殷志歡, 張鵬飛, 常 軍, 袁 鑫

(蘇州科技大學土木工程學院, 江蘇 蘇州 215011)

大跨斜拉橋索梁錨固區(qū)是連接主梁和拉索的結構, 傳遞極大的斜向索力和荷載,疲勞效應突出,且其局部區(qū)域構件難以更換或維修.因此評估和預測索梁錨固區(qū)構件的疲勞抗力,是確保橋梁安全性能的關鍵之一[1-2].

大量疲勞試驗表明, 焊接后的鋼材強度會大幅降低[3].Dorafshan等[4]通過檢測鋼橋發(fā)現焊接缺陷是導致鋼結構疲勞失效的重要原因.焊接缺陷處在車載作用下萌生裂紋, 在焊接殘余應力等影響下發(fā)生裂紋擴展,可能導致結構斷裂[5].焊接工藝影響結構疲勞強度主要是由于: 1)焊接熱影響材料熱物理性能和力學性能; 2)焊接缺陷; 3)焊接細節(jié)處的應力集中現象; 4)焊接殘余應力.焊接殘余應力的存在使交變載荷的應力循環(huán)發(fā)生偏移,進而改變應力循環(huán)中的最大應力與平均應力,大大降低焊接細節(jié)的疲勞壽命.

目前關于索梁錨固區(qū)焊縫的疲勞壽命研究, 主要是通過對大跨斜拉橋進行疲勞模型試驗或通過數值模擬的方法進行.如Genchev[6]和Somodi[7]等對橋梁焊接細節(jié)進行了焊接殘余應力試驗,但疲勞試驗難以對復雜載荷作用下的焊接殘余應力進行真實模擬; 劉小渝等[8-9]在重慶江津觀音巖大橋拉索錨固區(qū)采用足尺模型分析焊縫處的殘余應力, 而有限的殘余應力試驗無法全面揭示錨固板與外腹板焊縫處殘余應力的分布規(guī)律; Chen等[10]通過數值模擬方法分析了薄板的焊接殘余應力, 揭示其應力分布規(guī)律; 顧穎[11]結合試驗和數值模擬方法分析幾何參數對鋼橋面板U肋加勁板的焊接彎曲變形影響,但未考慮焊接殘余應力對索梁錨固區(qū)焊接細節(jié)疲勞壽命的影響; 董雨潔[12]分析了大跨鐵路斜拉橋索梁錨固結構焊縫區(qū)域的焊接殘余應力分布,但未在焊接殘余應力影響下研究索梁錨固區(qū)焊接細節(jié)處的疲勞性能.

本文以蘇通長江大橋為工程背景,擬建立索梁錨固區(qū)精細化有限元模型,基于熱彈塑性理論,采用生死單元模擬焊接過程,研究索梁錨固區(qū)焊接細節(jié)的殘余應力分布;通過在焊趾附近施加局部錘擊力,模擬高溫錘擊處理對焊接細節(jié)殘余應力分布的影響,基于英國橋梁規(guī)范BS5400[13]和歐洲設計規(guī)范Eurcode[14]評估殘余應力影響下的索梁錨固區(qū)焊接細節(jié)疲勞壽命.結果可為同類大跨斜拉橋鋼錨箱焊接細節(jié)的疲勞壽命評估提供參考.

1 焊接殘余應力模擬

1.1 索梁錨固區(qū)及焊接細節(jié)有限元模型

蘇通長江大橋鋼錨箱由上下錨固板、承壓板及外腹板通過焊接方式組合而成.上下錨固板及承壓板作為主要傳力構件將拉索產生的力通過焊縫傳遞給鋼箱梁.本文以南通側J33號索梁錨固區(qū)為研究對象, 采用ANSYS有限元軟件建立鋼錨箱局部焊接細節(jié)以及錨固板與外腹板焊接細節(jié)有限元模型, 如圖1所示.采用體單元建立鋼錨箱局部有限元模型,并采用過渡網格進行劃分,由子模型法切割邊界結點的位移插值確定邊界條件.鋼箱梁梁板件和鋼錨箱板件均采用殼單元模擬.由于墊板厚度較大,采用體單元模擬.為便于索力的加載,建模時錨頭采用體單元,并將索力等效為均布面載荷加載在圓柱形錨頭上.同時假設錨頭與墊板、墊板與承壓板之間為連續(xù)體.對于非線性的瞬態(tài)熱分析問題,先采用有限元數值方法模擬計算溫度場,再將熱分析計算結果以體載荷的形式加載至結構模型上,得到溫度場和應力場分布,實現鋼錨箱焊接細節(jié)的熱結構耦合分析.

