基于釬焊殘余應(yīng)力的不銹鋼芯板樓板性能研究*

舒興平 李 珂 黃毅恒,2

(1.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院,長(zhǎng)沙 410082;2.南寧市建筑規(guī)劃設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司,南寧 530026)

0 引 言

不銹鋼芯板是一種新型的建筑結(jié)構(gòu)構(gòu)件,它類似于航空航天領(lǐng)域中的蜂窩板結(jié)構(gòu)[1]。不銹鋼芯板是由上下兩塊不銹鋼面板和一定數(shù)量的不銹鋼芯管按特定的排列并用熱風(fēng)銅釬焊而成,如圖1所示。它既具有傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)輕質(zhì)高強(qiáng)的特點(diǎn),又具有不銹鋼材料的抗腐蝕性和極佳的變形能力[2]。

不銹鋼芯板的銅釬焊技術(shù)與傳統(tǒng)的焊接工藝不同,在將板件送入熱風(fēng)釬焊爐前,先對(duì)芯管和面板進(jìn)行點(diǎn)焊,確保在釬焊時(shí)面板和芯管的位置不會(huì)發(fā)生錯(cuò)動(dòng),再將裝配好的不銹鋼芯板整體送入釬焊爐中,經(jīng)高溫惰性保護(hù)氣體加熱,保證銅基釬料的充分融化,融化后的銅基釬料通過(guò)毛細(xì)作用會(huì)填充面板和芯管之間的間距。通過(guò)改變保護(hù)氣體的溫度,讓爐中溫度整體下降,使銅基釬焊處冷卻凝固形成可靠的釬焊接頭[3]。

對(duì)于釬焊接頭而言,釬焊殘余應(yīng)力對(duì)其受力性能有著重要的影響[4]。目前,國(guó)內(nèi)外對(duì)不銹鋼芯板的釬焊殘余應(yīng)力的研究還很缺乏,故研究不銹鋼芯板釬焊殘余應(yīng)力的大小及其分布形態(tài)對(duì)其工程應(yīng)用和工業(yè)生產(chǎn)有著重要的指導(dǎo)意義。

本文擬采用鉆孔法和X射線衍射法對(duì)25個(gè)不銹鋼芯板單管試件(10個(gè)單管芯管試件和15個(gè)單管面板試件)進(jìn)行釬焊殘余應(yīng)力的測(cè)定,并對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行整理歸納,提出釬焊殘余應(yīng)力建議簡(jiǎn)化分布模型。根據(jù)不銹鋼芯板樓板三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)[5]建立有限元模型,將所提出的建議簡(jiǎn)化模型應(yīng)用至芯板樓板有限元模型中,對(duì)比考慮釬焊殘余應(yīng)力分布時(shí)芯板樓板的彎曲剛度與剪切剛度,驗(yàn)證釬焊殘余應(yīng)力簡(jiǎn)化分布模型的可靠性,并對(duì)芯板樓板剪切剛度的影響因素進(jìn)行參數(shù)化分析,為不銹鋼芯板樓板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 材料力學(xué)性能

本試驗(yàn)中試件材料等級(jí)選用不銹鋼S304L,且為同一批次生產(chǎn)。試驗(yàn)正式開(kāi)始前,對(duì)不銹鋼S304L進(jìn)行材性試驗(yàn),為后續(xù)釬焊殘余應(yīng)力值的計(jì)算提供參考。單調(diào)拉伸材性試驗(yàn)結(jié)果如表1所示,每組試驗(yàn)結(jié)果為3個(gè)相同尺寸試件的平均值。其中t為試件厚度;v為泊松比;E0為彈性模量;σ0.01、σ0.2分別為對(duì)應(yīng)規(guī)定殘余延伸率為0.01%和0.2%時(shí)的應(yīng)力;σu為抗拉強(qiáng)度;εf為拉伸試驗(yàn)中測(cè)得的斷后伸長(zhǎng)率。4 mm試件的實(shí)測(cè)應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示,可以看出,不銹鋼是一種典型的非線性材料[6]。

