正交异性钢桥面板新型双面焊肋-板接头残余应力研究

钱 骥，许振波

(1. 重庆交通大学 土木工程学院，重庆 400074；2. 重庆交通大学 山区桥梁与隧道工程国家重点实验室培育基地，重庆 400074)

0 引 言

正交异性钢桥面板由于其自重轻、强重比高等特点已在大、中跨桥梁中被广泛使用[1-2]。随着交通流量及车辆载重逐年增加，桥面板焊缝接头和纵横肋交汇处极易出现开裂。纵肋-盖板焊缝处疲劳裂纹现已成为钢桥面板最为显著的病害。肋-板接头裂纹源于顶板焊跟、焊趾处，并逐渐形成贯通顶板的裂缝。部分试验表面，采用镦边U肋和增大焊喉厚度可有效减少萌生于焊喉部位的疲劳裂纹。而萌生于顶板焊根、焊趾部位并形成贯穿桥面顶板的疲劳裂纹目前仍缺少控制措施。武汉某公司提出的U肋内焊技术，克服了传统U肋角焊缝单边成型后焊根处天然疲劳裂纹开口源，U肋内侧角焊缝的出现可有效改善顶板-腹板位置的焊缝连接性能。新型内焊创新工艺如下：U肋板完成组装定位焊后，利用对中定位装置将U肋固定于胎架上，通过驱动杆将双面焊接机器人送入U肋内部，焊接机器人在前进过程中可同时完成U肋内部两侧角焊缝作业。

桥面顶板与U肋腹板连接处采用双面焊接后，不仅可从工艺层面克服单面焊顶板-腹板连接处开放型间隙[3-4]，更重要的是U肋腹板与顶板间隙熔敷后变成了封闭刚性构造区，进一步提高了焊缝处抗疲劳性能。通过疲劳荷载试验观测发现：单面焊U肋试件加载至470万次即产生疲劳裂缝，双面焊接头试件至加载900万次仍未观测到疲劳裂纹[5]。

国内学者对传统单边焊接头处残余应力场相关理论进行了较多研究[6-7]，但仍缺少钢桥面板双面焊接头及热影响区残余应力理论研究。残余应力与疲劳裂纹的萌生与扩展直接相关，残余拉应力更是对焊缝接头疲劳寿命产生极为不利的影响。因此，笔者建立了正交异性板双面焊有限元节段模型，基于热弹塑性数值解分析了双面焊接头的残余应力分布，并对内、外焊缝焊接工艺、焊缝层间温度进行了参数化分析。

1 分析模型及有限元仿真理论

笔者选取沌口长江大桥正交异性钢桥面板节段为研究对象。桥面顶板厚16 mm，顶板宽600 mm；U肋厚8 mm，U肋高300 mm；U肋外侧采用坡口角焊缝，钝边坡口55°，焊脚尺寸13.2 mm，焊缝划分为2道外侧；U肋内侧采用贴角焊缝，为单道焊，焊缝夹角78°，焊脚尺寸7.5 mm，并在端部进行围焊，d为熔深，tr为肋板厚，详细的U肋截面尺寸及焊缝接头细节如图1。

1.1 基本假设

模型材料选取Q345q钢，有限元计算中假设：① 焊条与母材材料参数相同，热-物理关系无差异；② 不考虑熔池内存在的化学反应和搅拌流动现象；③ 对流换热系数取62.5，熔点取1 480 ℃。

1.2 有限元仿真模型

由于U肋是对称结构，为充分利用计算资源，在模型对应部位施加对称约束后，建立一半有限元模型(图2)，即可获得比较理想的焊接温度场、残余应力场。在兼顾计算时间并确保有限元计算结果准确性同时，将焊缝及其热源作用区域单元网格密度划分较大，远离焊缝的区域网格密度较小，焊缝区网格最小尺寸为0.41 mm，热影响区网格尺寸1.98 mm，远离焊缝母材区网格尺寸6.41 mm。

