正交异性钢桥面板因其自重轻、承载力高及便于制造安装等优点,被广泛应用于现代大跨度桥梁工程。但其焊缝数量多、受力及构造复杂、局部直接承受车辆轮载的反复作用,致使疲劳开裂问题突出,相关病害案例屡见报道,已成为制约其进一步发展和应用的重要因素之一。在钢桥面板的各类构造细节中,闭口 U 肋最为常用,U 肋与顶板焊缝是危害最严重的一类疲劳易损构造细节。近年来,随着自动化、智能化焊接和制造技术的发展,研发新型高疲劳性能构造细节有望成为显著提高正交异性钢桥面板疲劳性能的主要途径。国内外学者经过广泛研究,提出了镦边纵肋构造、大焊脚构造和双面焊构造等多种新型 U 肋与顶板焊接构造细节。其中,双面焊构造作为一种具有广阔应用前景的新型 U 肋与顶板焊接构造细节,自日本学者坂野昌弘等2014年首次提出便受到工程界广泛关注,相关理论与试验研究陆续开展。

新型 U 肋与顶板双面焊构造是利用 U 肋内焊技术,将 U 肋与顶板之间的单侧角焊缝改变为双侧角焊缝形式,从而在传统单面焊构造焊根缺口位置形成一个闭合的刚性区域,显著降低了该区域应力集中效应和焊接缺陷出现的概率。然而,该新型构造细节相比传统单面焊构造焊接工序更多、焊接输入热量更大、焊接热影响区以及由焊接残余应力导致的局部塑性区域将显著增加,加速了结构疲劳损伤,严重影响其疲劳寿命。因此,发展适用于 U 肋与顶板双面焊构造的焊接残余应力调控与疲劳寿命提高的焊后处理措施对该新型构造的进一步推广和应用具有重要意义。目前,工程中常见的焊后处理方法包括热处理法、爆炸法、喷丸法以及超声冲击处理法等。其中,超声冲击处理作为一种新型焊后处理方法,具有执行机构轻巧、使用灵活方便、工作效率高、噪声小、成本低、适用性强等优点,在 U 肋与顶板双面焊构造的焊接残余应力调控与疲劳寿命提高方面具有广阔应用前景。

然而,目前关于超声冲击处理调控焊接残余应力场的研究多集中在对接接头、十字接头或 T 型接头等受力模式明确、焊接工序简单的构件上,对于正交异性钢桥面板这种构造、受力均较复杂的结构研究相对缺乏。而且,目前关于超声冲击处理调控焊接残余应力场的研究多以试验测试为主,由焊接残余应力测试的离散性和复杂性所决定,当前对于超声冲击处理对焊接残余应力场的调控效应仍缺乏全面深入的认识。基于数值分析方法,研究超声冲击处理对 U 肋与顶板双面焊构造的焊接残余应力场的调控效应,对该新型构造在桥梁工程中的推广和应用以及正交异性钢桥面板长寿命、高质量服役具有重要意义。

以某大桥正交异性钢桥面板为研究对象,对于U 肋与顶板双面焊接构造细节,采用数值分析方法对焊接全过程进行模拟,在焊接残余应力场分析结果得到试验验证的基础上,利用显式动力分析方法对超声冲击处理过程进行模拟并验证其正确性,进而探究超声冲击处理对该新型构造细节的焊接残余应力场的调控效应。研究成果可为 U 肋与顶板双面焊接构造细节的疲劳性能研究及抗疲劳设计提供理论依据和经验。

基于焊接残余应力初始化技术对超声冲击处理过程进行模拟是一个典型的多步骤顺序分析过程,涉及热分析、应力分析以及显式动力分析等多个方面,分析过程复杂、计算耗时久,因此有必要在保证足够精度的情况下对该过程进行一定程度的简化分析。相关研究表明,利用平面应变模型对焊接残余应力进行分析具有较高的精度,能够准确反映起、熄弧焊缝之外的焊接残余应力场分布规律;与三维焊接模型相比,平面应变模型可以在焊趾、焊根等应力梯度较大的位置采用更为密集的网格,以方便后期残余应力场调控分析、疲劳寿命评估分析等。鉴于此,基于通用有限元分析软件ABAQUS建立 U 肋与顶板双面焊构造的平面应变模型,研究超声冲击处理对焊接残余应力场的调控效应。图 1 为该有限元分析模型的流程。