表1 單調(diào)拉伸試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果Table 1 The measured results of tensile coupon test

圖2 拉伸試驗(yàn)實(shí)測(cè)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Measured stress-strain curve by tensile coupon test

1.2 試件設(shè)計(jì)

為便于不銹鋼芯板的釬焊殘余應(yīng)力的測(cè)量,從不銹鋼芯板整板中加工出一個(gè)單管試件作為測(cè)量試件?？紤]到試驗(yàn)設(shè)備安裝空間有限,在面板上芯管區(qū)域內(nèi)部進(jìn)行測(cè)量時(shí),需先將芯管切割開(kāi)僅留下面板。為了不破壞釬焊焊縫,線切割時(shí)需沿芯管長(zhǎng)度方向從面板底部偏移5 mm左右處切割。試件的加工過(guò)程如圖3所示。不銹鋼芯板單元試件的基本幾何尺寸符號(hào)見(jiàn)圖4。其中,tp為面板厚度;bt為芯管外直徑;tc為芯管壁厚;bp為面板寬度;hc為芯管高度。根據(jù)不銹鋼芯板構(gòu)件工業(yè)生產(chǎn)的常用尺寸,單管試件按其面板厚度分為5組,每組各5個(gè)試件,各組試件的具體幾何尺寸參數(shù)見(jiàn)表2。

圖3 試件加工過(guò)程Fig.3 Processing of test specimens

圖4 試件基本幾何尺寸符號(hào)示意Fig.4 Definition of the geometric dimensions of the specimen

表2 不銹鋼芯板單管試件幾何尺寸參數(shù)Table 2 The geometry parameters of the single-unit SSCP mm

1.3 殘余應(yīng)力測(cè)量方法

單管試件的面板殘余應(yīng)力采用鉆孔法和X射線衍射法測(cè)量,因芯管壁厚較薄,采用鉆孔法會(huì)造成額外的附加機(jī)械應(yīng)變,影響測(cè)量結(jié)果的精度,故芯管部位僅用X射線衍射法進(jìn)行測(cè)量。鉆孔法試驗(yàn)設(shè)備型號(hào)為ZDL-Ⅲ型鉆孔裝置,X射線衍射法試驗(yàn)設(shè)備型號(hào)為IXRD殘余應(yīng)力分析儀。

鉆孔法是基于測(cè)量試件鉆孔前后應(yīng)力差的一種半破壞性測(cè)定方法[7-8]。根據(jù)彈性力學(xué)知識(shí)可知,其計(jì)算式為：

(1c)

式中：σ1、σ2為主應(yīng)力;A、B為應(yīng)變釋放系數(shù);ε1、ε2、ε3分別為三向應(yīng)變花所測(cè)得的三個(gè)方向的應(yīng)變值。

X射線衍射法是依據(jù)Bragg衍射定律,通過(guò)檢測(cè)金屬晶體材料表面的衍射晶面間距來(lái)計(jì)算殘余應(yīng)力的一種非破壞性測(cè)定方法[9]。其計(jì)算式為：

(2)

2 建議簡(jiǎn)化分布模型的提出

2.1 釬焊殘余應(yīng)力試驗(yàn)結(jié)果

考慮到試驗(yàn)設(shè)備對(duì)測(cè)定環(huán)境和試件形狀的要求,不銹鋼芯板單管試件的釬焊殘余應(yīng)力測(cè)定包括芯管區(qū)域和面板區(qū)域兩個(gè)部分。芯管區(qū)域的測(cè)點(diǎn)布置共分為3條測(cè)試路徑,分別沿芯管圓周方向的0°(芯板整板長(zhǎng)度方向)、90°和225°,每條測(cè)試路徑上布置14個(gè)測(cè)點(diǎn),各測(cè)點(diǎn)間隔為10 mm。面板區(qū)域的測(cè)點(diǎn)沿不銹鋼芯板整板長(zhǎng)度方向(縱向)進(jìn)行布置,間隔為10 mm,單塊面板上共計(jì)11個(gè)測(cè)點(diǎn)(由于鉆孔法無(wú)法測(cè)量試件邊緣的測(cè)點(diǎn),則采用鉆孔法時(shí)僅有9個(gè)測(cè)點(diǎn)),單管芯管試件和面板試件上的測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示。

a—芯管部位;b—面板部位。圖5 單管試件的測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 The layout of the measuring points

