蔣 斐, 吉伯海, 王益遜, 傅中秋, 萬(wàn) 呂

(河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院,江蘇 南京 210098)

近年來(lái),正交異性鋼橋面板已被廣泛運(yùn)用于大中跨徑橋梁中[1-3]。鋼橋面板是一類通過(guò)焊接連接將頂板、縱肋及橫肋連接成在縱橫向滿足不同受力的薄壁結(jié)構(gòu)。由于結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜、焊接接頭眾多,正交異性鋼橋面板在車輪荷載作用下易產(chǎn)生疲勞損傷[4-5]。閉口U肋加勁板是構(gòu)成正交異性鋼橋面板的主要受力構(gòu)件[6-7],頂板-U肋焊縫的疲勞開(kāi)裂是正交異性鋼橋面板較為嚴(yán)重的疲勞病害之一。

國(guó)內(nèi)外研究者提出了鐓邊U肋和雙面焊2種用于改善頂板U肋焊縫疲勞性能的新型構(gòu)造措施[8-9]。目前這2種新型構(gòu)造細(xì)節(jié)已在工程實(shí)際中得到了運(yùn)用,但對(duì)其疲勞性能的理論研究較少,已有研究中均未考慮焊接殘余應(yīng)力的影響。文獻(xiàn)[10]對(duì)鐓邊U肋和傳統(tǒng)U肋與頂板焊接連接進(jìn)行了對(duì)比試驗(yàn)和理論研究,分析了鐓邊U肋對(duì)改善焊縫局部疲勞性能的有效性,并確定了其實(shí)際破壞模式及疲勞抗力;文獻(xiàn)[11]建立了頂板-U肋焊縫細(xì)節(jié)有限元模型,計(jì)算了不同工況下各疲勞易損部位的切口應(yīng)力幅,分析了雙面焊對(duì)頂板-U肋焊接接頭疲勞性能的影響。實(shí)際情況中,不同頂板-U肋焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)對(duì)應(yīng)不同的焊接熱量輸入,從而焊縫局部的殘余應(yīng)力分布也將不同,殘余應(yīng)力與工作應(yīng)力疊加將改變焊接接頭的疲勞性能。因此,有必要分析車輛荷載作用下2種新型構(gòu)造細(xì)節(jié)相對(duì)于傳統(tǒng)焊縫的優(yōu)劣性,并考慮焊接殘余應(yīng)力的影響,研究不同焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)殘余應(yīng)力的差異性對(duì)疲勞性能的影響,從而為工程實(shí)際運(yùn)用提供參考。

為了評(píng)估頂板-U肋焊縫疲勞性能,本文建立了鋼橋面板節(jié)段模型與細(xì)節(jié)子模型,對(duì)比分析了不同焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)下疲勞易損部位的局部應(yīng)力特征與等效應(yīng)力幅;對(duì)頂板-U肋焊縫的焊接過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬,分析了不同構(gòu)造形式的殘余應(yīng)力分布特征;考慮殘余應(yīng)力與工作應(yīng)力疊加,研究了殘余應(yīng)力對(duì)頂板-U肋焊縫疲勞性能的影響。

1 頂板-U肋焊縫細(xì)節(jié)應(yīng)力特征分析

1.1 有限元模型

以某公路懸索橋作為工程實(shí)例,其正交異性鋼橋面板頂板厚16 mm,橫隔板厚8 mm,橫隔板間距3 200 mm,U肋尺寸為300 mm×280 mm×8 mm,U肋間距為600 mm。為了分析新型頂板-U肋構(gòu)造形式的疲勞性能,頂板與U肋分別采用傳統(tǒng)U肋焊接、鐓邊U肋焊接及雙面焊焊接3種連接方式,以下分別簡(jiǎn)稱為傳統(tǒng)焊、鐓邊焊及雙面焊。鋼橋面板局部構(gòu)造和3種焊縫尺寸如圖1所示(單位為mm)。

