板桁結合加勁梁弦桿焊接殘余應力影響研究

潘濟，王盛銘，程翔，閆勇

（1.溫州甌江口大橋有限公司，浙江 溫州 325027；2.西南交通大學，成都 610031；3.浙江數智交院科技股份有限公司，杭州 310006）

1 引言

板桁結合加勁梁是一種將正交異性鋼橋面板與桁架結合的加勁梁形式。 與傳統非結合型鋼桁加勁梁相比，板桁結合型加勁梁具有抗彎與抗扭剛度大、抗風穩定性好、行車舒適性高、施工方法更加靈活、節省鋼材等優點，廣泛應用于多座大跨徑橋梁[1]。 板桁結合加勁梁中各板件主要通過焊接和螺栓連接實現， 而構件在焊接過程中的局部升溫和快速冷卻會產生焊接殘余應力和殘余變形， 對構件的安裝精度和服役壽命產生不利影響[2-3]。 本文以溫州甌江北口大橋為研究背景，基于ABAQUS 有限元軟件建立弦桿的局部有限元模型模擬橋面焊接過程，探討焊接殘余應力的分布特征及影響規律。

2 工程背景

甌江北口大橋主橋橋型方案為2×800 m 三塔四跨雙層鋼桁加勁梁懸索橋。 加勁梁采用板桁結合式整體鋼桁梁，橋面板參與主桁共同受力，其中，鋼桁架桁高12.5 m，橫向采用兩片主桁，桁間距為36.2 m，標準節間長為10 m，加勁梁一般梁段采用2 節間為一個整體全焊制造節段，中塔及邊塔支點處、主跨跨中處采用單節間整體全焊制造節段， 梁端邊支點處1.5 個節間為一個整體全焊制造節段。 同一節段內所有構件的工廠連接均采用焊接；節段之間除上、下層公路鋼橋面板頂板、弦桿頂板連接均采用焊接外，節段間其余的上、下層公路鋼橋面板的U 肋及板肋、弦桿腹板和底板、斜腹桿的工地連接均采用高強度螺栓連接。 節段之間抗風穩定板的工地連接采用普通螺栓連接。

3 焊接過程模擬

3.1 熱物理和機械性能參數

甌江北口大橋加勁梁選用的鋼材為Q345qD，焊接過程中涉及材料熱彈塑性變形與金相轉變，參照文獻[4]取Q345qD鋼材隨溫度變化的熱物理性能參數（比熱容、導熱系數、熱交換系數、密度）和力學性能參數（彈性模量、屈服強度、泊松比），其中，焊接用熔敷金屬和加勁梁鋼材選用同一材料特性。熱對流和熱輻射是焊接構件與周圍介質進行能量交換的主要方式[5]，參照文獻[5] 將熱輻射系數為0.85，熔池結晶潛熱為300 kJ/kg，固液、液固轉變溫度分別為1 535 ℃和1 500 ℃。 焊接過程中采用CO2氣體保護焊和埋弧自動焊兩種工藝，共4 道焊道，兩道焊之間的冷卻時間為300 s。 具體焊接工藝參數見表1。

表1 焊接參數

3.2 有限元模型建立

基于有限元軟件ABAQUS 建立弦桿局部有限元模型，將每塊弦桿板件與板肋簡化成一塊板來建模。 首先建立瞬態熱模型求解焊接溫度場；然后建立靜力模型，焊接溫度場計算模型采用DC3D8 傳熱六面體單元， 焊接應力場計算模型采用C3D8R 三維應力單元。

3.3 焊接溫度場分析

現場橋面焊接工藝分為4 道焊，因此，在模型中建立了4個焊接分析步，前3 個焊接分析步的焊接速度為6 mm/s，根據焊縫長度確定時間為475 s，第4 個焊接分析步的焊接速度為7 mm/s，根據焊縫長度確定時間為408 s，相鄰焊接分析步之間設冷卻分析步，冷卻時間為300 s，最后一個焊接分析步結束后設2 500 s 的冷卻分析步使模型冷卻至室溫。 假定初始環境溫度為20 ℃，對構件表面添加表面熱交換條件與表面輻射后施加溫度場荷載，在溫度場計算中利用DFLUX 子程序加載雙橢球Goldak 熱源模型[8]來模擬焊接熱源的移動。

焊接剛開始時，溫度迅速升高，經過一段時間后，在加載區域形成較為穩定的溫度場。 在焊接過程中，移動熱源的中心溫度可達2 191 ℃，熱量基本上只在熱源附近分布，當熱源移動過后，該區域的溫度迅速降低；在冷卻過程中，溫度逐漸從焊縫區域開始向周圍擴散，同時焊縫區域溫度逐漸降低，但弦桿腹板、U 肋和板肋僅小部分與焊縫相交的區域有溫度升高，焊接溫度的影響范圍基本只在弦桿頂板和橋面板上分布。 冷卻1 462 s 后，焊件已完全冷卻至室溫。

