鋼橋面板加勁肋焊縫位置熱點(diǎn)應(yīng)力數(shù)值分析

傅中秋, 吉伯海, 王滿滿, 章青

(1.河海大學(xué)土木與交通學(xué)院,江蘇南京210098;2.河海大學(xué)力學(xué)與材料學(xué)院,江蘇南京210098)

鋼橋面板加勁肋焊縫位置熱點(diǎn)應(yīng)力數(shù)值分析

傅中秋1, 吉伯海1, 王滿滿1, 章青2

(1.河海大學(xué)土木與交通學(xué)院,江蘇南京210098;2.河海大學(xué)力學(xué)與材料學(xué)院,江蘇南京210098)

采用8節(jié)點(diǎn)單元和20節(jié)點(diǎn)單元分別建立鋼橋面板U肋焊接部位的有限元分析模型,分析不同單元尺寸劃分對模型分析精度的影響,對比兩種模型計(jì)算差異,并分析不同熱點(diǎn)應(yīng)力取值方法的區(qū)別。分析結(jié)果表明,隨著單元尺寸的減小,頂板表面彎曲應(yīng)力增大,板厚方向彎曲應(yīng)力增大。相對而言,20節(jié)點(diǎn)單元模型計(jì)算結(jié)果更容易收斂,對于8節(jié)點(diǎn)單元模型建議設(shè)置8層單元,20節(jié)點(diǎn)單元模型建議設(shè)置4層單元。在熱點(diǎn)應(yīng)力的取值方法中,表面外推法結(jié)果穩(wěn)定,表面以下1 mm應(yīng)力法結(jié)果受單元尺寸的影響。

鋼橋面板;焊縫;熱點(diǎn)應(yīng)力;有限元模型

正交異性鋼橋面板是鋼橋面板的主要結(jié)構(gòu)形式,廣泛應(yīng)用于鋼橋結(jié)構(gòu)。由于構(gòu)造復(fù)雜,尤其是焊縫位置存在幾何突變,易產(chǎn)生應(yīng)力集中[1]。鋼橋面板焊接時(shí),其焊縫質(zhì)量也會(huì)存在各種焊接缺陷,可能導(dǎo)致局部受力突變。在交變荷載的作用下,正交異性鋼橋面板焊縫位置易產(chǎn)生疲勞破壞,直接影響橋梁的安全運(yùn)營[2]。

焊縫位置疲勞損傷主要取決于應(yīng)力變化[3]。目前針對疲勞損傷的應(yīng)力存在多種應(yīng)力代表值取值方法,如名義應(yīng)力、熱點(diǎn)應(yīng)力、缺口應(yīng)力等[4]。傳統(tǒng)疲勞應(yīng)力以名義應(yīng)力法為主[5]。由于熱點(diǎn)應(yīng)力具有較好的精度,實(shí)際應(yīng)用可行,近幾年熱點(diǎn)應(yīng)力也被廣泛研究和應(yīng)用[6]。熱點(diǎn)應(yīng)力取值點(diǎn)位于焊縫邊緣幾何突變位置,無論是計(jì)算分析或者實(shí)際測試,都難以獲得準(zhǔn)確的應(yīng)力值[7]?；陟o力加載的計(jì)算方法,文中針對頂板焊縫位置的應(yīng)力進(jìn)行分析,研究熱點(diǎn)應(yīng)力的分析模型及取值方法,為疲勞損傷數(shù)值分析提供參考。

1 分析模型

由于疲勞與局部應(yīng)力相關(guān),只要模型能反應(yīng)局部應(yīng)力變化,可認(rèn)為能反應(yīng)該構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞應(yīng)力情況。文中采用鋼橋面板頂板與U肋連接接頭局部模型來模擬U肋與頂板焊縫的構(gòu)造細(xì)節(jié),通過在頂板上施加面外荷載,模擬實(shí)橋中頂板彎曲受力。盡管U肋的約束條件與實(shí)際存在差異,但只要焊縫應(yīng)力能反應(yīng)U肋焊縫的疲勞受力情況,可認(rèn)為該模型是可行的。

模型尺寸如圖1所示,U肋與頂板呈78°焊接,焊接形式為半熔透剖口焊,熔透率為75%。頂板上焊腳尺寸與U肋上焊腳尺寸相同,均為6 mm。試件邊界約束及加載如圖1所示,試件一端固定約束,另一端懸空。蓋板與頂板采用螺栓連接,蓋板長度為240 mm,寬度為300 mm。均布荷載中線點(diǎn)距固定端邊緣240 mm,荷載大小為4 000 N,加載面積如圖所示。

采用Ansys軟件,分別選用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元solid185和20節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元solid186建立橋面板實(shí)體單元模型。分析模型如圖2所示,沿板厚方向設(shè)置多層單元。