图 1 有限元分析模型多步骤顺序分析流程

1.1 研究对象

分析模型具体尺寸为:顶板厚度 16 mm; U 肋厚度 8 mm,上口宽 300 mm,下口宽 180 mm,高 280 mm,采用 Q345 桥梁专用钢,如图 2a 所示。U 肋与顶板双面焊构造内、外侧焊缝焊脚尺寸分别为 8 mm 和15 mm, U 肋外侧坡口角度为 50°,熔透率为 75%。U 肋与顶板双面焊构造细节具体尺寸如图 2b 所示。该新型焊接构造采用 CO₂ 气体保护焊,包括 3 道焊接工序,按照施工顺序分别是内焊、打底焊和盖面焊,如图 2c 所示。每道焊接工序参数见表 1 所列。

a—U 肋尺寸; b—A 大样; c—焊接工序。

图 2 新型 U 肋与顶板双面焊接构造 mm

表 1 焊接参数

1.2 焊接残余应力分析模型

因焊接过程复杂,涉及金属相变、材料高度非线性等问题,需对焊接过程模拟做一定的简化。研究表明,焊接过程中的温度场直接影响焊接残余应力的分布,而应力场对温度场几乎没有影响。基于此,焊接残余应力可通过通用有限元软件ABAQUS中的热-应力多步分析得到。具体分析过程为:首先进行热分析,得到各结点温度变化历程;然后将结点温度历程分析结果导入应力分析模型中,作为焊接残余应力场求解的荷载条件;通过逐步施加结点温度增量计算得到各结点位移增量,再利用弹塑性应力-应变关系求得各结点应力增量,最终得到焊接残余应力场的分布。

鉴于模型具有对称性,仅取一半建立有限元模型,在对称面上施加正对称约束条件,另一侧仅约束y方向自由度(U_z= 0) ,如图 3 所示。模型中热分析采用四结点线性传热单元 DC2D4 模拟,应力分析采用四结点双线性减缩积分平面应变单元 CPE4R 模拟。网格尺寸的大小对分析结果精度具有显著影响,一般来说,网格尺寸减小,计算精度提高,但计算效率降低。为平衡计算精度与效率的关系,在保持有限元模型全局 2 mm 网格尺寸的基础之上对焊缝区域网格进行了局部加密,经过反复试算,确定焊缝局部区域网格尺寸为 0.1 mm,冲击针网格尺寸为 0.2 mm。

图 3 有限元分析模型

因 Q345 钢材在焊接状态下的应力、应变关系以及相关材料特性尚无详细数据,一般采用相关文献以及欧规 Eurocode 3 中高温条件下 Q345 钢材的相关材料特征参数,如图 4 和图 5 所示。为考虑材料应变硬化效应,模型中采用双线性等向强化本构模型,切线模量设置为弹性模量的0.6%。焊接热源采用热量均匀分布的体热源模拟,每道焊缝输入的有效功率 Q 计算式为:

Q = ηUI

(1)

式中: η为热源热量转化效率,取η = 0.7 ;U和I分别为焊接电压和焊接电流。每道焊输入的有效功率见表 1 所列。

图 4 Q345 钢材热物理特性

图 5 Q345 钢材热力学特性

1.3 超声冲击模型

基于焊接残余应力分析模型,利用应力、应变初始化技术,将焊接残余应力场作为超声冲击处理模型的初始分析状态,在此基础上探究超声冲击处理对 U 肋与顶板双面焊接构造细节的焊接残余应力场的调控效应。超声冲击针尖端为半圆形,直径2 mm,长度为 3 mm,与顶板下表面夹角 50°,如图 6 所示。冲击针头与焊趾区域设置接触相互作用,法向设置为硬接触,切向摩擦系数设置为 0.5。超声冲击处理过程中冲击针变形很小,为提高计算效率,模型中将其假设为不可变形的刚体。冲击针在超声波激励作用下发生简谐振动,位移可用式(2)表示。

x(t) = Asin(2πf_ult)

(2)

式中:A为冲击针振幅;f_ul为超声波振动频率;t为时间。

对式(2)求导即可得到冲击针速度:

v_imp= 2πf_ulA

(3)

模型采用质量比例阻尼技术来降低显式动力分析过程中的数值震荡:

C = αM = 2ω₀ξM

(4)

其中

式中: C为有限元阻尼矩阵;M为有限元模型质量矩阵;α为质量比例阻尼系数;ω₀为固有频率;ξ为阻尼比;E、ρ和 T 分别为弹性模量、密度和板件厚度,在本模型中取值分别为 206 GPa、7850 kg/m³ 和16 mm。通过反复试算,阻尼比 ξ 为 0.5。

