焊缝根部裂纹的探究

焊缝根部裂纹的探究——正交异性钢桥面板U肋与顶板焊根处疲劳问题试验研究

文/杨沐野 贝沼重信 郑树

. w0 @! [' m- @( y5 r+ h

       近年来，随着正交异性钢桥面板在长大桥梁上的广泛使用，各类疲劳开裂问题多有报道。其中，U肋与顶板连接焊接接头处萌生的焊根裂纹广受关注，该细节多为单侧未熔透角焊缝（PJP）连接（焊根裂纹如图1）。焊根处裂纹萌生直至贯通以前，无法被直接目视检测，对焊根裂纹的检测维护工作十分困难。而且，该类焊根裂纹一旦萌生，很可能向顶板发展形成贯通裂纹，严重时可能会导致桥面铺装部分塌陷，危害桥面板行车安全。此外，该类疲劳裂纹还可能引发涂装剥落、腐蚀等二次病害。
: Z% ?  n3 C3 R7 F! ?       针对这一问题，国内外许多相关疲劳试验已经开展。国外学者Yamada等(2008)，针对U肋与顶板连接的小尺寸试件进行了疲劳试验；Kawabata(2006),Ono(2009)和Sim(2009)等，也先后开展了固点荷载下钢桥面板节段模型的足尺疲劳试验。然而，实际钢桥面板的边界荷载与室内试验试件的边界条件无法达到完全一致，尤其在试验进行中，很难对试件焊根处进行开裂检测。这些不足，使该类结构的疲劳特性分析始终存在局限性，其开裂机理依然有待探讨。
( t8 K9 i1 O% O' ?0 Q       本文针对钢桥面板U肋与顶板连接构造细节，对未熔透焊缝的疲劳特性进行了分析评估。结合试验和有限元方法，构建了不同熔透率和U肋板厚的试件模型。将有限元计算与疲劳试验的结果相互验证，最后就不同试件结构参数及焊缝熔透率，对试件开裂特性和耐久性的影响做了进一步阐明。
1 [% `( Y4 E9 }6 z9 _% Q: ]
8 z( a, H% H% P9 ~+ ], B

8 K0 C7 l4 x/ d3 G  r  t# V% M

疲劳试验

       本试验以12mm厚顶板的钢桥面板作为研究目标，试件纵向包含两个横隔板跨度，横向包含两个U肋，横隔板宽1400mm，U肋长2000mm。母材采用JIS G3106 SM400A号钢，制备了三组不同熔透率和U肋厚度类型的试件，分别命名为(D12) U6SP0 / U6SP75 / U8SP50。D和U分别是顶板和U肋厚度的缩写，S是CO2半自动焊方法的缩写，P代表熔透率（如D12U6SP0代表12mm厚顶板和6mm厚U肋，焊缝采用0%的熔透率）。并对这三组试件进行了6场不同应力比下的疲劳试验，每组两个试件。
4 q6 y+ ~$ d: v+ J& a

      

   图1 顶板与U肋间的焊根裂纹   

  

                                                                      图2 疲劳试验加载装置

4 L# C' z; s# w" I) ^* D       试验系统包括两个液压千斤顶，分别控制着静力荷载Ps和动力荷载Pd（荷载位置如图2所示）。在疲劳试验中，液压伺服加载装置提供了频率为2Hz的正弦波。动荷载加载于试件跨中，提供循环加载模拟疲劳应力幅；静荷载位于距离跨中600mm位置，用以控制跨中应力比大小。试验以试件跨中截面距离焊趾5mm处的参考点作为名义应力测点。对所有试件，均控制该测点的初始加载应力幅为180MPa。疲劳试验加载应力依据实桥实测数据，采用以往大型车辆轮载试验中测得的应力比和最大应力幅，设定基本应力范围为(-160MPa～20MPa)。其他应力条件下的疲劳试验皆为该基本应力幅的对比试验。
7 |0 V% z8 `+ s, ?) S
2 ]5 q/ J& \- U& ~. w' c9 V, n
% I. Z8 @; ]+ N8 F6 A

     

  图3 轮载模具部件及加载面积  

     