圖1 鋼橋面板構(gòu)造尺寸

文獻(xiàn)[12]認(rèn)為車輛荷載作用下全橋模型的應(yīng)力時(shí)程模擬結(jié)果與一定尺寸的節(jié)段模型一致,本文綜合考慮計(jì)算負(fù)擔(dān)與精度的要求,采用殼實(shí)體子模型技術(shù),利用通用有限元軟件ABAQUS分別建立鋼橋面板節(jié)段模型和頂板-U肋焊縫細(xì)節(jié)子模型,以分析頂板-U肋焊縫細(xì)節(jié)應(yīng)力特征。節(jié)段模型縱向包括4道橫隔板,橫向含有7個(gè)U肋;采用S4R殼單元?jiǎng)澐?網(wǎng)格尺寸為2 mm;邊界條件設(shè)為約束頂板、U肋及鋪裝層的所有平動(dòng)自由度和橫隔板的所有平動(dòng)與轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。

針對(duì)不同的焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)分別建立子模型,子模型均位于節(jié)段模型正中,橫向取300 mm,縱向取200 mm,豎向取296 mm;采用C3D8R六面體單元和C3D4四面體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分[13],對(duì)重點(diǎn)關(guān)注的焊縫區(qū)域采用1 mm六面體單元,對(duì)其他部位采用10 mm六面體單元,兩者之間通過(guò)四面體單元過(guò)渡。

有限元模型中鋼材彈性模量取210 GPa,泊松比取0.3。節(jié)段模型與子模型如圖2所示(單位為mm)。

圖2 有限元模型

采用文獻(xiàn)[14]規(guī)定的荷載模型Ⅲ作為加載車?？拷缚p位置橫向取3種典型工況,3種加載工況如圖3所示(單位為mm)。

圖3 加載工況

頂板-U肋焊縫細(xì)節(jié)的影響面研究結(jié)果顯示細(xì)節(jié)橫向影響范圍為900 mm,縱向影響范圍為2個(gè)橫隔板間距[15],因此僅采用荷載模型Ⅲ中單個(gè)軸組的單側(cè)車輪進(jìn)行加載,即采用雙軸2×120 kN(軸距1.2 m)軸組的一側(cè)車輪進(jìn)行加載。瀝青鋪裝層厚度為5 mm,車輪著地面積按45°擴(kuò)展后的加載面積為300 mm×700 mm。3種典型工況在橫向上分別將荷載中心布置于U肋正上方、焊縫正上方以及橫向2個(gè)U肋之間,縱向荷載從No.1橫隔板移動(dòng)至No.4橫隔板,加載間距取200 mm。

1.2 應(yīng)力集中分析

頂板-U肋焊縫連接部位由于幾何形狀的突變常在焊趾和焊根位置產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象,幾何形狀的差異將引起不同的應(yīng)力變化梯度和集中程度,為了探究3種頂板與U肋連接方式應(yīng)力集中的差異,選取工況1中荷載中心位于跨中時(shí)的情況,沿垂直于焊縫方向布置路徑,繪制垂直于焊縫方向的正應(yīng)力沿路徑變化趨勢(shì),如圖4所示。

圖4 應(yīng)力梯度

從圖4可以看出,垂直于焊縫的正應(yīng)力隨著距焊趾距離的增大呈下降趨勢(shì),這符合集中現(xiàn)象。在頂板焊趾部位,3種連接方式的應(yīng)力降低速率基本一致,這主要是由于各連接方式中焊縫與頂板的夾角均保持135°,焊縫局部的形狀突變情況類似;相對(duì)于傳統(tǒng)焊,2種新型連接方式應(yīng)力水平略有增加,但總體增加不大,頂板焊趾高應(yīng)力范圍主要分布于距焊趾6 mm以內(nèi)。在頂板焊根部位,與頂板焊趾部位類似,由于焊根部位建模尺寸相同,因此該處局部形狀突變引起的應(yīng)力變化趨勢(shì)基本一致,頂板焊趾高應(yīng)力范圍主要位于距焊趾8 mm以內(nèi)。 在U肋焊趾部位,傳統(tǒng)焊與雙面焊因U肋焊趾局部幾何形狀相似,兩者曲線下降趨勢(shì)基本一致;經(jīng)鐓邊處理后的U肋在焊趾部位幾何形狀平緩過(guò)渡,故不存在應(yīng)力集中,且越接近焊趾,鐓邊U肋的抗彎截面慣性矩越大,因此鐓邊焊U肋焊趾部位的彎曲正應(yīng)力隨著距焊趾距離增大而呈增大趨勢(shì)。各部位應(yīng)力梯度曲線在距焊縫1 mm處變化均趨于平緩,因此選取該處應(yīng)力作為名義應(yīng)力,利用圖4中峰值應(yīng)力和名義應(yīng)力的比值作為應(yīng)力集中系數(shù)來(lái)評(píng)價(jià)各連接方式焊縫局部的應(yīng)力集中程度,計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表1所列。