选择合适模型边界是保证应力求解准确的关键，U肋与母板对称中心线位置施加对称约束，模版底面施加竖向约束，模拟对应支架平台，横截面一侧施加Z向位移约束。

1.3 焊接温度场计算理论

焊接温度场属于瞬态热分析过程，钢桥面板焊接过程常采用CO2气体保护焊产生的熔池形状与双椭球体热源形状相似[8]，热源加载分为前后两个半球，采用单元生死实现焊缝熔敷金属填充，如图3。

其计算如式(1)。

(1)

式中：f1、f2分别为前后半球热输入比例，f1+f2=2；η为热输入效率，U为电压，I为电流；a为熔宽；b为熔深；c1为前半球长度；c2为后半球长度。

焊缝热源前端温度梯度远大于后端，图4中熔池中心温度超过1 450 ℃，表明焊缝内部金属已达到金属熔点。随着到焊缝中心距离增大，节点处温度峰值逐渐降低，距离焊缝40 mm位置，冷却阶段温度不超过200 ℃。

取距内侧焊道不同距离节点，绘制温度时称曲线，如图5。由图5可知：焊缝中心温度超过1 600 ℃，远离焊缝区域峰值温度迅速降低。

1.4 焊接应力场计算理论

焊接应力场：计算采用间接耦合法，将温度荷载重新读入至U肋构件，因为热分析温度场决定了结构应力场，而焊接应力场对温度场的影响要小很多，且间接耦合分析灵活性好，计算效率高。应力场分析过程中，材料的屈服强度、弹性模量及泊松比将会是影响应力计算的主要力学参数，焊接过程中邻近热源处母材处于高温瞬态场，其材料力学性能随温度改变，如图6。

2 残余应力场试验验证

笔者选用超声波试验设备对残余应力分布方向与大小进行检测，详细的试验过程及试验数据可参考文献[9]。利用传输换能器将临界折射纵波(LCR)以入射角28°定向发射；声波平行于被测材料表面传播；最后使用接收器检测波，如图7。所测得的传播时间与材料应力变化关系如式(2)：

(2)

式中：Δσ为残余应力改变量，其应力方向与LCR传播方向平行；E为弹性模量；L为纵波的声弹性常数；t为纵波传播时间；t0为纵波通过自由应力路径下的传播时间。

焊接残余应力测量精度取决于声弹性常数L。被测结构为各向同性钢材，故采用传播时间改变量t-t0表示残余应力。式(2)中忽略了温度改变造成的时间改变量ΔtT。

图8为根据弹塑性有限元法得到的顶板上表面横向残余应力数值解与实测值对比。相对Q345q钢屈服强度，焊缝-母材熔合区横向残余应力有限元数值解与实测结果最大相差7.54%。这3组数据分布趋势相似且与实测结果吻合度较高，证明了笔者所建立的三维弹塑性模型求解残余应力值的准确性与可行性。

3 残余应力场有限元结果分析

新型U肋双面焊内焊缝采用单层角焊缝，外侧角焊缝考虑焊道熔深划分为外焊层1、外焊层2。点P1、P2为外焊道焊趾；点P3、P4为内焊道焊趾；P5、P6分别为内、外焊缝焊根。

选择U肋1/2横截面路径，绘制如图9的双面焊接顶板上(路径1)、下表面(路径2)纵、横向残余应力。规定纵向应力平行于焊缝方向，横向应力在顶板平面内垂直与焊缝方向。

3.1 双面焊顶板残余应力

路径1、2残余应力如图10。

由图10(a)可知：路径1在焊缝区横向应力达到峰值196.52 MPa，纵向应力在U肋外侧热影响区达到峰值-112.23 MPa。横向应力随距离焊缝长度增加而逐渐降低；纵向应力由焊缝中心线处拉应力向热影响区逐渐降低，直至距离焊缝中心线20 mm处达到压应力峰值点，压应力数值随着距边界距离减小而逐渐降低。