                                                    图4 橡胶板厚度的分散作用对比 (Inokuchi et al. 2008)
, v4 H3 }3 _5 z; K+ r( u" F
       疲劳试验动荷载千斤顶与试件之间通过轮载模具传力，包括荷载压块、钢板和橡胶板（如图3所示）。钢板的面积与实际的货车双轮压面面积一致，用于模拟轮载。橡胶板垫在钢板与试件之间，用来模拟桥面铺装对轮载的分散作用。Inokuchi、Kainuma和Kawabata等在2008年采用与本文相同的实验装置，通过静载试验测试了橡胶板厚度对应力的分散作用，并对不同橡胶板厚下参考点应力大小进行了有限元分析。当橡胶板厚度分别为5mm、20mm、40mm、80mm和120mm时，试件同一参考点的应力大小存在明显差异（如图4所示）。当橡胶板厚度小于40mm时，荷载下的试件顶板存在一定弯曲弧度，使得钢板边缘易形成应力集中；而当橡胶板从40mm增加到120mm时，参考点的应力也相应增加。最后，考虑到橡胶板厚80mm时的轮载应力分散情况与实桥接近，所以本文的试验中选择80mm厚橡胶板来模拟铺装层作用。

! U& l& s2 S2 P* Y, A

试验结果

       对于试件表面的裂纹，可通过磁粉探伤方法来检测。对于焊根裂纹，本研究在试验结束后，试件沿纵向被切割为25mm厚度的试件片，再对每个切口截面上的裂纹进行角度与深度的精确测量。在本文的荷载工况下，焊根开裂情况相比焊趾开裂，占主导地位，试验结果如表1所示。可以看出，由于应力条件不同，不同试件的裂纹深度差别很大（如图5所示）。

" A2 g' \& p5 x( P2 L

图5 试件焊接接头及焊根裂纹微观照片

表1 试验应力条件及结果

  P& J) _2 C' H' |, l5 Z) Z

       试件加载基本疲劳循环3 , 0 0 0 , 0 0 0次后，U 6 S P 0 和U6SP75的两组试验结果显示，在应力幅相同而应力比不同的情况下，应力幅的最大拉应力越大，则焊根开裂深度越深。在相同应力条件下，U6SP0的焊根裂纹深度都要比U6SP75大，可认为较大的熔透率对该类焊接接头疲劳耐久性有利。对于试件U8SP50-2，只加载了循环压应力，并未萌生焊根裂纹,因此认为压应力并不能导致焊根起裂。另外,焊趾和焊根同时开裂的两个试件都存在同一现象——焊趾开裂深度总是大于焊根裂深。并且，在其他的钢桥面板节段试验(Kawabata et al. 2006)也出现过焊趾、焊根同时开裂的情况,所以,焊趾和焊根裂纹的相互影响不可忽略。

       试验中， 试件U 8 S P 5 0 - 1 的加载比其他试件多了7,000,000次循环荷载，其焊根裂纹深度只比相同应力条件下的U6SP0-1大了0.6mm。这说明在加载到一定程度时，焊根裂纹在顶板方向渐渐停止扩展。这种现象往往是因为焊根位置在焊接过程中会产生较高的残余拉应力，导致该处实际存在的有效应力比荷载下的结构应力要大很多。裂纹停止扩展，一方面可能是由于焊接残余应力的自平衡性，在顶板板厚方向中性轴位置必定存在残余压应力区。随着裂纹扩展，裂纹尖端越来越靠近残余压应力区，可能会导致扩展停滞。另一方面，焊根尖的残余拉应力由于裂纹的萌生而局部释放，因此对裂纹扩展有促进作用的有效应力幅，往往由原来的全应力幅变为仅拉应力区的应力幅。而加载的拉应力都较小，不足以促使开裂扩展，这就导致了裂纹渐渐停滞扩展。
  U% z6 J$ E! u4 c0 H3 |
( a- |, T% \, x5 U% y

有限元分析

       为了探讨钢桥面板试件的结构特性，以及顶板U肋间未熔透焊接接头的开裂机理，本文通过有限元软件MARCmentat 2012建立了三维有限元实体模型（如图6）。该模型中，试件体、铺装层等部件都通过8节点实体单元来模拟，模型应力集中处最小网格尺寸细化为0.2mm。钢材的特性参数，弹性模量和泊松比分别设为206,000MPa和0.3。以试件U8SP50为例，焊根未熔透部分的几何形状及尺寸如图7所示，其模型在最大荷载工况和最小荷载工况下，主应力云图如图8所示。焊根处局部应力集中情况比焊趾处要明显得多。

3 G5 _3 X+ Y7 s6 G* N6 {/ O; @3 `

  图6 有限元模型及边界条件

   

                                                                            图7 试件U8SP50焊接接头参数

        