鋼錨箱錨固板與外腹板連接焊縫精細化有限元模型如圖1(c)所示.上、下錨固板和承壓板的厚度均為48 mm,箱梁外腹板厚度為30 mm.上下錨固板、承壓板與外腹板之間的連接焊縫均采用8 mm×8 mm的直角三角形,焊腳尺寸相同,焊接2道.焊縫附近網格尺寸小于2 mm,其他區(qū)域網格為3～4 mm.單元類型采用三維實體單元solid70.通過設置不同時間步長達到模型焊接和冷卻過程后應力場求解的精度.

圖1 鋼錨箱局部有限元模型(mm)

1.2 焊接溫度場模擬

鋼錨箱錨固板與外腹板之間的焊接采用CO2氣體保護焊, 焊接速度v為6 mm·s-1, 焊接電壓U為30 V, 焊接電流I為280 A, 焊接熱效率η取0.75[15].通過生死單元方式模擬焊料的填充.錨固板、外腹板以及焊接材料均為Q370qD, 但其物理性能缺乏參考資料, 故本文選取與之物理性能相近的文獻[16]中材料的熱物理性能和力學性能參數, 模擬錨固板與外腹板焊縫處焊接過程.對于錨固板與外腹板的直角焊縫, 其熱源載荷以生熱率形式施加, 單位載荷步所施加的生熱率q=UIη/V, 式中V為單位載荷步焊接體積, m3·s-1.

錨固板與外腹板在焊接過程中溫度場的變化云圖如圖2所示.由圖2可知, 隨著焊接熱源的移動,錨固板與外腹板焊縫附近區(qū)域溫度迅速升高, 材料強度下降, 體積急速膨脹,焊縫處的最高溫度約2 000 ℃, 高于材料熔點; 而遠離焊接熱源區(qū)域的溫度變化較小, 體積變形不大, 對熱源附近材料體積膨脹產生約束, 故焊趾處的熱應力較大.

圖2 不同焊接時間的溫度場

1.3 焊接殘余應力計算

對于鋼錨箱錨固板與外腹板有限元模型, 在外腹板兩端及底部兩側分別施加位移約束.溫度場作為體載荷加載至結構分析模型上,當溫度變化時, 鋼材的力學性能參數隨之變化.圖3為不同焊接時間下錨固板與外腹板的等效應力云圖.由圖3可知,隨著焊接熱源的移動, 錨固板與外腹板焊縫及其附近區(qū)域的應力迅速增加, 在冷卻一定時間后, 如圖3(d)所示, 外腹板處的應力逐漸趨于平緩, 應力分布較均勻.距焊趾距離越遠,焊接殘余應力越小.焊縫中心線上的節(jié)點處的殘余應力約146.7 MPa, 為母材屈服強度的0.396倍, 與文獻[17]中的數值結果(0.3～0.33倍)相近.

圖3 不同焊接時間下錨固板與外腹板的等效應力云圖

2 高溫錘擊對殘余應力分布的影響

焊趾殘余拉應力影響了焊接細節(jié)的疲勞性能, 工程上一般采用熱處理法、超聲波沖擊法以及局部高溫錘擊法等在焊接后進行處理, 以控制或消除焊趾殘余拉應力.其中, 局部高溫錘擊法是通過減小焊縫附近壓縮殘余塑性變形降低殘余拉應力的方法, 本文采用該方法對鋼錨箱進行焊后處理,通過數值法研究不同錘擊力和錘擊溫度對鋼錨箱焊接細節(jié)處焊接殘余應力的影響.錘擊荷載以面載荷的方式施加, 錘擊頻率為1 Hz, 持續(xù)時間為20 s.當焊接加熱后溫度冷卻至約500 ℃時, 在外腹板處距焊趾40 mm的區(qū)域內分別施加不同大小的錘擊力.鋼錨箱外腹板焊趾處的殘余應力分布如圖4所示.由圖4可知,經過高溫錘擊后,鋼錨箱外腹板焊趾處的殘余應力明顯下降,距離焊趾越遠, 殘余應力下降越明顯.8、12、20 kN的錘擊力作用下,焊趾處的殘余應力分別下降了97.6、105.3、110.4 MPa, 即焊接殘余應力隨錘擊力的增大而減少,焊趾處的殘余應力最大降幅為75.3%.結果表明高溫錘擊處理能夠有效降低焊接殘余應力.

