基于ANSYS的正交異性橋面板焊接動態(tài)溫度場研究

張 麗

(包頭市交通規(guī)劃設計院，內蒙古 包頭 014040)

0 引 言

正交異性橋面板因高承載力、易工廠化、自重輕等優(yōu)勢廣泛應用于斜拉橋及懸索橋等大型鋼橋設計與制造中[1]。正交異性橋面板各板件的預制連接方式主要采用焊接，焊接過程中不均勻的傳熱過程導致復雜的塑性形變、相變，形成不均勻的焊接殘余應力，降低了結構剛度、承載力及疲勞壽命等，焊接質量直接依賴于動態(tài)溫度場分布，溫度場的計算是獲得可靠焊接殘余應力場的保證[2]。因而認識焊接熱過程的溫度動態(tài)演變對焊接過程及最終結果的控制具有重要意義。

目前已有較多針對薄板、T形接頭等簡單結構焊接熱過程的溫度場數值模擬研究[3-5]，針對正交異性橋面板的多焊縫溫度場的準確模擬鮮有報道，筆者擬對某大跨鋼斜拉橋的正交異性橋面板動態(tài)焊接溫度場開展研究并通過試驗加以驗證，為同類結構焊接熱過程的精準控制提供理論參考。

1 焊接溫度場的基本理論

基于能量守恒原理可得熱傳導溫度場基本微分方程：

式中：c為材料比熱容；ρ為材料密度；λ為材料導熱系數，3者均隨溫度變化；T為溫度場分布函數；t為傳熱時間；Q為內熱源。

2 數值模型的建立

2.1 有限元模型

采用通用有限元軟件ANSYS對正交異性橋面板的焊接熱過程進行數值建模，該計算屬于典型三維瞬態(tài)非線性過程，矩陣奇異性大，收斂困難，有必要對數值模擬過程進行合理簡化[2,6]。考慮到研究對象的對稱性，取1.5個U肋的焊接進行分析，幾何模型如圖1。溫度場分析時采用SOLID70熱分析單元，由于焊縫處及附近區(qū)域為主要受熱區(qū)域，為降低計算規(guī)模提高計算效率，焊縫處采用較密網格，遠離焊縫處則增大單元尺寸，兩者之間采用過渡網格。有限元模型如圖2，節(jié)點175 336個，單元134 100個。

圖1 幾何模型Fig. 1 Geometric model

圖2 有限元模型Fig. 2 Finite element model

2.2 焊接工藝

焊接工藝對焊接結果起支配作用，包括實際焊接時的電弧參數及焊接順序。筆者調查得到實際施焊參數為：焊接電流I為220 A，焊接電壓U為26 V，熱效率η為75%，焊接速度v為4 mm/s。正交異性橋面板在預制時一般采用交錯焊接順序進行，以降低焊接熱變形，焊接順序見圖1。

2.3 物理模型

焊接熱過程時的溫度場響應依賴于不同溫度下的導熱系數、密度及比熱容等，然而目前材料的高溫段熱物理特性參數仍舊處于空白狀態(tài)。筆者參考文獻[7]針對Q345鋼材的材料參數，如圖3，密度按恒定值7 800 kg/m3取值。

U肋與面板的焊縫屬于部分熔透焊的范疇，鑒于高斯熱源模型僅適合于表面堆焊等工況，筆者采用“雙重”生死單元模擬焊縫的填充及熱源的移動加載。首先“殺死”焊縫單元，接著參照焊接順序依次“激活”焊縫單元，并基于生死單元技術及時施加生熱率來模擬焊接熱源的移動過程，單位時間內生熱率為

式中：η為焊接熱效率；U、I分別為輸入電壓、電流；Aw為焊縫截面面積；v為焊接速度。

溫度場的邊界條件主要表現在結構表面的散熱狀況，包括對流和輻射兩種方式。為簡化計算，基于Newton法則，采用統(tǒng)一的換熱系數描述其邊界約束，邊界熱損失為

qs=β(T-Tα)

式中：Tα為周圍介質溫度；β=βc+βE(βc為對流換熱系數，βE為輻射換熱系數)。

3 溫度場結果分析

3.1 溫度場瞬時分布

焊接過程中，隨著熱源的推移，熔池的空間位置不斷發(fā)生變化，由最初的不穩(wěn)定態(tài)轉化為準穩(wěn)態(tài)分布，圖4給出了焊接過程中隨時間變化的溫度分布。

由圖4可見，準穩(wěn)態(tài)時的溫度場峰值維持在1 976 ℃，熱源附近區(qū)域的相對溫度始終保持固定形態(tài)向前推移。溫度場呈以焊接方向為對稱軸的流星形狀，焊接熱源前端溫度溫度梯度較為明顯，等溫線密集，熔池后方則相對稀疏，梯度并隨之變緩。由圖4(e)可以看出，焊接順序對溫度場的動態(tài)演變有關鍵影響，由于時間差的存在，后續(xù)焊縫區(qū)域的溫度明顯高于先前焊縫區(qū)域的溫度，但焊接順序對溫度場的最終分布狀態(tài)并沒有顯著影響。由于焊接后的冷卻時間較長，筆者認為溫差控制在1 ℃內即冷卻完全。

