正交異性板縱肋—面板焊接接頭熱點(diǎn)應(yīng)力分析

遲嘯起 張海芳

(北京工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院，北京 100124)

正交異性板縱肋—面板焊接接頭熱點(diǎn)應(yīng)力分析

遲嘯起 張海芳

(北京工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院，北京 100124)

對(duì)某大橋正交異性鋼橋面板的縱肋—面板焊接接頭進(jìn)行了熱點(diǎn)應(yīng)力法實(shí)體單元有限元分析，通過ABAQUS的模擬分析結(jié)果表明，輪壓對(duì)于正交異性板鋼橋面板的應(yīng)力影響范圍很小，對(duì)縱肋—面板焊接接頭的應(yīng)力提升不明顯，接頭非線性應(yīng)力分布在距離焊趾0．4t的范圍內(nèi)，應(yīng)力分布特點(diǎn)與以往針對(duì)平板焊接結(jié)構(gòu)的熱點(diǎn)應(yīng)力研究成果相吻合。

正交異性板，縱肋—蓋板接頭，熱點(diǎn)應(yīng)力，疲勞分析

0 引言

正交異性鋼橋面板在我國目前大跨橋梁的建設(shè)當(dāng)中應(yīng)用十分廣泛，同時(shí)其在工程中最主要的病害是焊接接頭的疲勞開裂。目前針對(duì)焊接接頭的疲勞壽命評(píng)估主要使用基于S—N曲線的名義應(yīng)力法。但是在實(shí)際工程中名義應(yīng)力法的應(yīng)用有諸多的限制，一方面復(fù)雜連接部位的名義應(yīng)力通常無法找到明確的分類，另一方面，使用有限元分析計(jì)算解析法難以得出的局部應(yīng)力時(shí)，其應(yīng)力結(jié)果的導(dǎo)出也很難做到精確合理。

隨著有限元的廣泛應(yīng)用，熱點(diǎn)應(yīng)力法在近20年來得到很大發(fā)展。特別是基于表面外推針對(duì)焊趾開裂的熱點(diǎn)應(yīng)力法疲勞分析研究成果顯著，在船舶工程［1］、機(jī)械制造業(yè)［2］中廣泛應(yīng)用。熱點(diǎn)應(yīng)力法應(yīng)用到鋼橋的疲勞壽命評(píng)估的實(shí)踐還不多，因此針對(duì)其進(jìn)行研究探討很有意義。

1 基本原理

1．1 熱點(diǎn)應(yīng)力以及其組成

焊接結(jié)構(gòu)中，焊接切口效應(yīng)會(huì)影響焊趾附近區(qū)域應(yīng)力沿板厚的線性分布。焊趾處的切口應(yīng)力值要比名義應(yīng)力值高得多，而這控制著沿板厚方向的疲勞開裂。因?yàn)樵诔跏剂鸭y出現(xiàn)前在這一點(diǎn)產(chǎn)生了塑性應(yīng)變，這一區(qū)域的溫度也會(huì)升高，因此形象的稱為熱點(diǎn)，熱點(diǎn)應(yīng)力法即是對(duì)此熱點(diǎn)進(jìn)行疲勞分析的方法。在熱點(diǎn)區(qū)域的非線性的應(yīng)力分布由膜應(yīng)力、板的彎曲應(yīng)力以及非線性應(yīng)力峰值三部分組成，Hobbacher［3］給出了三種應(yīng)力的分布函數(shù)，熱點(diǎn)應(yīng)力法中的熱點(diǎn)應(yīng)力并不考慮非線性應(yīng)力峰值的影響，根據(jù)IIW的規(guī)定，在實(shí)際應(yīng)用中其值由式(1)表示。

其中，σhs為熱點(diǎn)應(yīng)力值;σmem為膜應(yīng)力;σben為板的彎曲應(yīng)力。

1．2 熱點(diǎn)類型及表面外推公式

在使用熱點(diǎn)應(yīng)力法時(shí)，根據(jù)IIW的規(guī)定，焊接部位的熱點(diǎn)分為兩種類型(見圖1)：

1)位于板的表面。

2)位于板的邊緣。

圖1 不同類型的熱點(diǎn)

