徑P2和路徑P3在頂板上表面焊縫中心處布置測點Z1～Z12，路徑P5和路徑P6在頂板下表面焊腳處布置測點Z13～Z24.

(a) 剖面圖

(b) 俯視圖(單位：mm)

(c) 路徑 P1～P3

(d) 路徑P4～P6

2 試驗結果與分析

根據(jù)各測點的測試應變，采用式(1)進行換算,得到路徑P1～P6上縱、橫向殘余應力測試值，結果見圖6和圖7.圖中，縱向殘余應力σZ為沿著焊縫方向的應力，橫向殘余應力σX為垂直于焊縫方向的應力.

2.1 縱向殘余應力分布

路徑P1和P4上共有實測有效測點36個.

(a)路徑P1和P4

(b) 路徑P2和P5

(a)路徑P1和P4

(b) 路徑P2和P5

由于鉆孔設備無法在頂板下表面焊縫附近和U肋間隙中鉆孔，因此，路徑P4上的測試值均為壓應力.由圖6(a)可知，頂板上表面P1路徑上σZ分布趨勢總體表現(xiàn)為離焊縫越近，應力值越大.測試曲線包括4個拉應力峰值點，均出現(xiàn)在焊縫附近，大小在0.37fy～0.52fy；σZ在遠離焊縫區(qū)域呈現(xiàn)壓應力，P1和P4路徑上壓應力分布趨勢大致相同，均為-0.14fy左右.σZ在焊縫周圍存在較大的應力梯度，例如，焊縫3在P1路徑上的σZ峰值達到158.2 MPa，但在距離其約30 mm的測點處則急劇降低為負值.本試驗中，焊接順序為焊縫1→焊縫2→焊縫3→焊縫4.P1路徑上σZ測試峰值為202.3 MPa，發(fā)生在最先焊接的焊縫1處，其余焊縫的σZ峰值都比焊縫1小，究其原因在于，先焊焊縫對后焊焊縫的預熱作用使得后焊焊縫的σZ減小.

P2(P5)與P3(P6)路徑均為測量縱向殘余應力而設置的路徑，有限元模擬結果表明兩者差別不明顯.下面以P2(P5)路徑為例說明應力分布，將P3(P6)路徑上的測試結果作為增補測點.頂板上(P2和P5)、下(P3和P6)表面路徑上實際有效測點共計13個.由于頂板端部(Z=0，300 mm)處殘余應力無法測出，為了呈現(xiàn)曲線的完整性，假設該處的殘余應力為0.由圖6(b)可知，頂板上、下表面σZ變化趨勢大致相同，在焊縫中段基本相等，在起、落弧段σZ逐漸減小至零.頂板下表面的σZ約為上表面的2倍，在頂板上表面P2路徑上保持為175 MPa左右(約為0.47fy)，在頂板下表面P5路徑上則為350 MPa左右(約為0.96fy).

2.2 橫向殘余應力分布

P1(P4)和P2(P5)路徑上橫向殘余應力σX測試值見圖7.由圖7(a)可知，頂板上表面P1路徑上σX分布趨勢與σZ大致相同.曲線在各焊縫處拉應力測試峰值約為0.44fy，遠離焊縫處σX接近于零.與σZ有所不同，P1路徑上焊縫3和焊縫4的σx測試峰值較焊縫1和焊縫2有所增大，且各焊縫間的應力也隨焊接順序逐漸增大，甚至從壓應力逐漸增大為拉應力.但在頂板下表面P4路徑上，遠離焊縫位置的應力均為壓應力，并隨焊接順序逐漸增大，說明先焊焊縫對后焊焊縫的預熱作用會使后焊焊縫頂板上表面的拉應力σZ減小，σX增大，而頂板下表面壓應力σX增大.由圖7(b)可知，頂板上、下表面平行于焊縫方向的σX變化趨勢基本相同，曲線在中間段呈現(xiàn)出一段較長的平臺，在起、落弧段σX逐漸減小為零.頂板上表面P2路徑上σX均保持為167 MPa左右(約為0.45fy)，在頂板下表面P5路徑上則為156 MPa左右(約為0.42fy).

3 殘余應力分布模型

3.1 有限元分析驗證

3.1.1 有限元模型

基于熱彈-塑性有限元法，建立與試驗試件相同的頂板-縱肋焊接細節(jié)鋼橋面板模型(見圖8).采用八節(jié)點實體單元，單元總數(shù)為152 548，節(jié)點總數(shù)為163 955.考慮鋼橋面板在實際焊接中的安裝情況，于頂板原點側對稱中心線處施加對稱約束，頂板沿長度方向兩側節(jié)點施加Y方向位移約束，頂板沿寬度方向一側節(jié)點施加Z方向位移約束(見圖8(a)).為減小單元數(shù)目并保證計算精度，焊縫及熱影響區(qū)采用較密的網(wǎng)格，最小單元尺寸為0.5 mm；而遠離焊縫的部分采用相對稀疏的網(wǎng)格，最大單元尺寸為8 mm，單元網(wǎng)格疏密過渡如圖8(b)所示.

(a)邊界條件

(b) 焊縫區(qū)網(wǎng)格過渡

正交異性鋼橋面板頂板-縱肋焊接細節(jié)殘余應力數(shù)值分析包括焊接過程溫度場分析和焊接過程應力場分析.焊縫長度為300 mm，焊接速度設為10 mm/s，每條焊縫焊接時間為30 s.表1列出了不同溫度條件下Q370qE鋼材的本構關系及熱物理參數(shù)[13-14].