表1 車輛荷載下各疲勞易損部位的應(yīng)力集中系數(shù)

由表1可知,在頂板焊趾與焊根處,新型連接方式與傳統(tǒng)焊的應(yīng)力集中系數(shù)近乎相等。由于鐓邊U肋幾何形狀的平滑過(guò)渡,鐓邊焊在U肋焊趾處已無(wú)應(yīng)力集中。

因?yàn)閷?shí)際焊縫并不能做到完全意義的平滑過(guò)渡,但對(duì)U肋鐓邊處理確實(shí)是改善U肋焊趾應(yīng)力集中的有效措施,所以鐓邊焊能有效改善U肋焊趾部位的疲勞性能。

1.3 等效應(yīng)力幅分析

為了對(duì)比分析不同頂板-U肋構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞性能,采用雨流統(tǒng)計(jì)法對(duì)各易損部位的應(yīng)力時(shí)程進(jìn)行統(tǒng)計(jì),得到各級(jí)應(yīng)力幅值及其循環(huán)次數(shù),并基于損傷等效原則求得3種工況下疲勞易損部位的等效應(yīng)力幅,見(jiàn)表2所列。

表2 車輛荷載下各疲勞易損部位的等效應(yīng)力幅 MPa

從表2中的等效應(yīng)力幅最大值來(lái)看,3種連接方式的最不利工況均為工況1。對(duì)于傳統(tǒng)焊和墩邊焊，U肋焊趾等效應(yīng)力幅的最大值低于頂板焊根的最大值,且頂板焊根的應(yīng)力幅略高于頂板焊趾部位,說(shuō)明在循環(huán)荷載作用下,頂板焊根部位將先于其他部位發(fā)生疲勞損傷。相比于上述2種連接方式,雙面焊顯著降低了焊根處的等效應(yīng)力幅,工況1下雙面焊焊根處的應(yīng)力幅僅為外側(cè)焊趾處的31%,這主要是由于雙面焊改善了焊根部位的剛度,減小了焊根部在荷載作用下的局部變形。因此,雙面焊能顯著降低焊根處產(chǎn)生疲勞裂紋的概率,將疲勞易損部位轉(zhuǎn)移到更易被監(jiān)測(cè)的外側(cè)焊趾。

2 頂板-U肋焊縫焊接殘余應(yīng)力分析

2.1 焊接模擬有限元模型

鋼橋面板疲勞裂紋多萌生于焊縫位置,局部幾何突變引起的應(yīng)力集中是疲勞易損的原因之一,同時(shí)焊接產(chǎn)生的高殘余應(yīng)力也是不可忽視的重要因素。不同頂板-U肋構(gòu)造細(xì)節(jié)焊接參數(shù)的選擇存在區(qū)別,焊接后殘余應(yīng)力也各不相同。為了分析實(shí)橋運(yùn)營(yíng)條件下頂板-U肋連接構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞性能,有必要對(duì)頂板-U肋焊縫焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行研究。

實(shí)際焊接過(guò)程十分復(fù)雜,主要涉及溫度、應(yīng)力及顯微組織三者的相互關(guān)系,目前關(guān)于頂板-U肋焊縫的有限元模擬多采用單向耦合法,即先進(jìn)行溫度場(chǎng)分布模擬,再基于溫度場(chǎng)結(jié)果求解焊接應(yīng)力場(chǎng)[16]。基于ABAQUS軟件建立頂板-U肋焊縫焊接模擬有限元模型,如圖5所示(單位為mm)。