本文中所要研究的縱肋—面板焊接接頭焊趾開裂為1)類型的熱點(diǎn)。

熱點(diǎn)應(yīng)力本質(zhì)上是一個(gè)假想值，而在應(yīng)用中如何考慮焊趾處的非線性應(yīng)力峰值是一個(gè)重要問題。根據(jù)Ericksson［4］研究，非線性應(yīng)力峰值包含了兩種應(yīng)力提高因素(見圖2)。一種為切口效應(yīng)所引起，另一種為局部幾何因素所引起。簡單的分離這兩部分的方法就是找到距離焊趾一個(gè)合適位置的表面外推點(diǎn)。以往研究表明非線性應(yīng)力峰值的影響通常在距離焊趾0．3t～0．4t就基本消失。各國研究學(xué)者和船級(jí)社外推點(diǎn)的選取以及外推公式不盡相同，其中國際焊接學(xué)會(huì)IIW建議采用距離焊趾0．4t和1．0t兩點(diǎn)作為線性外推點(diǎn)，給出的外推公式為式(2)。

其中，σ0．4t為距離焊趾 0．4 倍面板厚度處的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力;σ1．0t為距離焊趾1．0倍面板厚度處的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力。

圖2 焊趾附近的應(yīng)力構(gòu)成

2 模型建立

本文針對(duì)某大橋正交異性鋼橋面板進(jìn)行有限元分析，采用8縱肋局部模型，因橫隔板對(duì)橋面板起到了支撐作用，因此跨度采用橫隔板的間距4 m。橋面板的板厚為14 mm，每個(gè)縱肋相距600 mm，典型縱肋為梯形縱肋，縱肋尺寸見圖3。

根據(jù)Hobbacher的研究，熱點(diǎn)應(yīng)力法的有限元模型宜采用8節(jié)點(diǎn)的板殼單元以及20節(jié)點(diǎn)的縮減積分實(shí)體單元，并且單元的積分點(diǎn)或者節(jié)點(diǎn)應(yīng)與外推點(diǎn)的位置是一致的，這樣才能保證計(jì)算的精度。

本文中采用實(shí)體單元進(jìn)行建模，模擬輪壓荷載在跨中的作用，輪壓面積按照國內(nèi)規(guī)范的要求采用600 mm×200 mm，輪壓橫向間距為1．8 m，軸重100 kN，荷載根據(jù) Zhi-Gang Xiao等人［5］的研究使荷載中心布置在肋壁上方，荷載位置局部網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)化，計(jì)算模型見圖4，其中圖4a)為計(jì)算整體模型，圖4b)為縱肋—面板連接局部。

圖4 正交異性鋼橋面板有限元模型

3 有限元分析結(jié)果

經(jīng)過有限元計(jì)算，得到了正交異性鋼橋面板整體模型的Mises應(yīng)力云圖，如圖5a)所示，縱肋—面板連接放大得到的S11應(yīng)力云圖如圖5b)所示。

圖5 正交異性鋼橋面板模型應(yīng)力云圖

由圖5可知，在輪壓荷載下，面板上的應(yīng)力分布范圍較小，兩個(gè)輪壓對(duì)應(yīng)力產(chǎn)生的疊加效應(yīng)并不明顯。由于縱肋肋壁的支撐作用，肋壁上方的橋面板產(chǎn)生了較大的拉應(yīng)力。而對(duì)于焊趾附近區(qū)域的應(yīng)力情況，通過統(tǒng)計(jì)節(jié)點(diǎn)應(yīng)力值，得到結(jié)果如圖6所示，可見焊縫區(qū)域的應(yīng)力集中效應(yīng)還是十分明顯的，而這種應(yīng)力集中的現(xiàn)象在距離焊趾4 mm～5 mm處就基本消失，這與IIW規(guī)范以及以往針對(duì)平板焊接結(jié)構(gòu)的研究成果是吻合的，因此將IIW規(guī)范的熱點(diǎn)應(yīng)力法用于正交異性板縱肋—面板連接進(jìn)行疲勞估算是合適的。