图10(b)中：路径2纵向拉应力在焊缝区部分应力值略大于母材屈服强度，焊缝区横向应力最大值为287.54 MPa。焊缝中心线向母板边界处残余应力逐渐降低，距离焊缝中心线19.39、25.02 mm位置，纵向残余应力分别达到各端压应力极值为-96.53、-91.69 MPa。

3.2 外侧打底焊熔透率对残余应力影响

通过改变外侧打底焊道熔透率，笔者分析了70%、80%、90%、100%熔透率对顶板路径1、2焊接残余应力影响，如图11。

图11中：随着熔透率增大，焊缝区拉残余应力进一步增大，母板区残余应力改变不明显。在保证外侧打底焊缝熔透率不低于80%同时，为进一步降低焊缝接头残余应力值，并减少焊缝接头高残余应力造成的应力腐蚀风险，不建议进行全熔透焊。

4 单面焊与双面焊残余应力对比

为进一步说明双面焊与单面焊残余应力场分布的不同，图12、13绘出了U肋不同位置处的纵向残余应力分布。

4.1 U肋不同位置处的残余应力分布

肋-板接头采用双面焊连接后，U肋外焊缝路径1纵向残余应力峰值减小，路径2纵向残余应力峰值增大；U肋内焊缝路径1残余应力增大，焊缝区纵向残余应力平均值为344.93 MPa。

图12(b)是沿路径1、2的横向应力分布。纵肋内部角焊缝在双面焊结束后，内部贴脚焊缝周围横向残余应力增长较为明显。U肋外侧母板区沿路径1(顶板下表面)横向残余应力增大1倍。顶板上、下表面焊缝区横向残余应力增大，成为纵肋双面焊焊缝接头残余应力增大的直接因素。

U肋沿腹板方向纵向残余应力如图13。采用双面焊后腹板范围内的拉应力分布趋势仍与单面焊相似，拉、压应力峰值点分别距离角焊缝焊趾3.37、23.71 mm。路径3拉应力峰值由446.64 MPa增大至465.16 MPa，相对增大了4.15%，其压应力峰值由-19.23 MPa增大至-26.50 MPa，相对增大37.81%。

4.2 单、双面焊焊趾热点应力比较

焊缝接头中的焊趾处通常是整个构件中应力最大位置，也是产生疲劳裂纹最为显著部位[10]。通过表面外推法并结合有限元数值解可获得焊趾处热点应力。针对顶板表面a型裂纹，国际焊接学会给出了两点线性外推法计算热点应力，如式(3)。

σhs=1.50·σ0.5t-0.50·σ1.5t

(3)

式中：σ0.5t、σ1.5t分别为距焊趾0.5、1.5倍桥面板厚对应的节点应力。

根据有限元数值解，结合相应疲劳试验可进一步推算焊缝接头疲劳寿命，如表1。

表1 U肋焊缝处热点应力幅值

通过对比不同焊趾部位的热点应力，双面焊两侧焊趾部位热点应力更大，疲劳裂纹更有可能出现在图9中的P1、P4位置。

5 不同焊接工艺的双面焊残余应力

钢桥面板U肋双面焊现行工艺为CASE1：完成U肋内部间隙焊接，再进行U肋外侧角焊缝的连接。为提高双面焊U肋的出产速率，笔者提出了内外侧焊缝同时焊接成型技术CASE2。取路径1、 2中2种焊接工艺冷却后产生的残余应力曲线，如图14。路径1不同焊接工艺产生的焊根、焊趾位置残余应力如表2。

表2 路径1不同焊接工艺产生的焊根、焊趾位置残余应力

不同工艺产生的残余应力分布范围基本不变。路径1内焊缝融合线，CASE2纵向残余应力峰值422 MPa，CASE1纵向残余应力峰值382.01 MPa，相对CASE2降低了9.48%；路径2焊缝中心线峰值纵向应力由CASE1的78.99 MPa增大至CASE2的182 MPa。