2 模型精度分析

2.1 單元?jiǎng)澐殖叽缬绊?/p>

分別針對8節(jié)點(diǎn)和20節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元模型進(jìn)行分析,沿板件厚度方向分別設(shè)置1,2,3,8,16,24,32層單元。頂板上表面焊根側(cè)應(yīng)力分布(節(jié)點(diǎn)應(yīng)力)如圖3所示。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite elementmodel

圖3 焊根側(cè)頂板表面應(yīng)力分布Fig.3 Stress of weld root side roof surface

隨著單元尺寸的減小,頂板表面彎曲應(yīng)力增大。對于8節(jié)點(diǎn)模型,采用不同單元尺寸時(shí),焊根附近頂板表面應(yīng)力相差較大。沿板厚方向設(shè)置1～4層單元時(shí),焊縫0.25 t～2.0 t范圍內(nèi)應(yīng)力先減小后增大,與實(shí)際應(yīng)力變化趨勢不符。沿板厚方向設(shè)置8層以上單元時(shí),應(yīng)力計(jì)算結(jié)果較為穩(wěn)定。對離焊根0.5 t及1.0 t處點(diǎn)的應(yīng)力,隨單元尺寸的減小,應(yīng)力增大,并逐漸收斂。對于20節(jié)點(diǎn)模型,采用不同單元尺寸時(shí),頂板表面距離焊根0.4 t距離以外點(diǎn)的應(yīng)力相差不大。距離焊根0.5 t以內(nèi)點(diǎn)的應(yīng)力因受焊縫的影響,呈非線性增加。沿板件厚度方向設(shè)置16層以上單元時(shí),各點(diǎn)應(yīng)力分布幾乎相等,僅在焊根處(0.5 mm距離內(nèi))的應(yīng)力存在差異。

頂板焊根處沿板厚方向應(yīng)力分布隨單元尺寸的變化如圖4所示。板厚方向以彎曲應(yīng)力為主。隨著單元尺寸的減小,彎曲應(yīng)力增大。

對于8節(jié)點(diǎn)模型,沿板厚方向設(shè)置4層以內(nèi)單元時(shí),應(yīng)力沿板厚方向呈線性分布,且應(yīng)力受單元尺寸的影響較大。沿板厚方向設(shè)置8層以上單元時(shí),表面0.1 t以下點(diǎn)的應(yīng)力穩(wěn)定,呈線性分布,不受單元尺寸影響。對于20節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元模型,沿板厚方向設(shè)置1層單元時(shí),應(yīng)力沿板厚方向呈直線分布。沿板厚方向設(shè)置多層單元時(shí),應(yīng)力沿板厚方向呈折線形分布,但應(yīng)力變化不大。焊縫對板厚方向應(yīng)力的影響范圍與采用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元計(jì)算所得的結(jié)果相同,在0.1 t左右。

圖4 焊根處沿板厚應(yīng)力分布Fig.4 Distribution of the stress along the thickness direction

2.2 單元類型影響

取沿板厚劃分為32層單元8節(jié)點(diǎn)和20節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元模型,對比分析焊縫表面應(yīng)力分布及沿板厚方向應(yīng)力分布如圖5所示。對焊縫附近板表面0.5 t以外的區(qū)域,采用20節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元模型計(jì)算得到的應(yīng)力比采用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元計(jì)算所得的應(yīng)力大5%左右。在板厚度方向,表面0.5 mm以下區(qū)域,采用20節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元計(jì)算得到的板厚方向的應(yīng)力分布與采用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元得到的應(yīng)力幾乎相等,僅在板表面至表面以下0.5 mm處的應(yīng)力存在差異。

圖5 不同單元類型模型計(jì)算結(jié)果比較Fig.5 Com parison of different elementmodels calculation results

3 熱點(diǎn)應(yīng)力取值

3.1 熱點(diǎn)應(yīng)力取值方法

由于焊縫熱點(diǎn)位置為焊縫幾何邊緣位置,受應(yīng)力集中影響顯著。在計(jì)算或?qū)嶋H測試時(shí),熱點(diǎn)位置的應(yīng)力值較難準(zhǔn)確得到,而離熱點(diǎn)應(yīng)力一段距離位置的應(yīng)力值計(jì)算或?qū)崪y較穩(wěn)定[8]。除了某些簡單的情況,幾乎沒有現(xiàn)成的公式來計(jì)算結(jié)構(gòu)的熱點(diǎn)應(yīng)力。采用解析法計(jì)算復(fù)雜結(jié)構(gòu)的熱點(diǎn)應(yīng)力是不可行的,只能采用有限元法或間接測試方法來計(jì)算結(jié)構(gòu)的熱點(diǎn)應(yīng)力。對于板結(jié)構(gòu)來說,現(xiàn)有4種方法得到焊趾處的熱點(diǎn)應(yīng)力:

1)表面應(yīng)力外推法[9]:假設(shè)熱點(diǎn)往外的應(yīng)力分布服從函數(shù)關(guān)系,利用熱點(diǎn)外側(cè)2點(diǎn)或3點(diǎn)的應(yīng)力值和函數(shù)關(guān)系來倒推處熱點(diǎn)位置的應(yīng)力。國際焊接學(xué)會(huì)(IIW)已推薦2點(diǎn)3點(diǎn)[10]及表面外推法。

2)沿板厚方向應(yīng)力線性化法[11]:將板厚方向熱點(diǎn)應(yīng)力可以分解為呈線性分布的膜應(yīng)力和彎曲應(yīng)力之和。

3)Dong法[12]:以離焊微小距離(如2 mm)遠(yuǎn)處的應(yīng)力為依據(jù),根據(jù)平衡條件得到焊趾處的熱點(diǎn)應(yīng)力。此法對網(wǎng)格的劃分不敏感,故不對其進(jìn)行分析。

4)表面以下1 mm應(yīng)力法(1 mm)[13]:Yamada建議以焊趾處表面1 mm以下點(diǎn)得應(yīng)力來作為熱點(diǎn)應(yīng)力。對與焊根-頂板裂紋,此方法可消除板厚對熱點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度的影響。

3.2 熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算結(jié)果對比

根據(jù)模型精度分析,20節(jié)點(diǎn)單元模型應(yīng)力計(jì)算更容易收斂,故應(yīng)用20節(jié)點(diǎn)單元模型進(jìn)行不同熱點(diǎn)應(yīng)力取值方法的計(jì)算。圖6為焊根處的熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算結(jié)果對比。

由圖6可知,采用表面外推法得到的熱點(diǎn)應(yīng)力隨網(wǎng)格尺寸的細(xì)化而收斂。采用3點(diǎn)表面外推法與2點(diǎn)表面外推法得到的熱點(diǎn)應(yīng)力幾乎相等。板厚方向需設(shè)置不少于4層單元。采用沿板厚方向積分方法得到的熱點(diǎn)應(yīng)力隨網(wǎng)格的細(xì)化而收斂,比采用表面外推法得到的熱點(diǎn)應(yīng)力小5%左右,其熱點(diǎn)應(yīng)力值幾乎不受單元尺寸的影響。取焊趾處板表面以下1 mm處應(yīng)力作為熱點(diǎn)應(yīng)力時(shí),隨單元網(wǎng)格的細(xì)化,應(yīng)力先增大后減小,較不穩(wěn)定。當(dāng)厚度方向取32層單元時(shí),得到的熱點(diǎn)應(yīng)力比表面外推法得到的熱點(diǎn)應(yīng)力小15%左右。

圖6 20節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元焊根熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算結(jié)果Fig.6 Calcu lation resu lts of hot spot stress at 20 node solid element root

4 結(jié) 語

1)隨著單元尺寸的減小,頂板表面彎曲應(yīng)力增大,板厚方向、彎曲應(yīng)力增大。單元?jiǎng)澐殖叽鐚τ?節(jié)點(diǎn)單元模型影響比20節(jié)點(diǎn)單元模型影響顯著, 20節(jié)點(diǎn)單元模型計(jì)算結(jié)果更容易收斂。

2)采用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力,板厚方向設(shè)置8層單元以上時(shí)計(jì)算結(jié)果可達(dá)到取值精度要求;采用20節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力,沿板厚方向設(shè)置不少于4層單元時(shí)計(jì)算結(jié)果可達(dá)到取值精度的要求。

3)表面外推法結(jié)果穩(wěn)定,2點(diǎn)外推法和3點(diǎn)外推法所計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力值差異不明顯,厚度方向積分方法計(jì)算值比表面外推法小,表面以下1 mm應(yīng)力法結(jié)果受單元尺寸影響。

[1]張啟偉,張鵬飛.正交異性鋼橋面板焊接節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)[J].同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2010,38(10):1428-1433.

ZHANG Qiwei,ZHANG Pengfei.Hot spot stress concentration factor for welded joints in steel orthotropic decks[J].Journal of Tongji University:Natural Science,2010,38(10):1428-1433.(in Chinese)

[2]吉伯海,趙端端,傅中秋,等.車輪荷載下鋼箱梁疲勞構(gòu)造細(xì)節(jié)應(yīng)力等級評定[J].河海大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2014,42 (5):416-421.

JIBohai,ZHAO Duanduan,FU Zhongqiu,etal.Fatigue stress level evaluation of structural details of steel box girder underwheel load[J].Journal of Hohai University:Natural Sciences,2014,42(5):416-421.(in Chinese)

[3]王元清,林云,周暉,等.高強(qiáng)度鋼材及其焊縫脆性斷裂與疲勞性能的研究進(jìn)展[J].建筑鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)展,2012,14(5):21-28.