計(jì)算模型中縱肋—面板連接距離焊趾0．4t和1．0t外推點(diǎn)應(yīng)力分別為－55．76 MPa和－42．26 MPa，通過外推公式計(jì)算得到的熱點(diǎn)應(yīng)力值為－64．81 MPa。因?yàn)闊狳c(diǎn)應(yīng)力是線性應(yīng)力的疊加，因此對(duì)于該大橋正交異性板縱肋—面板焊接接頭疲勞壽命估算時(shí)，在彈性范圍內(nèi)可以使用100 kN軸載下的此熱點(diǎn)應(yīng)力值為基準(zhǔn)進(jìn)行計(jì)算。

圖6 正交異性鋼橋面板縱肋—蓋板連接焊接趾附近的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力

根據(jù)IIW規(guī)范，縱肋—面板焊接接頭熱點(diǎn)應(yīng)力符合100分級(jí)，考慮軸載為0～1加載情況，則100 kN軸載對(duì)應(yīng)的疲勞應(yīng)力幅為64．81 MPa，可以得出該大橋正交異性板縱肋—面板焊接接頭200萬次疲勞壽命對(duì)應(yīng)的等效軸載為154．3 kN。

4 結(jié)語

在輪壓荷載下，面板上的應(yīng)力分布范圍較小，兩個(gè)輪壓對(duì)應(yīng)力產(chǎn)生的疊加效應(yīng)不明顯。針對(duì)本文的正交異性板設(shè)計(jì)方案，采用20節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元模擬其縱肋—面板焊接接頭時(shí)，焊接區(qū)域的應(yīng)力集中現(xiàn)象分布在距離焊趾0．4t以內(nèi)，之后應(yīng)力呈線性分布。利用IIW規(guī)范對(duì)該焊接接頭進(jìn)行疲勞估算時(shí)，在100 kN軸載下，縱肋—面板焊接接頭熱點(diǎn)應(yīng)力值為－64．81 MPa。200萬次常幅疲勞壽命對(duì)應(yīng)的軸載為154．3 kN。

［1］詹志鵠，夏洪祿．船舶縱向構(gòu)件疲勞評(píng)估的熱點(diǎn)應(yīng)力方法［J］．船海工程，2007，36(4)：15-19．

［2］王 忠，張開林，魏 朔．機(jī)車減振器座焊縫疲勞的熱點(diǎn)應(yīng)力分析［J］．內(nèi)燃機(jī)車，2006(8)：12-14，21．

［3］Hobbacher A．Recommendations for Fatigue Design of Welded Joints and Components IIW Document XIII-1965-03，XV-1127-03，Paris，2005．

［4］Ericksson A．Weld Evaluation Using FEM：A Guide to Fatigueloaded Structures［M］．Stockholm：Industrilitteratur，2003．

［5］Xiao Z．G．，Yamada K．，Inoue J．，et al．Fatigue Cracks in Longitudinal Ribs of Steel Orthotropic deck．Int．J．Fatigue，2009 (28)：409-416．

Analysis on hot-spot stress of orthotropic longitudinal rib-surfacing plate welding joint

CHI Xiao-qiZHANG Hai-fang

(College of Building Engineering，Beijing University of Industry，Beijing 100124，China)

The paper carries out the finite element analysis of hot-spot stress method of orthotropic longitudinal rib-surfacing plate welding joint．ABAQUS simulation results show that：the wheel-pressure has little effect upon the steel-plate bridge stress influence scope of orthotropic plate，there is little effect of longitudinal rib-surfacing plate stress，nonlinear stress distribution of the joint is within 0．4t，stress distribution features are in accordance with the hot-spot stress research achievements of the horizontal plate welding structure．

orthotropic plate，longitudinal rib-covering slab joint，hot-spot stress，fatigue analysis

U443．31

A

10.13719/j.cnki.cn14-1279/tu.2012.22.072

1009-6825(2012)22-0179-02

2012-05-04

遲嘯起(1986-)，男，在讀碩士