3.1.2 溫度場模擬結果

焊接過程溫度場分析屬于瞬態(tài)熱分析，初始溫度值設為20 ℃.本文模型以生熱率的形式施加溫度荷載[7]，采用生死單元法實現(xiàn)對焊縫的熔化-凝固過程的模擬.圖9為模型焊接及冷卻全過程的溫度變化云圖，1～30 s，331～360 s，661～690 s，991～1 020 s依次為4條焊縫的焊接時間段，2條焊縫間冷卻時間為300 s，最后一條焊縫完成焊接后冷卻2 400 s.圖9(e)為t=1 020 s時焊件截面溫度場的分布情況，圖中黑色虛線以內部分為高于熔點的區(qū)域，該區(qū)域形狀與圖1中的焊縫接近，說明模型熱源熱量施加合理.在整個焊接溫度場模擬過程中，雖然隨著熱源的移動，試件上各點溫度會發(fā)生變化，但溫度場始終保持穩(wěn)定的形態(tài).

表1 不同溫度下Q370qE鋼材的本構關系及熱物理參數(shù)

(a) t=30 s

(b) t=150 s

(c) t=360 s

(d) t=1 020 s

(e) t=1 020 s焊接熔池形狀

(f) t=3 420 s

4.1.3 應力場模擬結果與試驗結果對比

圖10和圖11分別給出了P1，P2和P4，P5路徑上縱、橫向殘余應力測試結果與有限元模擬結果對比.

由圖10可知，頂板上表面(P1)縱、橫向殘余應力的計算值與測試值總體上符合較好.在圖10(a)中，焊縫周圍σZ測試值為拉應力，應力峰值測試值與計算值的最大偏差小于15 MPa.在非焊縫區(qū)，測試值基本為壓應力，少量測點存在較小的拉應力.在圖10(b)中，σX隨焊接順序逐漸增大，應力峰值測試值與計算值的最大偏差小于10 MPa.數(shù)值模擬結果補充了頂板下表面中試驗無法采集測點的殘余應力，在P4路徑上σZ和σX的模擬峰值應力分別約為1.09fy和0.47fy.

由圖11可知，在焊縫中間段，頂板上、下表面縱、橫向殘余應力測試值在計算值上下浮動，但兩者最大偏差不超過28 MPa.頂板下表面的σZ約為上表面的2倍，σX差別則不明顯.

綜上可知，本文所提出的頂板-縱肋焊接殘余應力分布模型模擬結果與實際測試數(shù)據(jù)吻合較好.

(a)σZ

(b) σX

(a)σZ

(b) σX

3.2 鋼材強度影響

我國現(xiàn)行鋼結構設計規(guī)范沒有給出關于鋼橋面板焊接殘余應力分布規(guī)律的分布模型.本文通過將Q370qE鋼橋面板焊接細節(jié)殘余應力分布模型與現(xiàn)有文獻中Q235A[8]，Q345[9]鋼材殘余應力試驗結果進行對比分析，發(fā)現(xiàn)Q370qE鋼材在P4路徑上的縱向殘余應力與其他鋼材差距較大.圖12給出了3種不同鋼材縱向殘余應力分布模型對比.圖中，W為1/2U肋所對應頂板的長度；bw為頂板焊縫寬度.由圖可知，本文建立的殘余應力模型更為精細，與Q235A，Q345鋼材相比，焊縫附近的應力峰值和應力梯度更大，遠離焊接區(qū)域的壓應力值更小.其σZ的拉應力峰值為1.09fy，壓應力值為0.11fy, 焊接影響區(qū)從0.306W或0.21W縮小到3bw.縱向殘余應力峰值在焊縫中心達到最大值，超過370 MPa.究其原因在于，文獻中Q370qE 鋼材的屈服強度默認為370 MPa，但實際上370 MPa僅僅為鋼材的屈服強度下限值.Q345鋼材殘余應力峰值較小的原因在于，其測試方法為切條法，所測應變實際上是切條寬度以內殘余應變的平均值，而不是測點真實的殘余應變.因此，采用本文提出縱向殘余應力的分布模型更適合Q370qE級橋梁鋼，且鉆孔應變法能更為真實地反應測點的殘余應力大小.

圖12 不同材質鋼橋面板頂板-縱肋焊接細節(jié)縱向焊接殘余應力分布模型對比

4 結論

1)采用鉆孔應變法測量Q370qE鋼橋面板頂板-縱肋典型焊接細節(jié)試件的殘余應力，得到頂板縱向、橫向殘余應力分布情況.結果表明，頂板下表面σZ約為上表面的2倍，而σX差別不明顯.頂板上、下表面垂直于焊縫方向的σZ分別約為0.37fy～0.52fy和1.09fy，平行于焊縫方向的σZ分別約為0.47fy和0.96fy；頂板上、下表面垂直于焊縫方向的σX約為0.45fy，平行于焊縫方向的σX約為0.42fy.

2)模擬結果與試驗數(shù)據(jù)吻合度較好，前者還包含試驗無法采集到的頂板下表面測點的殘余應力分布數(shù)據(jù)，由此證明了該模擬方法的可行性.焊接殘余應力大小隨焊縫焊接先后而改變.先焊焊縫對后焊焊縫的預熱作用會使后焊的焊縫頂板上表面的σZ減小而σX增大，下表面σZ增大而σX減小.

3)基于試驗結果和數(shù)值模擬，提出了更適合Q370qE鋼的縱向殘余應力模型，較Q235A，Q345鋼材在焊縫附近具有更高的應力峰值和更大的應力梯度，而在遠離焊接區(qū)域具有更小的壓應力值.其σZ拉應力峰值為1.09fy，壓應力值為0.11fy， 焊接影響區(qū)從0.306W或0.21W縮小到3bw.