圖4 不同錘擊力下鋼錨箱外腹板焊趾處的殘余應力分布

錘擊溫度是影響殘余應力消除的重要因素之一.為研究錘擊溫度對鋼錨箱焊接細節(jié)殘余應力的影響, 分別在不同溫度下對鋼錨箱焊接細節(jié)進行12 kN的錘擊, 當溫度冷卻至室溫時卸載錘擊力,鋼錨箱外腹板焊趾處的殘余應力分布如圖5所示.由圖5可知, 在300、500、800 ℃時, 焊趾處的殘余應力較未錘擊時分別下降了98.5、105.3、108.2 MPa.焊接殘余應力隨著錘擊溫度的增加而降低,但過大的錘擊力有可能導致構件產生疲勞裂紋[18], 錘擊溫度高于750 ℃時, 可能導致焊接細節(jié)處變形過大,形狀不規(guī)則.故本文選取錘擊力為12 kN, 錘擊溫度為500 ℃時鋼錨箱外腹板焊趾處的殘余應力情況進一步研究, 其應力分布如圖6所示.由圖6可知, 外腹板處的應力分布較均勻, 焊趾處的殘余應力消除明顯,僅為未錘擊時應力值的30%左右.

圖5 不同錘擊溫度下鋼錨箱外腹板焊趾處的殘余應力分布

圖6 錘擊處理后鋼錨箱外腹板焊趾殘余應力分布圖

3 疲勞壽命評估

由于應力集中和焊接殘余應力的存在, 焊趾處的應力場較為復雜.圖3表明焊縫處的殘余應力大于100 MPa, 而實際車載產生的應力幅均遠小于100 MPa.故在焊接殘余應力的影響下,鋼錨箱焊接細節(jié)的平均應力較大.因此,可將焊接殘余應力視作平均應力分析其對鋼錨箱焊接細節(jié)處疲勞壽命的影響.

3.1 名義應力法和Goodman模型

名義應力S-N曲線法是常用的疲勞壽命評估方法.該方法在一定的平均應力或應力比條件下, 通過疲勞試驗測得某一構造細節(jié)的應力幅值S及其相對應的疲勞壽命N, 將所得試驗數據進行回歸分析, 得到S-N曲線.曲線右側水平段對應的最大應力幅值稱為常幅疲勞極限σ0, 曲線左側傾斜段表達式為

N=K2Δσ-m,

(1)

式中Δσ為應力幅值, MPa;K2、m為不同材料對應的S-N曲線的常數.

Goodman模型[19]考慮平均應力的情況, 對S-N曲線法進行了修正, 將疲勞極限表示為:

(2)

根據S-N曲線中K2=N·Δσm的關系, 可得

(3)

式中K′2為修正后的S-N曲線常數.

3.2 基于BS5400規(guī)范的疲勞壽命評估

英國橋梁規(guī)范BS5400將鋼橋的疲勞細節(jié)分為B、C、W、G、F2、F、E、D、S九個類別[13].選取F2級計算錨固板與外腹板焊接細節(jié)的疲勞壽命.m=3.0,K2=4.3×1011, 當N=2×106次時, 對應的應力幅值為59.9 MPa; 當N=1×107次時, 對應的應力幅值為35 MPa, 該應力幅值即為常幅疲勞極限.若焊接細節(jié)應力幅值低于常幅疲勞極限,則不必進行疲勞壽命評估.但在隨機變幅載荷作用下,鋼錨箱實際構件中的應力幅值大小不一,橋梁運營初期所受的高應力幅值可能放大構造細節(jié)的缺陷,即使低于常幅疲勞極限應力幅值試驗值的應力也可能導致結構發(fā)生損傷.