CASE2在路径2焊缝区产生的横向残余应力〔图14(b)〕小于CASE1，且外侧焊缝较内侧焊缝应力值更大；CASE2在路径1内侧焊缝产生的压应力峰值达到了-104 MPa，远大于相同位置CASE1的-7.51 MPa。

CASE2虽可加快U肋的生产速率，但表2两侧同时施焊会产生更为集中的能量输入，导致焊缝连接区域会产生更大的纵向残余应力，因此不建议新型双面焊内外侧角焊缝同时施焊。

6 层间温度控制法

通过表1、2计算结果可发现：双面焊消除了单面焊外侧角焊缝焊趾存在天然裂缝的不利影响，但内外侧角焊缝的存在也增大了焊趾处的热点应力幅值及焊缝中心线的纵向应力。

焊接速度不变，改变焊道施焊间隔时间可改变不同焊道间的层间温度差值。通过设置焊道间隔时间，分别得到了工况1：外焊缝焊层1-内焊缝；工况2：外焊缝焊层1-外焊缝焊层2，两类层间温度差。设置每类层间温度差值分别为100、150、200、250 ℃。层间温度差异改变了后序焊道的温度分布范围及峰值点，并同时使得构件内部的金相比发生改变，层间温度差异进一步改变了U肋焊缝及周围热影响区的残余应力分布。

6.1 外焊缝焊层1-内焊缝层间温度差

通过改变内外焊缝的施焊时间间隔，得到了路径2不同层间温度差值的残余应力场，如图15。图15中，拉应力峰值随着层间温差数值增大而增大，压应力峰值随层间温差增大亦同时增大。层温差值由100 ℃增至250 ℃时，拉应力峰值由175.56 MPa增加到234.78 MPa，压应力峰值由距离焊缝中心线27.1 mm时的-157.51 MPa变为距离焊缝中心线31.05 mm时的-213.86MPa。

6.2 外焊缝焊层1-外焊缝焊层2层间温度差

外焊缝打底焊与盖面焊焊道施焊时间间隔增大后，层间温差逐渐减小，如图16。纵向残余应力峰值随层间温差增大而增大，峰值应力由167.97 MPa增至250.52 MPa；压应力峰值由-156.37 MPa增至-213.83 MPa。

纵向应力峰值随层间温度差值增大而增大。通过对比图15、16发现：控制焊道层间温度，改变工况2相邻焊层层间温度差，纵向残余应力降低更为明显；适当的减小相邻焊缝的间隔时间可有效的降低焊缝及周围热影响区的残余应力峰值及分布范围，对比不同层间温度的等效残余应力图17，发现层间温差控制在100 ℃，会使得焊缝接头残余应力值更小。

7 结 论

笔者通过建立U肋顶板-腹板焊缝接头双面焊有限元分析模型，参照试验结果，得到了U肋焊缝接头残余应力分布。

1)基于有限元数值解并采用热点应力法计算公式，得到了U肋疲劳热点由应力集中的单面焊焊根部位转移至双面焊焊趾部位，疲劳寿命期内双面焊两侧的焊趾部位及腹板焊趾处更容易产生疲劳裂纹源。

2)CASE1施焊工艺相对CASE2，其路径1焊缝融合线处纵向应力降低了9.48%，路径2纵向残余应力峰值降低了103.01 MPa。采用内、外焊缝同时施焊的施工工艺将会在桥面板上表面焊缝区产生更为不利的横向残余应力分布；U肋双面焊接头采用先内后外的施工工艺有利于残余应力的降低。

3)适当减小相邻焊缝的层间温差可有效降低焊缝及周围热影响区的残余应力峰值及分布范围。建议在U肋制造过程中合理地控制内外侧施焊时间间隔，保证制造速度基础上同时有效降低焊缝及其周围热影响区焊接残余应力。外侧打底焊熔透率增大会使得焊缝接头残余应力进一步增大，在实际操作中，建议维持规范要求的最低80%熔透率下限不变，确保焊缝接头部位残余应力最小化，减少应力腐蚀导致的接头开裂。