將試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)進(jìn)行歸納整理,按式(1)和式(2)計(jì)算獲得釬焊殘余應(yīng)力值。其中,各組芯管試件的試驗(yàn)結(jié)果為2個(gè)平行試件的均值,各組面板試件的試驗(yàn)結(jié)果為3個(gè)平行試件的均值。各組試件的芯管區(qū)域和面板區(qū)域的釬焊殘余應(yīng)力大小及分布分別如圖6和圖7所示,圖6中釬焊殘余應(yīng)力方向?yàn)檠匦竟荛L(zhǎng)度方向,圖7中釬焊殘余應(yīng)力方向?yàn)檠匦景逭彘L(zhǎng)度方向。從圖中可知,單管的釬焊殘余應(yīng)力分布符合殘余應(yīng)力自平衡原則。

a—試件A1.5-0.3-150;b—試件A2.5-0.5-152;c—試件A4.0-0.5-155;d—試件A6.0-0.5-159;e—試件A8.0-0.5-163。圖6 單管試件上芯管區(qū)域的釬焊殘余應(yīng)力分布 MPaFig.6 Brazing residual stress distribution in core tube of the specimen

a—面板厚度1.5 mm;b—面板厚度2.5 mm;c—面板厚度4.0 mm;d—面板厚度6.0 mm;e—面板厚度8.0 mm。圖7 單管試件中面板上的釬焊殘余應(yīng)力分布 MPaFig.7 Brazing residual stress distribution in panels of the specimen

2.2 釬焊殘余應(yīng)力建議簡(jiǎn)化分布模型

為了進(jìn)一步研究不銹鋼芯板單元的釬焊殘余應(yīng)力,基于實(shí)測(cè)得到的芯板單管釬焊殘余應(yīng)力分布圖,提出不銹鋼芯板單管的釬焊殘余應(yīng)力的建議簡(jiǎn)化分布模型,如圖8所示。

a—建議簡(jiǎn)化模型;b—釬焊殘余應(yīng)力分布范圍。圖8 簡(jiǎn)化釬焊殘余應(yīng)力分布模型Fig.8 Simplified brazing residual stress distribution model

根據(jù)實(shí)測(cè)的試驗(yàn)數(shù)據(jù),簡(jiǎn)化分布模型假定芯管上下兩底端的殘余應(yīng)力值同面板釬焊焊縫處的值相同,適當(dāng)提升試件邊緣的取值,并優(yōu)化了釬焊殘余拉、壓應(yīng)力的轉(zhuǎn)換區(qū)寬度。不銹鋼芯板單管的釬焊殘余應(yīng)力簡(jiǎn)化模型的取值如表3所示,結(jié)合圖4的尺寸符號(hào),建議簡(jiǎn)化模型的應(yīng)力分布范圍的取值如表4所示。

表3 不銹鋼芯板單管的釬焊殘余應(yīng)力簡(jiǎn)化模型的建議取值Table 3 The recommended values of the simplified distribution model for the single-unit of SSCP

表4 簡(jiǎn)化分布模型的應(yīng)力分布范圍的建議取值Table 4 The recommended values of the stress distribution range for the simplified distribution model

3 釬焊殘余應(yīng)力簡(jiǎn)化分布模型拓展

3.1 建議簡(jiǎn)化分布模型與試驗(yàn)結(jié)果的比較

為了進(jìn)一步研究所提出的建議簡(jiǎn)化模型,取面板和芯管區(qū)域的1/2結(jié)合試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)的具體位置進(jìn)行正則化,采用材料的名義屈服強(qiáng)度對(duì)釬焊殘余應(yīng)力值的平均值進(jìn)行正則化,并將建議簡(jiǎn)化模型代入共同繪制成圖9。

a—面板區(qū)域;b—芯管區(qū)域。圖9 建議簡(jiǎn)化分布模型與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.9 Comparison between the proposed simplified distribution model and test data