图 6 冲击针模型

2.1 计算熔化区形状与焊缝形貌对比

基于ABAQUS软件中热-应力多步骤分析方法求解焊接残余应力场:包括温度场分析和应力场分析两个部分,而焊接温度场在很大程度上决定了焊接残余应力的分布,因此焊接温度场的准确分析是焊接残余应力场求解以及后续超声冲击分析的前提和基础。由相关文献可知,Q345 钢材的熔点约为 1440 ℃,该温度所对应的等温线即为焊接熔合线,由焊接熔合线包围的区域即为焊接熔化区。由于焊接熔化区温度很高,相关测试数据较为缺乏,难以对有限元模型的熔化区温度进行直接验证。因此,将有限元模型分析所得熔化区形状和大小与实际焊接接头形貌进行对比,对验证焊接温度场分析结果具有重要意义。

图 7 为有限元模型分析得到的 U 肋与顶板双面焊构造各道焊熔化区与实际焊缝形貌的对比情况。图中 NT11 代表结点温度。数值计算熔化区与实际焊缝形貌对比结果表明:数值计算中内焊、打底焊和盖面焊熔化区形状大小与实际情况基本一致,有限元模型对 U 肋与顶板双面焊构造焊接熔化区和温度场的模拟基本满足要求。

a—内焊对比; b—打底焊对比; c—盖面焊对比。

图 7 数值计算熔化区与实际焊缝形貌比较 ℃

2.2 焊接残余应力场验证

相关研究表明,在局部轮载作用下,U 肋与顶板双面焊接构造细节主要发生两种破坏模式,即由内侧顶板焊趾起裂沿顶板厚度方向扩展(破坏模式Ⅰ)和由外侧顶板焊趾起裂沿顶板厚度方向扩展(破坏模式Ⅱ) ,如图 8 所示。因此,在分析 U 肋与顶板双面焊接构造的焊接残余应力时,主要考虑对该新型构造细节疲劳性能影响较大的横向残余应力,即在内侧或外侧顶板焊趾处沿顶板厚度垂直于焊缝方向的残余应力。

图 8 新型 U 肋与顶板双面焊构造的两种主要破坏模式

为验证焊接残余应力分析模型,基于超声波法对 U 肋与顶板双面焊构造的焊接残余应力场进行测试。超声波法测试残余应力原理及相关试验细节详见相关文献,因篇幅限制,此处不再赘述。图 9 为有限元模型分析得到的焊接残余应力分布云图,可以看出,双面焊构造内、外侧顶板焊趾区域均存在较大的焊接残余拉应力。分别提取焊缝区域顶板上表面纵、横向残余应力以及顶板下表面纵、横向残余应力,并与超声波法测试数据进行对比,如图 10 和图 11 所示。对比结果表明,有限元模型分析得到的焊接残余应力与超声波法测试数据分布规律较为一致,但在量值上存在一定偏差。推测该偏差与有限元模型难以考虑焊接热源的移动效应及焊接残余应力测试本身的离散性大有关。

图 9 有限元分析焊接残余应力分布 MPa

图 10 有限元分析横向焊接残余应力σ_y分布与实测数据对比

图 11 有限元分析纵向焊接残余应力σ_x分布与实测数据对比

2.3 超声冲击模拟验证

超声冲击处理设备主要由超声发生器和冲击枪两部分组成,如图 12a 所示。超声冲击处理的相关参数见表 2 ,根据式(2)即可计算得到冲击针的速度为 6.3 m/s,冲击针反复冲击次数为 30 次。U 肋与顶板双面焊接构造经超声冲击处理后的形态如图 12b 所示。图 13 为有限元模型分析得到的超声冲击坑与实际冲击坑的对比情况。结果表明,有限元模拟冲击坑与实际冲击坑形状大小相似。这在一定程度上验证了该有限元模型模拟超声冲击处理过程的准确性。

a—超声冲击处理设备; b—冲击坑。

图 12 超声冲击处理

a—试验冲击坑; b—模拟冲击坑。

图 13 模拟冲击坑与实际情况对比

表 2 超声冲击处理参数

超声冲击处理对 U 肋与顶板双面焊接构造的焊接残余应力场的调控效应主要存在于 U 肋与顶板焊趾局部很小的区域,而超声波测试探头尺寸较大难以对该局部区域残余应力变化进行直接测试。相关文献中所用材料、焊接方法等与本试验基本一致,仅冲击针尺寸、超声频率等与本试验略有差别,因此将模型中冲击针尺寸、冲击速度等参数调整一致后即可利用其试验数据对本模型正确性做进一步验证。图 14 为有限元模型分析得到的沿板厚度方向分布的横向残余应力与试验数据的对比情况。考虑到超声冲击处理导致焊趾区域表面形貌改变,残余应力测试精度降低,可认为有限元分析结果与试验数据吻合基本良好,超声冲击模型能够准确模拟超声冲击处理过程。