图8 试件U8SP50跨中的应力云图

& @2 M$ p$ Z6 Z6 x  U5 W1 T$ [) s8 @

图9 试验与有限元应力分布对比

& F1 u! U% [3 J) {       根据有限元分析和试验测试结果，对比两种方法在参考应力点处的横桥向应力σy的大小关系（如图9）。由图9可知，有限元应力分布和试验测点具有相似的分布趋势。另外，在最大荷载工况的跨中截面处，三种尺寸试件对应模型的焊根应力之差最大达到了12.7%，U8SP50的跨中压应力最小。对于这三个试件的跨中参考点和焊根附近区域，在最小荷载工况Pmin下成为拉应力区，而在最大荷载工况Pmax下成为压应力区，并且结构压应力要比拉应力大得多。其他学者已经开展过的试验和数值分析也有类似结论，比如Kawabata等2004年就有相关结论：车辆通过时，产生的拉应力大概只有压应力数值的10%左右。尽管拉应力比压应力小得多，依然会使焊根未熔透部分张开，从而导致裂纹的萌生和扩展。
       众所周知，焊接过程会在焊缝局部产生高残余应力。在疲劳评估中，横桥向残余应力是最需关注的，因为会与横桥向结构应力产生叠加作用。本文计算了U8SP50模型在顶板竖向的结构应力分布。针对相同尺寸构件，Inokuchi、Kainuma 和Uchida等学者，在2012年通过有限元和试验获得了其焊根附近顶板竖向的残余应力分布（如图10所示）。该残余应力分布与本文中通过弹性模型计算得到的结构应力叠加，则为试件焊接接头处的有效应力（假设叠加总和并未达到材料的屈服点）。由图10见，焊根处总是存在残余拉应力，这证实了残余拉应力的存在，提高了未熔透焊根尖端最大有效拉应力值；该残余拉应力的存在，对焊根处裂纹萌生有促进作用。在焊根裂纹萌生后，裂纹尖端的残余应力逐渐释放，最终导致裂纹逐渐停止扩展。
# K! M2 J; ?3 Z+ X( h9 i
, o9 Q7 I9 n( r8 O; M9 C

图10 跨中截面顶板竖向的残余应力分布(U8SP50)

( D' S( S' G9 C  b9 n9 {       大部分研究认为，在评估结构的疲劳寿命时，应力幅是决定因素，主应力方向决定了裂纹扩展方向。试件在最小荷载工况下——焊根处为拉应力情况下，三个模型的焊根处应力幅和最大主应力对比如图11所示。由图可知，熔透率Pw/tu对应力幅无显著影响，但是U肋增厚能够降低最大主应力。图12展示了跨中截面在最大和最小两种工况下，顶板下翼缘从焊趾到焊根的横桥向应力分布情况。可以看出，U6SP0和U6SP75虽然由于熔透率不同而尖端位置相差较远，但其应力分布和焊根应力峰值相差不大。这三个模型中，U6SP75的焊根应力峰值最大，拉应力峰值甚至达到了U8SP50的1.8倍。因此认为，增厚U肋厚度能够在一定程度上降低焊根处的应力峰值，预防该类构件在焊根处开裂。

( ~5 t& y- z1 O4 o9 a& A% k8 h8 y

图11 三个模型不同熔透率对应力的影响

图12 顶板下翼缘从焊趾到焊根的横桥向应力分布

. }2 J, O& d; [2 }

焊根疲劳开裂的分析

       本文针对顶板和U肋焊接接头的焊根开裂问题,进行了钢桥面板足尺节段模型的疲劳试验和有限元分析,结果如下:
4 {3 Z6 v- j; L( T6 d& h  R* u       1. 在应力幅相同的情况下，结构拉应力占比例越大，跨中焊根处开裂深度越深；在相同应力条件下，可认为较大的熔透率对该类焊接接头疲劳耐久性有利。
0 {2 `/ q+ R$ w# d+ O" ~6 w       2. 试验大部分试件仅发生焊根开裂，焊趾和焊根同时开裂的情况也有发生。同一焊接接头处焊根焊趾同时开裂时，其相互影响不能忽略。
       3．由于焊接作用接头处总是存在残余应力，焊根处残余拉应力的存在提高了未熔透焊根尖端最大有效拉应力值，该残余拉应力的存在，对焊根处裂纹萌生有促进作用。在焊根裂纹萌生后，残余应力在裂纹尖端逐渐释放，导致裂纹扩展变慢或停止。
       4．该结构焊接接头的熔透率增加，对焊根处结构应力峰值无显著影响；U肋厚度的增加将导致主应力的减小，U肋厚度从6mm增加到8mm能有效降低焊根处主应力峰值，在一定程度上延缓疲劳开裂。

+ N1 N3 Q! P3 R$ t, T

（作者单位：日本九州大学)

（编辑：王硕)