從圖9中可知,所提出的釬焊殘余應(yīng)力建議簡(jiǎn)化分布模型是連續(xù)的多段分布直線,其分布模型包絡(luò)了試驗(yàn)結(jié)果的平均值,能較好地預(yù)測(cè)不銹鋼芯板單元的釬焊殘余應(yīng)力分布形態(tài),建議取值均偏安全。

3.2 建議簡(jiǎn)化分布模型的方向性

根據(jù)上述兩種測(cè)定方法的基本原理可知,測(cè)得的釬焊殘余應(yīng)力具有方向性。不銹鋼芯板單管試件的芯管為薄壁管狀結(jié)構(gòu),且試件的釬焊焊縫也沿芯管周向分布,所以為了更加準(zhǔn)確地描述不銹鋼芯板的釬焊殘余應(yīng)力分布,需對(duì)簡(jiǎn)化分布模型進(jìn)行方向性驗(yàn)證。

對(duì)芯管區(qū)域而言,同一試件上的三條測(cè)定路徑上的釬焊殘余應(yīng)力分布形態(tài)基本相同。將芯管上釬焊殘余拉應(yīng)力與壓應(yīng)力峰值的最大值與最小值的差值匯總在表5中。可知：各試驗(yàn)分組的最大值與最小值誤差均在14%以內(nèi),考慮到測(cè)量過(guò)程的敏感性與殘余應(yīng)力分布本身的離散性,可認(rèn)為不銹鋼芯板單管單元中,芯管上同一高度下沿其圓周方向分布的釬焊殘余應(yīng)力值相等。

為了進(jìn)一步探究簡(jiǎn)化分布模型的方向性問(wèn)題,對(duì)厚度為4 mm和6 mm的面板試件采用鉆孔法進(jìn)行測(cè)定,測(cè)定方向分為橫向和斜向(與縱向成45°方向)。圖10繪制了驗(yàn)證性測(cè)定試驗(yàn)結(jié)果與已有試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比?？芍翰煌较虻臏y(cè)定結(jié)果相互吻合良好,僅在殘余拉、壓應(yīng)力轉(zhuǎn)換區(qū)的應(yīng)力值較為離散,由此可認(rèn)為面板上的釬焊殘余應(yīng)力分布沿焊縫圓周方向相同。

a—4 mm厚試件橫向?qū)Ρ?b—4 mm厚試件斜向?qū)Ρ?c—6 mm厚試件橫向?qū)Ρ?d—6 mm厚試件斜向?qū)Ρ?。圖10 面板釬焊殘余應(yīng)力分布方向性對(duì)比 MPaFig.10 Comparison between the directions of the brazing residual stress in panels

4 不銹鋼芯板樓板受力性能研究

黃毅恒對(duì)不銹鋼芯板樓板進(jìn)行了三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)研究,如圖11所示,并基于夾層板理論對(duì)不銹鋼芯板樓板的受力性能作出了研究[5]。本文基于其試驗(yàn)結(jié)果,建立考慮釬焊殘余應(yīng)力簡(jiǎn)化分布的有限元模型,驗(yàn)證簡(jiǎn)化分布模型在芯板樓板中的適應(yīng)性,并分析其對(duì)芯板樓板彎曲剛度與剪切剛度的影響。

圖11 不銹鋼芯板樓板三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)Fig.11 The three-point bending test of SSCP