圖5 焊接分析有限元模型

熱分析與應(yīng)力分析有限元模型保持一致,模型縱向長(zhǎng)200 mm,橫向依據(jù)對(duì)稱性取1/2個(gè)U肋。焊縫局部區(qū)域采用六面體網(wǎng)格細(xì)化,網(wǎng)格尺寸為2 mm,對(duì)于其他部位采用較粗的六面體網(wǎng)格,網(wǎng)格尺寸取1 mm,熱分析時(shí)采用DC3D8六面體傳熱單元,應(yīng)力分析時(shí)采用C3D8R六面體單元。采用生死單元法殺死或激活單元來(lái)模擬焊縫填充過(guò)程。焊接熱分析中環(huán)境溫度取為20 ℃,并考慮熱傳遞、熱對(duì)流及熱輻射3種基本的熱傳遞形式。焊接應(yīng)力分析中對(duì)頂板與U肋進(jìn)行約束以模擬實(shí)際工廠焊接胎架,在頂板與U肋的對(duì)稱中心面上設(shè)置x方向上的對(duì)稱約束,即約束沿x軸方向的平動(dòng)自由度和繞y軸與z軸的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。在頂板和U肋邊緣角點(diǎn)設(shè)置y方向和z方向的約束,保證計(jì)算過(guò)程中不產(chǎn)生剛體位移。

焊接模擬過(guò)程涉及復(fù)雜的材料非線性問(wèn)題,計(jì)算時(shí)需要定義不同溫度下材料的物理及熱力學(xué)參數(shù)。目前關(guān)于鋼材材料參數(shù)的資料不多,參考文獻(xiàn)[17]得Q345材料參數(shù)隨溫度變化曲線,并根據(jù)文獻(xiàn)[18-19] 取輻射斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)為5.67×10-8W/(m2·℃4),對(duì)流換熱系數(shù)為13 W/(m2·K),絕對(duì)零度為-273.15 ℃。

2.2 焊接熱源與熔池分析

焊接熱源的選擇對(duì)焊接溫度場(chǎng)的模擬至關(guān)重要,是影響焊縫局部殘余應(yīng)力結(jié)果的重要因素。目前焊接模擬中常采用的熱源有點(diǎn)熱源、面熱源及體熱源[20],其中雙橢球體熱源模型能較好地模擬頂板-U肋焊縫熔池形狀,因此采用ABAQUS用戶子程序DFLUX編寫(xiě)雙橢球熱源模型作為焊接熱源輸入。

熱源模型中,焊接電流、電壓以及焊接速度等參數(shù)直接影響了熔寬和熔深的大小,為了檢驗(yàn)熱源模型參數(shù)的合理性,有必要對(duì)焊接熔池形狀進(jìn)行分析,3種頂板-U肋連接方式的焊接熔池形狀如圖6所示(單位為℃)。圖6中,灰色部分為高于熔點(diǎn)的區(qū)域。從圖6可以看出,熔池形狀與實(shí)際焊縫尺寸較為接近,由此可知,熱源模型參數(shù)的選取是合理的。

圖6 焊接熔池形狀

2.3 焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)分析

在焊接過(guò)程中3種頂板-U肋連接方式焊縫局部的Mises應(yīng)力接近鋼材的屈服強(qiáng)度,焊接熔池應(yīng)力較小;焊接完成后焊縫部位的Mises應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度。選取模型焊縫外側(cè)頂板母材表面處縱向殘余應(yīng)力分布曲線與文獻(xiàn)[17]的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,發(fā)現(xiàn)兩者較為吻合,說(shuō)明殘余應(yīng)力的模擬是合理的。

頂板-U肋連接焊縫處的疲勞裂紋多萌生于焊趾與焊根位置，并平行于焊縫方向發(fā)展,其中垂直于焊縫方向的橫向焊接殘余應(yīng)力對(duì)裂紋擴(kuò)展貢獻(xiàn)顯著,故選取3種焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)的焊趾和焊根處沿焊縫方向路徑上的橫向殘余應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比,其分布曲線如圖7所示。