根據橋梁用結構鋼標準GB/T 714—2015, 鋼錨箱外腹板的抗拉強度極限為490 MPa.基于BS5400規(guī)范計算鋼錨箱焊接細節(jié)處的疲勞壽命, 常數m=3.0;K2=4.3×1011.將其代入式(2)和(3), 得到修正后的常數K′2, 然后根據S-N曲線計算外腹板與錨固板焊趾處在不同殘余應力下的疲勞壽命.

3.3 基于Eurcode規(guī)范的疲勞壽命評估

歐洲設計規(guī)范Eurcode[14]將常幅疲勞極限定義為N=5×106次時對應的應力幅, 變幅疲勞極限定義為N=1×108次時對應的應力幅.根據Eurcode規(guī)范, 在疲勞壽命N=2×106次對應的應力幅為80 MPa, 相應的常幅疲勞極限和變幅疲勞極限分別為59, 32 MPa.介于變幅和常幅疲勞極限間的鋼錨箱外腹板焊接細節(jié)處的應力幅及循環(huán)次數所引起的損傷度D通過Miner理論計算:

(4)

式中ni為循環(huán)次數, 次; ΔσL為常幅疲勞極限, MPa; Δσi為應力幅值, MPa;m取值為5.當外腹板焊接細節(jié)處的應力幅值小于變幅疲勞極限時, 其損傷度為0.

3.4 疲勞壽命評估結果比較

基于兩種規(guī)范的疲勞壽命評估結果如圖7所示.由圖7可知, 以BS5400規(guī)范計算, 當不計殘余應力(殘余應力為0 MPa)時, 外腹板與上錨固板焊接細節(jié)處的疲勞壽命為469萬次, 與之相比,若焊后不作高溫錘擊處理, 當殘余應力分別為114、147、169、192 MPa時, 在高值殘余應力影響下鋼錨箱上錨固板焊接細節(jié)處的疲勞壽命分別下降了39%、51%、57%、63%; 經高溫錘擊處理后,殘余應力分別降為32、36、41、48 MPa, 與不計殘余應力時相比, 鋼錨箱上錨固板焊接細節(jié)處的疲勞壽命分別下降了15%、17%、19%、22%.表明高溫錘擊處理能夠有效延長鋼錨箱焊接細節(jié)處的疲勞壽命.高溫錘擊處理后, 在相同殘余應力影響下, 外腹板與下錨固板焊接細節(jié)的疲勞壽命相較于外腹板與上錨固板焊接細節(jié)的疲勞壽命下降約14%.采用Eurcode規(guī)范評估疲勞壽命時, 當殘余應力為0 MPa時, 外腹板與上錨固板焊接細節(jié)處的疲勞壽命為1 041萬次.與之相比, 若焊后不作高溫處理,當殘余應力為114、147、169、192 MPa時,鋼錨箱焊接細節(jié)處的疲勞壽命分別下降了43%、53%、60%、64%; 而高溫錘擊處理后,殘余應力分別降為32、36、41、48 MPa, 與不計殘余應力時相比, 鋼錨箱焊接細節(jié)處的疲勞壽命分別下降了17%、19%、21%、25%.高溫錘擊處理后,在相同殘余應力影響下, 外腹板與下錨固板焊接細節(jié)的疲勞壽命相較于外腹板與上錨固板焊接細節(jié)的疲勞壽命下降約27%.

圖7 外腹板與錨固板焊趾處殘余應力與疲勞壽命關系曲線

結合不同規(guī)范下的疲勞壽命可知, 高溫錘擊處理后, 基于BS5400規(guī)范計算的外腹板與上錨固板焊接細節(jié)處的疲勞壽命相比于基于Eurcode規(guī)范計算的疲勞壽命下降約54%; 基于BS5400規(guī)范計算的外腹板與下錨固板焊接細節(jié)處的疲勞壽命相比于基于Eurcode規(guī)范的計結果下降約49%.參照BS5400規(guī)范進行鋼錨箱直角焊縫細節(jié)疲勞壽命預測的結果更為保守, 故建議采用BS5400規(guī)范評估鋼錨箱焊接細節(jié)疲勞壽命預測.