3.4 焊接應力場分析

對弦桿局部模型施加如下邊界條件：（1）前后兩個端面（橋面板、板肋、U 肋和弦桿端面）施加固定約束；（2）橋面板與橫隔板側向端面約束橫橋向位移， 將瞬態熱模型中各節點的溫度場計算結果作為外荷載施加到靜力模型上計算。 提取焊件完全冷卻至室溫后的應力作為焊接殘余應力。 本文規定垂直焊縫方向的殘余應力為橫向殘余應力，后續說明也以此為準。提取縱、橫向殘余應力前首先定義兩條提取路徑：（1）路徑1 是距離弦桿邊緣400 mm，長度為580 mm 的路徑；（2）路徑2 是距離弦桿邊緣650 mm，位于兩塊腹板對稱軸處的路徑，長度為580 mm。

沿路徑1 和路徑2 的縱、 橫向焊接殘余應力分布狀態如圖1 所示。

圖1 殘余應力分布

縱向殘余應力在垂直于焊縫方向上出現拉應力區和壓應力區，拉應力區的范圍非常小，僅在距離焊縫45 mm 的寬度范圍內分布，拉應力也僅在焊縫區維持較高水平，焊縫內熔敷金屬最大應力達到400 MPa， 焊縫邊緣處弦桿頂板的應力達到318 MPa，已經接近材料的屈服應力，隨著距焊縫中心的距離逐漸增加，拉應力迅速減小并轉變為壓應力，壓應力的變化較為平緩，且數值較小。 焊接時縱橋向的約束比橫橋向的約束要大，這導致在焊接區域附近，同一位置的縱向殘余應力要大于橫向殘余應力，焊縫邊緣處弦桿頂板的應力達到200 MPa；路徑2 存在板肋的約束，而路徑1 沒有，所以，當距焊縫中心線距離增加后，兩條路徑上橫向殘余應力減小的速度不同，但最終都會下降到同一水平。

4 焊接對弦桿腹板處高強螺栓的影響

焊接溫度場和應力場結果表明：第一道焊接結束后，已經在焊縫處形成了殘余應力和殘余變形， 殘余應力和殘余變形會影響周圍的構件并形成應力和變形，當第二道焊接開始時，熱源局部的應力變化打破了第一道焊接產生的應力狀態，并在焊縫處產生新的殘余應力和殘余變形， 又對周圍的構件產生新的影響。

焊接完成后在弦桿腹板處形成穩定的應力場， 弦桿腹板是由節點板和高強螺栓來連接的，因此，該應力場也會對高強螺栓產生影響， 考慮真實情況的下弦桿腹板螺栓群在該應力場中的分布情況如圖2 所示。

圖2 螺栓群在弦桿腹板應力場中的分布

由圖2 可以看出，編號為1～22 號的螺栓是受到腹板應力場影響最主要的螺栓群，其中，編號為5 號和6 號的螺栓周圍的應力最大，可以認為這兩個螺栓是最危險的。

5 號和6 號螺栓由于距離熱源最近，焊接結束后其應力最終穩定在123 MPa，其次是4 號和7 號螺栓，其應力最終穩定在101 MPa，總體來說，離熱源越遠，螺栓應力越小，因此，5 號和6 號螺栓是最需要關注的。

在每道焊接初期，熱源移動到弦桿頂板與腹板連接處，破壞了上一道焊接冷卻過程形成的殘余應力場， 引起螺栓的應力迅速下降，這個過程非常短暫，當熱源離開該區域后，留下的殘余溫度場引起頂板和腹板變形，使螺栓的應力逐漸增大，這一過程隨溫度的降低而逐漸平緩，因此，螺栓的應力有3 次突然下降和4 次迅速升高的趨勢。 此外，螺栓應力主要增長的時間是在3 道焊接結束后的冷卻過程，在前2 個冷卻過程中，螺栓應力變化的幅度最大，第三次冷卻結束后，螺栓的應力已經接近最終應力，第四道焊接對螺栓應力變化的影響較小。 此外，由于焊縫兩側結構并非完全對稱，在焊縫兩側對稱分布的螺栓不會有完全一致的應力，但整體差異不大。

5 結論

本文利用ABAQUS 有限元軟件建立了弦桿焊接區域的局部有限元模型，模擬了弦桿頂板的焊接過程，獲取焊接溫度場和焊接殘余應力場的分布， 并對焊接過程中弦桿腹板處螺栓的應力變化進行分析，得到結論如下。

1）弦桿頂板處縱向焊接殘余應力沿垂直方向成拉-壓分布狀態，在距焊縫中心約45 mm 范圍內主要為拉應力，焊縫邊緣處弦桿頂板最大應力為318 MPa，接近材料屈服應力，橫向殘余應力的應力水平相對較低， 焊縫邊緣處弦桿頂板最大應力為200 MPa，因此，在實際設計時更應重視縱向殘余應力。

2）在弦桿頂板與橋面板上傳遞的過程中受到弦桿腹板與加勁肋的約束，因此，焊縫附近殘余應力呈現“波浪”式分布。焊縫及其周圍應力達到了鋼材的屈服應力。

3）弦桿腹板處距離焊縫最近的螺栓應力最大，其值達到了123 MPa， 螺栓應力主要增長的時間是在前3 道焊接結束后的冷卻過程，在前2 個冷卻過程中，螺栓應力變化的幅度最大，第三次冷卻結束后，螺栓的應力已經接近最終應力，第四道焊接對螺栓應力變化的影響較小。