WANG Yuanqing,LIN Yun,ZHOU Hui,et al.Progress in the brittle fracture and fatigue of high strength steels and their welds [J].Progress in Steel Building Structures,2012,14(5):21-28.(in Chinese)

[4]Hobbacher A F.The new IIW recommendations for fatigue assessment of welded joints and components-A comprehensive code recently updated[J].International Journal of Fatigue,2009,31(1):50-58.

[5]李德勇,姚衛(wèi)星.缺口件振動(dòng)疲勞壽命分析的名義應(yīng)力法[J].航空學(xué)報(bào),2011,32(11):2036-2041.

LIDeyong,YAO Weixing.Nominal stress approach for life prediction of notched specimens under vibration loading[J].Acta Aeronautica ET Astronautica Sinica,2011,32(11):2036-2041.(in Chinese)

[6]陳策,吉伯海,徐漢江.鋼橋面板閉口加勁肋關(guān)鍵點(diǎn)的熱點(diǎn)應(yīng)力分析[C]//中國土木工程學(xué)會(huì)橋梁及結(jié)構(gòu)工程分會(huì).第二十屆全國橋梁學(xué)術(shù)會(huì)議論文集(上冊).北京:人民交通出版社,2012:309-314.

[7]王亞飛,徐海鷹.熱點(diǎn)應(yīng)力法進(jìn)行鋼橋疲勞檢算[J].鐵道工程學(xué)報(bào),2012(9):49-52,58.

WANG Yafei,XU Haiying.Check of steel bridge fatigue with hot spot stressmethod[J].Journal of Railway Engineering Society, 2012(9):49-52,58.(in Chinese)

[8]邵永波.軸力作用下TT節(jié)點(diǎn)焊縫周圍應(yīng)力分布規(guī)律研究[J].機(jī)械強(qiáng)度,2008,30(2):244-249.

SHAO Yongbo.Study of the stress distribution along theweld toe for tubular TT-joints subjected to axial tensile loads[J].Journal of Mechanical Strength,2008,30(2):244-249.(in Chinese)

[9]周張義,李芾.基于表面外推的熱點(diǎn)應(yīng)力法平板焊趾疲勞分析研究[J].鐵道學(xué)報(bào),2009,31(5):90-96.

ZHOU Zhangyi,LIFu.Study on fatigue analysis of welded toes of plate structures using hot spot stressmethod based on surface extrapolation[J].Journal of the China Railway Society,2009,31(5):90-96.(in Chinese)

[10]Hobbacher A F.Fatigue Design ofWelded Joints and Components[M].Flemington,New Jersey:Whitehurst and Clark,1996.

[11]Niemi E,Tonskanen P.Hot spot stress determination forwelded edge gussets[J].Welding in theWorld,2000,44(5):31-37.(in Chinese)

[12]Dong E A.Structural stress definition and numerical implementation for fatigue analyses[J].International Journal of Fatigue, 2001,23:865-876.

[13]ヤサムオル,山田健太郎,石川敏之.デツキプレ一トとUリブの溶接ビ一ドを貫通する疲労き裂の耐久性評価[J].鋼構(gòu)造論文集,2009,16(64):11-20.

(責(zé)任編輯:楊 勇)

Hot Spot Stress Numerical Analysis of Steel Bridge Deck W eld

FU Zhongqiu1, JIBohai1, WANG Manman1, ZHANG Qing2
(1.College of Civil and Transportation Engineering,Hohai University,Nanjing 210098,China;2.College of Mechanics and Material,Hohai University,Nanjing 210098,China)

The finite elementmodels of bridge deck to U rib welded are established by using 8 node element and 20 node element.Themodel precision influenced by different size division is analyzed.The influence of the element type and hot spot stressmethod to the calculation results were compared.The results show that the bending stress on plate surface and along the thickness direction increaseswhen the element size decreases.In comparison with 8 nodemodel, the calculation result of 20 node elementmodel convergesmore easily.8 layers are suggested to the 8 node element model and 4 layers are suggested to the 20 node elementmodel.By the comparing of different hot spot stressmethods, the value by surface extrapolation method is stable and beneath the surface of 1 mm stressmethod influenced by the element size.

steel bridge deck,weld,hot spot stress,FEM

Email:fumidaut@163.com

U 441+.4

A

1671-7147(2015)03-0333-05

2014-10-29;

2015-01-05。

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51278166,51478163);江蘇省第四期“333高層次人才培養(yǎng)工程”項(xiàng)目。

傅中秋(1983—),男,江蘇南京人,副教授,工學(xué)博士。主要從事鋼橋維護(hù)等研究。