圖7 橫向殘余應(yīng)力分布

從圖7可以看出,橫向殘余應(yīng)力分布曲線變化趨勢(shì)一致,起弧段與熄弧段應(yīng)力急劇變化,5～150 mm為殘余應(yīng)力穩(wěn)定區(qū),應(yīng)力水平基本相同。沿焊縫方向起弧段與熄弧段以受壓為主,穩(wěn)定區(qū)則呈受拉狀態(tài)。頂板焊趾處的橫向殘余應(yīng)力略高于頂板焊根,傳統(tǒng)焊頂板焊趾處的殘余應(yīng)力穩(wěn)態(tài)值為134.3 MPa,高于焊根處的應(yīng)力穩(wěn)態(tài)值108.5 MPa。U肋焊趾位置殘余應(yīng)力水平最低,傳統(tǒng)焊U肋焊趾位置殘余應(yīng)力穩(wěn)態(tài)值為17.6 MPa,僅為頂板焊趾處應(yīng)力的13.1%。

3種連接方式中,傳統(tǒng)焊頂板焊趾和頂板焊根處的橫向殘余應(yīng)力明顯低于2種新型頂板-U肋構(gòu)造細(xì)節(jié),這與鐓邊焊由于焊腳尺寸較大,需要較大的焊接熱能,以及雙面焊內(nèi)焊與外焊的殘余應(yīng)力效應(yīng)疊加有關(guān)。總體上看,頂板-U肋焊縫處的焊接殘余應(yīng)力峰值約為150 MPa,這將大大提高細(xì)節(jié)的平均應(yīng)力水平,增加焊縫接頭疲勞開(kāi)裂的風(fēng)險(xiǎn)。

3 考慮焊接殘余應(yīng)力的疲勞性能對(duì)比

3.1 殘余應(yīng)力作用下細(xì)節(jié)應(yīng)力特征分析

頂板-U肋焊縫焊接產(chǎn)生的高殘余應(yīng)力勢(shì)必會(huì)影響荷載作用下焊縫局部的應(yīng)力分布特征,因此有必要研究同時(shí)考慮殘余應(yīng)力和車輛荷載疊加作用與1.1節(jié)和1.2節(jié)中僅考慮車輛荷載作用下的焊縫局部應(yīng)力特征的差異,得出殘余應(yīng)力對(duì)頂板-U肋焊接接頭疲勞性能的影響。

考慮焊接殘余應(yīng)力與車輛荷載疊加作用,將2.3節(jié)中殘余應(yīng)力模擬結(jié)果作為初始應(yīng)力施加于1.1節(jié)中子模型,并利用1.1節(jié)中所述子模型技術(shù),計(jì)算考慮殘余應(yīng)力時(shí)車輪荷載作用在細(xì)節(jié)處產(chǎn)生的應(yīng)力分布。以1.3節(jié)中指出的最不利工況(工況1)為例,選擇荷載中心位于節(jié)段模型跨中時(shí),沿垂直焊縫方向布設(shè)路徑,得到考慮焊接殘余應(yīng)力作用下垂直于焊縫方向的正應(yīng)力沿路徑變化趨勢(shì),如圖8所示。

圖8 考慮殘余應(yīng)力下的應(yīng)力梯度

由圖8可知,考慮殘余應(yīng)力與工作應(yīng)力疊加作用后的細(xì)節(jié)局部應(yīng)力特征與圖4存在顯著差異,曲線整體呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢(shì),焊趾與焊根已不再是高應(yīng)力集中部位,較高的焊接殘余應(yīng)力是引起上述應(yīng)力特征的主要原因。焊接殘余應(yīng)力遠(yuǎn)大于車輛荷載引起的局部應(yīng)力,因此,圖8中的應(yīng)力梯度曲線更多地反映了橫向殘余應(yīng)力在垂直于焊縫方向的變化趨勢(shì)。實(shí)際情況中,除焊接殘余應(yīng)力外,在鋼材生產(chǎn)和橋梁架設(shè)過(guò)程中必然會(huì)引入其他殘余應(yīng)力的作用,這里僅考慮焊接殘余應(yīng)力與工作應(yīng)力疊加來(lái)分析焊接殘余應(yīng)力對(duì)焊接構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞性能的影響。