4.1 有限元模型的建立

采用有限元通用軟件ABAQUS對(duì)不銹鋼芯板樓板的三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)的5組單向板試件進(jìn)行建模,5組單向板試件的尺寸如表6所示。模型采用S4R殼單元縮減積分,模型的本構(gòu)關(guān)系采用修正的Ramberg-Osgood模型,如圖12所示。芯板樓板的單向板試件采用對(duì)邊簡(jiǎn)支的邊界條件,即固定鉸支座(U1=U2=U3=UR1=UR3=0)、活動(dòng)鉸支座(U2=U3=UR1=UR3=0)。

表6 不銹鋼芯板樓板三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)試件尺寸Table 6 The size of SSCP floor three-point bending specimens mm

圖12 修正后的Ramberg-Osgood材料本構(gòu)模型Fig.12 The modified Ramberg-Osgood material model

釬焊殘余應(yīng)力可通過(guò)初始預(yù)應(yīng)力場(chǎng)施加到芯板樓板有限元模型中[10],其殘余應(yīng)力分布輸入按上述所提出的建議簡(jiǎn)化分布模型取值。由于簡(jiǎn)化分布模型基于不銹鋼芯板單元,在有限元模型中需按照芯板單元的坐標(biāo)逐步添加釬焊殘余應(yīng)力。釬焊殘余應(yīng)力的分量需要與部件的局部坐標(biāo)系保持一致,確保輸入正確方向的殘余應(yīng)力。由上述研究分析可知,芯板單管上芯管區(qū)域的釬焊殘余應(yīng)力以芯管圓心為軸,沿其圓周方向均勻分布,同一高度的殘余應(yīng)力值相同;面板區(qū)域的釬焊殘余應(yīng)力以面板幾何中心向外輻射的多層次同心圓分布,相同半徑區(qū)域的殘余應(yīng)力值相同,如圖13所示。

a—單管釬焊;b—不銹鋼芯板整板釬焊。圖13 不銹鋼芯板單元釬焊殘余應(yīng)力分布 MPaFig.13 The brazing residual stress distribution in stainless steel core plate

有限元模型采用位移控制的加載方式。加載壓頭采用解析剛體代替,在其上設(shè)置一個(gè)參考點(diǎn),通過(guò)在參考點(diǎn)上施加豎向位移將荷載傳遞至試件上。在模型正式求解前需設(shè)置一個(gè)初始靜力加載步,使引入的釬焊殘余應(yīng)力實(shí)現(xiàn)精確的自平衡?？紤]釬焊殘余應(yīng)力分布的芯板樓板有限元模型的計(jì)算結(jié)果(變形縮放系數(shù)為2)如圖14所示。

圖14 有限元模型計(jì)算結(jié)果Fig.14 The calculation results of the finite element model

4.2 有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

將考慮釬焊殘余應(yīng)力的有限元計(jì)算結(jié)果與無(wú)釬焊殘余應(yīng)力的有限元計(jì)算結(jié)果同試驗(yàn)的荷載-位移曲線進(jìn)行對(duì)比研究,結(jié)果如圖15所示。其中,撓度指芯板樓板跨中的位移變形?？芍嚎紤]釬焊殘余應(yīng)力的有限元模型能更準(zhǔn)確地模擬三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)中芯板試件的受荷載性能,驗(yàn)證了釬焊殘余應(yīng)力簡(jiǎn)化分布模型的可靠性,可為進(jìn)一步研究其剪切剛度奠定基礎(chǔ)。

a—試件PW1.5-1;b—試件PW1.5-2;c—試件PW2.5-1;d—試件PW2.5-2;e—試件PW4.0-1。 PW1.5-1-試驗(yàn)值; 有限元-考慮釬焊殘余應(yīng)力; 有限元-不考慮釬焊殘余應(yīng)力。圖15 不銹鋼芯板樓板三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)與有限元荷載-位移曲線對(duì)比Fig.15 Comparison of the load-displacement curves of the test data of three-point bending and the finite element analysis of stainless steel core plate under vertical load

4.3 不銹鋼芯板樓板剛度分析

基于夾層板理論[11],不銹鋼芯板樓板的跨中最大撓度計(jì)算式和彎曲剛度計(jì)算式如下：

(3a)