图 14 有限元模型所得超声冲击残余应力σ_y分布与实测数据对比

在有限元模型准确性得到试验验证的基础上,开展超声冲击处理对 U 肋与顶板双面焊构造的焊接残余应力调控效应研究,对不同冲击次数和不同冲击速度下焊缝区域残余应力场的变化进行分析,以期为后续研究提供相关参考。为表述方便,此处作统一说明: 1) 仅以 U 肋与顶板双面焊接构造内侧顶板焊趾为例来说明超声冲击处理对其焊接残余应力场的调控效应,外侧顶板焊趾与之相似,不再赘述; 2)拉应力为正,压应力为负; 3) “UIT-0” 代表超声冲击处理前初始焊接残余应力分布状态;“UIT-m”为超声冲击针冲击 m 次后残余应力分布状态。

3.1 冲击次数的影响

图 15 为 U 肋与顶板双面焊接构造的顶板下表面横向残余应力随冲击次数的变化规律。结果表明: 1) 在超声冲击处理之前,U 肋与顶板双面焊构造的焊趾附近区域存在(焊接)残余拉应力,经超声冲击处理后,该区域拉应力消失,且引入了一定量值的残余压应力,应力降低幅度最大为 427.2 MPa; 2) 随超声冲击针冲击次数增加,残余压应力量值逐渐增大,当冲击次数超过 20 次后,残余压应力量值变化不再显著; 3) 由焊缝、冲击针几何形状所决定,残余压应力最大值出现在距焊趾约 1.1 ~ 2.0 mm 区域,量值为 320.0 MPa。

图 15 顶板下表面的横向残余应力σ_y随冲击次数的变化

图 16 为 U 肋与顶板双面焊接构造沿顶板厚度方向的横向残余应力随冲击次数的变化规律。结果表明: 1) 经超声冲击处理后,顶板下表面焊趾区域残余应力由 97.4 MPa (拉)减小为 -185.2 MPa(压),应力降低幅度达 282.6 MPa; 2) 经超声冲击处理后,自顶板下表面至一定深度范围内均存在残余压应力,该深度即为冲击影响深度; 3) 由超声冲击处理所引入的残余压应力最大值存在于顶板亚表面,约为 -357.5 MPa; 4) 冲击影响深度随冲击针冲击次数增加而增大,当冲击次数超过 20 次后,冲击影响深度变化不再显著。

图 16 沿顶板厚度的横向残余应力σ_y随冲击次数的变化

3.2 冲击速度的影响

图 17 和图 18 分别为 U 肋与顶板双面焊接构造的顶板下表面以及沿顶板厚度方向的横向残余应力随冲击速度的变化规律。结果表明: 1) 随超声冲击针冲击速度增加,顶板下表面残余压应力量值逐渐增大;当冲击速度超过 6 m/s 后,顶板下表面残余压应力量值变化不再显 著。2) 当冲击速度为 5 m/s 时,由超声冲击处理所引入的残余压应力达到最大值,为 -405.9 MPa;随着冲击速度继续增大,残余压应力最大值反而有所减小,但残余压应力最大值的分布深度随冲击速度增大而增大;当冲击速度增大至 7 m/s 时,残余压应力最大值的分布深度已达 0.8 mm。3)冲击影响深度随冲击针冲击速度增大而增大,冲击速度从 4 m/s 增加至 5 m/s,冲击影响深度较为明显;随着冲击速度继续增大,冲击影响深度的增长越来越缓慢。

图 17 顶板下表面的横向残余应力σ_y随冲击速度的变化

图 18 沿顶板厚度的横向残余应力σ_y随冲击速度的变化

1) 以 U 肋与顶板双面焊接构造的焊接残余应力应变场为模型初始状态,建立超声冲击处理有限元模型,经相关试验验证,该有限元模型能够准确模拟超声冲击处理对 U 肋与顶板双面焊接构造的焊接残余应力场的调控效应。

2) 经超声冲击处理,U 肋与顶板双面焊接构造的焊趾区域残余应力状态由拉转为压,应力降低幅度最大值为 427.2 MPa;自顶板下表面至一定深度范围内均存在残余压应力,且最大压应力值出现在顶板亚表面。

3) 随超声冲击针冲击次数增加,U 肋与顶板双面焊构造的顶板下表面残余压应力量值、冲击影响深度均逐渐增大;随超声冲击针冲击速度增大,所引入的残余压应力最大值的分布深度逐渐增大,当冲击速度增大至 7 m/s 时,残余压应力最大值的分布深度已达 0.8 mm。

来源：刘红胜, 罗永传, 韩少辉, 等. 新型U肋与顶板双面焊接残余应力场的超声冲击调控方法研究[J]. 钢结构(中英文), 2021, 36(10): 25-33.

doi:10.13206/j.gjgs20092301