3.2 殘余應(yīng)力作用下等效應(yīng)力幅分析

焊接殘余拉應(yīng)力的存在提高了細(xì)節(jié)處的平均應(yīng)力水平,增大了細(xì)節(jié)產(chǎn)生疲勞裂紋的風(fēng)險(xiǎn);焊接殘余壓應(yīng)力使得原受拉區(qū)轉(zhuǎn)變?yōu)槭軌簠^(qū),從而抑制裂紋的萌生與擴(kuò)展。為了探究焊接殘余應(yīng)力對(duì)頂板-U肋焊縫疲勞壽命的影響,選取工況1為典型工況,并將殘余應(yīng)力視作平均應(yīng)力處理,采用Goodman直線模型將平均應(yīng)力值修正為0,得易損部位等效應(yīng)力幅,見(jiàn)表3所列。Goodman直線模型為:

(1)

其中,Δσ為對(duì)稱循環(huán)的常應(yīng)力幅值;Δσa為非對(duì)稱循環(huán)應(yīng)力的應(yīng)力幅;σm為非對(duì)稱循環(huán)應(yīng)力的平均應(yīng)力;σb為結(jié)構(gòu)材料的極限強(qiáng)度。

與表2中工況1的結(jié)果相比,考慮殘余應(yīng)力后,雙面焊內(nèi)側(cè)U肋焊趾處的等效應(yīng)力幅有所降低,這是由于內(nèi)側(cè)U肋焊趾處的橫向殘余應(yīng)力為壓應(yīng)力所引起的;其余位置應(yīng)力幅均升高,雙面焊頂板焊趾等效應(yīng)力幅約為車輪荷載單獨(dú)作用時(shí)的1.7倍?？紤]焊接殘余應(yīng)力后,傳統(tǒng)焊和墩邊焊對(duì)應(yīng)的頂板焊趾處的應(yīng)力幅略高于焊根,這與2.3節(jié)中頂板焊趾處的殘余應(yīng)力高于頂板焊根的分析結(jié)果一致。雙面焊頂板焊根處的應(yīng)力幅明顯低于焊趾位置,相比于車輪荷載單獨(dú)作用時(shí),考慮應(yīng)力疊加時(shí)的頂板焊根應(yīng)力幅為焊趾應(yīng)力幅的27%,占比進(jìn)一步減小。從表3可以看出,由于墩邊焊與雙面焊焊接時(shí)較高的熱量輸入,這2種連接方式對(duì)應(yīng)的頂板焊趾與焊根處的應(yīng)力幅明顯高于傳統(tǒng)焊,雙面焊頂板焊趾的應(yīng)力幅約為傳統(tǒng)焊的1.5倍。綜上所述,焊接殘余應(yīng)力對(duì)頂板-U肋焊縫局部細(xì)節(jié)應(yīng)力分布特征與疲勞壽命影響顯著,因此在進(jìn)行疲勞分析時(shí)有必要考慮焊接殘余應(yīng)力與工作應(yīng)力的疊加效應(yīng)。

表3 考慮殘余應(yīng)力時(shí)各疲勞易損部位的等效應(yīng)力幅 MPa

4 結(jié) 論

(1) 鐓邊焊在U肋焊趾處平緩的幾何過(guò)渡避免了應(yīng)力集中問(wèn)題,對(duì)U肋進(jìn)行鐓邊處理是改善U肋焊趾疲勞性能的有效措施。雙面焊能顯著降低焊根處的等效應(yīng)力幅,使得最不利疲勞易損部位由焊根轉(zhuǎn)移到便于觀察和處置的焊趾位置。

(2) 焊接殘余應(yīng)力分析表明,頂板-U肋焊縫橫向殘余應(yīng)力峰值約為150 MPa。在不考慮其他初應(yīng)力時(shí),焊接殘余應(yīng)力將提高局部平均應(yīng)力水平,使得頂板-U肋焊縫細(xì)節(jié)在車輛荷載作用下更易發(fā)生疲勞損傷。

(3) 頂板-U肋焊接模擬結(jié)果顯示,鐓邊焊和雙面焊由于焊接時(shí)較高的熱量輸入,兩者在頂板焊趾與焊根處的殘余應(yīng)力高于傳統(tǒng)焊。當(dāng)考慮殘余應(yīng)力與工作應(yīng)力疊加時(shí),新型頂板-U肋構(gòu)造形式在頂板焊趾與焊根處的等效應(yīng)力幅相比于傳統(tǒng)焊接連接方式有所提高。