D=E(hc+tp)2tp/[2(1-v2)]

(3b)

式中：wmax為跨中最大撓度;P為跨中集中荷載;a為支座跨徑;b為芯板板寬;D為彎曲剛度;C為剪切剛度;E為楊氏模量;hc為芯管高度;tp為面板厚度;v為泊松比。

通過(guò)將兩組不同支座跨徑a1,a2的芯板的跨中撓度w1,w2代入式(3a)中,化簡(jiǎn)可得剪切剛度計(jì)算式為：

(4)

表7和表8中匯總了試驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果的對(duì)比,表中的彎曲剛度采用式(3b)計(jì)算,剪切剛度采用式(4)計(jì)算。由表中數(shù)據(jù)可知,考慮釬焊殘余應(yīng)力分布的有限元模型較不考慮釬焊殘余應(yīng)力分布的有限元模型計(jì)算結(jié)果誤差更小,且誤差均在5%以內(nèi),符合工程精度要求,進(jìn)一步驗(yàn)證了簡(jiǎn)化分布模型的可靠性?？紤]到試驗(yàn)試件的變形對(duì)諸多因素的敏感性和不確定性,總體上可認(rèn)為考慮釬焊殘余應(yīng)力分布的有限元模型能更加準(zhǔn)確地模擬芯板樓板的受力性能。

表7 彎曲剛度公式計(jì)算值與有限元結(jié)果計(jì)算值對(duì)比Table 7 Comparison between the calculated values of bending stiffness formula and finite element results

表8 剪切剛度公式計(jì)算值與有限元結(jié)果計(jì)算值對(duì)比Table 8 Comparison between the calculated values of shear stiffness formula and finite element results

5 參數(shù)分析

(5b)

圖16 芯板樓板外伸三點(diǎn)彎曲計(jì)算模型Fig.16 The overhanging three-point bending model of SSCP floor plate

5.1 面板厚度tp

為進(jìn)一步研究面板厚度對(duì)芯板剪切剛度的影響,建立面板厚度分別為1.5,2,2.5,3,3.5,4 mm的有限元模型,面板厚度tp對(duì)剪切剛度的影響如圖17所示?？芍好姘搴穸萾p對(duì)芯板樓板的剪切剛度影響較大,剪切剛度隨面板厚度tp的增大而增大,考慮釬焊殘余應(yīng)力分布的有限元模型的剪切剛度略大于無(wú)釬焊殘余應(yīng)力分布有限元模型的計(jì)算結(jié)果。

圖17 面板厚度tp對(duì)芯板樓板剪切剛度的影響Fig.17 The influence of panel thickness on shear stiffness of SSCP floor

5.2 芯管壁厚tc

為研究芯管壁厚變化對(duì)芯板樓板剪切剛度的影響,選取PW2.5-1有限元模型,建立芯管壁厚分別為0.5,0.6,0.7,0.8,0.9,1.0 mm的有限元模型進(jìn)行計(jì)算,不同芯管壁厚tc的有限元計(jì)算結(jié)果如圖18所示?？芍弘S著芯管壁厚的增大,芯板的剪切剛度呈上升趨勢(shì),在芯管壁厚不大時(shí),剪切剛度幾乎無(wú)差別;芯管壁厚從0.7 mm開(kāi)始增加時(shí),考慮釬焊殘余應(yīng)力的剪切剛度大于無(wú)釬焊殘余應(yīng)力的剪切剛度。

圖18 芯管壁厚tc對(duì)剪切剛度的影響Fig.18 The influence of the wall thickness of core tube on shear stiffness of SSCP floor

5.3 芯管高度hc

芯管高度取100,125,147,175,200 mm,基于PW2.5-1模型對(duì)芯管高度建立有限元模型,有限元模型計(jì)算結(jié)果如圖19所示。可知：不考慮釬焊殘余應(yīng)力的有限元模型的剪切剛度隨芯管高度的變化不大,考慮釬焊殘余應(yīng)力的有限元模型的剪切剛度隨芯管高度變化呈上升趨勢(shì),但在芯管高度為200 mm時(shí),剪切剛度略微下降。主要原因是芯管高度的變化影響了芯管區(qū)域釬焊殘余應(yīng)力的分布,導(dǎo)致了剪切剛度的變化。

圖19 芯管高度hc對(duì)剪切剛度的影響Fig.19 The influence of the height of core tube on shear stiffness of SSCP floor

5.4 芯管外徑d

選PW2.5-1有限元模型為基準(zhǔn),芯管外徑選取31,41,51,61 mm,建立新的芯板樓板有限元模型進(jìn)行計(jì)算,計(jì)算結(jié)果如圖20所示。可知,芯管外徑對(duì)剪切剛度的影響較大,主要原因是芯管外徑的增加會(huì)縮小芯管之間的面板凈距,面板上的這部分凈距主要影響剪力作用下芯板單元的位移變形,所以剪切剛度會(huì)提高;考慮釬焊殘余應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果大于無(wú)釬焊殘余應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果。

圖20 芯管外徑d對(duì)剪切剛度的影響Fig.20 The influence of the diameter of core tube on shear stiffness of SSCP floor

綜上可知,考慮釬焊殘余應(yīng)力分布時(shí)模型的計(jì)算剪切剛度通常大于不考慮釬焊殘余應(yīng)力分布時(shí)的計(jì)算剪切剛度,其主要原因是芯板樓板受跨中集中荷載時(shí),芯管端部靠集中力一側(cè)主要受壓,而芯管端部的釬焊殘余拉應(yīng)力會(huì)抵抗外荷載作用下的壓應(yīng)力,此時(shí)芯管的變形量會(huì)減少,從而導(dǎo)致了芯板跨中總撓度減少,進(jìn)而提高了計(jì)算剪切剛度。

6 結(jié)束語(yǔ)

對(duì)25個(gè)不銹鋼芯板單管試件采用鉆孔法和X射線衍射法進(jìn)行釬焊殘余應(yīng)力的測(cè)定,提出其釬焊殘余應(yīng)力建議簡(jiǎn)化分布模型,并在不銹鋼芯板樓板三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)的有限元模型中考慮釬焊殘余應(yīng)力的分布,得到如下結(jié)論：

1)實(shí)測(cè)的不銹鋼芯板單管的釬焊殘余應(yīng)力分布呈雙軸對(duì)稱的特點(diǎn),簡(jiǎn)化分布模型中的釬焊殘余應(yīng)力峰值均低于材料的名義屈服強(qiáng)度,釬焊殘余拉應(yīng)力和壓應(yīng)力的建議峰值分別為0.6σ0.2和0.3σ0.2,釬焊殘余拉、壓應(yīng)力轉(zhuǎn)換區(qū)的范圍較窄。

2)不銹鋼芯板單管上芯管區(qū)域的釬焊殘余應(yīng)力分布以芯管中心為軸,同一高度下的殘余應(yīng)力值相等,面板區(qū)域的釬焊殘余應(yīng)力以面板幾何中心向外呈輻射狀分布。不銹鋼芯板整板的釬焊殘余應(yīng)力分布由各單管單元的釬焊殘余應(yīng)力按其生產(chǎn)工藝排列組合而成。

3)考慮釬焊殘余應(yīng)力分布的有限元模型能夠更準(zhǔn)確地模擬不銹鋼芯板樓板的受力性能,證明了所提出的建議簡(jiǎn)化分布模型的可靠性。

4)考慮釬焊殘余應(yīng)力的分布能夠更加精確地計(jì)算出芯板樓板的剪切剛度,面板厚度、芯管壁厚和芯管外徑是影響芯板樓板剪切剛度的主要因素。不考慮釬焊殘余應(yīng)力時(shí),芯管高度對(duì)芯板樓板的剪切剛度幾乎沒(méi)有影響,但考慮釬焊殘余應(yīng)力分布時(shí),芯板的剪切剛度會(huì)發(fā)生變化。