為進一步探討正交異性橋面板的溫度場分布模式，取橋面板中截面表層路徑為研究對象，繪制其25、75、125 s時刻中截面的溫度分布曲線，如圖5。整體上看，3個時刻的溫度場分布趨勢基本一致，每個時刻都對應存在一個溫度場峰值點，約550 ℃左右，且高溫區(qū)分布范圍較窄，大約局限在焊縫中心兩側各10 mm區(qū)間內。值得注意的是，由于施焊順序的不同，不同時刻溫度分布曲線的峰值數量并不一致。在焊接H_2時，由于H_1并未完全冷卻，因而對應該焊縫截面處存在一個120 ℃的峰值點。在焊接H_3時，相應的在前兩條焊縫對應截面處各存在一個溫度峰值，且由于冷卻的緣故，相同時間內，H_1焊縫截面處雖有一定的降溫幅度，但遠小于高溫時的降幅速率。

圖5 不同時刻下中截面的溫度分布規(guī)律Fig. 5 Temperature distribution of mid-section at different time

3.2 溫度場時間歷程變化規(guī)律

為了清楚地顯示焊接過程中節(jié)點熱循環(huán)動態(tài)變化，選擇距H_1焊縫中心0、17、30 mm的溫度觀察點，繪制圖6的溫度場時間歷程曲線。圖7則對比分析了三條焊縫中心點溫度場時間歷程變化規(guī)律。

圖6 垂直焊縫測點溫度時間歷程曲線Fig. 6 Time history curve of the temperature of the measuring point of vertical weld

圖7 焊縫中心點溫度場時間歷程曲線Fig. 7 Time history curve of the temperature field at the center point of the weld

由圖6可見，隨著焊接熱源的移動，節(jié)點溫度經歷了室溫—峰值—室溫的變化歷程。在熱源作用到某點時，溫度急劇上升并瞬速達到峰值，然后節(jié)點開始冷卻，后方熔池的再熱作用使峰值冷卻速度略低于加熱速度，隨著焊件與外界溫差越來越小，冷卻速率也逐漸開始減慢直至趨于0。溫度時間歷程的變化趨勢與距焊縫的遠近無關，但溫度峰值、升溫及降溫速率都有明顯下跌，30 mm處的溫度變化已經可以忽略，這表明焊接熱作用屬于局部作用的范疇。

由圖7可見，雖然焊縫位置不同，但各中心節(jié)點的熱循環(huán)曲線變化規(guī)律基本一致，相對時間內皆按“快升、快降、緩冷卻”的模式變化，但各點所受的熱作用時刻不同，形成的熱影響區(qū)性能存在一定差異。

4 數值模擬結果的試驗驗證

為了驗證數值模擬結果的可信度，參考數值模擬中焊接工藝進行實際施焊，并通過熱電偶法對焊縫熱影響區(qū)關鍵測點的動態(tài)溫度進行追蹤監(jiān)測，與數值模擬結果進行對比驗證，如圖8。

圖8 溫度實測值與數值模擬值結果驗證Fig. 8 Verification of the measured temperature values and numerical simulation results

溫度實測值與計算結果整體變化規(guī)律基本維持一致，僅在數值上略有偏差，考慮到材料熱物理特性的殘缺性、模型簡化的必要性、測量誤差的不可避免性等因素，數值模擬結果與實測數據吻合良好，驗證了有限元模擬方法的有效性。

5 結 論

筆者在合理簡化焊接熱過程的基礎上通過ANSYS建立了正交異性橋面板的精細化有限元模型，分析并討論焊件整體及關鍵路徑的溫度場動態(tài)分布，得出以下結論：

1)焊接過程的熱循環(huán)曲線按“快升、快降、緩冷卻”的模式變化，溫度場呈以焊接方向為對稱軸的流星形狀，無論是電弧溫度還是等溫線密集度，熔池前方數值都明顯大于后方。

2)焊接順序顯著影響溫度場的動態(tài)演變，后續(xù)焊縫區(qū)域的溫度明顯高于先前焊縫區(qū)域的溫度，但焊接順序對溫度場的最終分布狀態(tài)并沒有顯著影響。

3)U肋各焊縫的溫度場規(guī)律基本相似，焊接高溫區(qū)分布范圍較窄，大約局限在焊縫中心兩側各10 mm區(qū)間內，不同時刻焊件中截面溫度分布曲線的峰值數量不一致。

[1]孔祥福,周緒紅,狄謹,等.鋼箱梁斜拉橋正交異性橋面板的受力性能[J].長安大學學報(自然科學版),2007,27(3):52-56.

KONG Xiangfu, ZHOU Xuhong, DI Jin, et al. Orthotropic deck performance of steel box girder cable stayed bridge[J].JournalofChang’anUniversity(NaturalScienceEdition), 2007, 27(3): 52-56.

[2] D拉達伊.焊件熱效應—溫度場、殘余應力、變形[M].熊京第，鄭朝云，史耀武，譯.北京:機械工業(yè)出版社，1997.

RADAJ D.ThermalEffect-TemperatureFields,ResidualStressandDeformationofWeldComponents[M].XIONG Jingdi, ZHENG Chaoyun, SHI Yaowu, Translated. Beijing: China Machine Press, 1997.

[3]孫盼,李文,姬慶玲.Q235鋼焊接溫度場的數值模擬[J].中國水運,2010，10(7):235-236.

SUN Pan, LI Wen, JI Qingling. Numerical simulation of welding temperature field of Q235 steel[J].ChinaWaterTransport,2010，10(7): 235-236.

[4]黎超文,王勇,李立英,等.T形接頭的焊接溫度場三維動態(tài)有限元模擬[J].焊接學報,2011,32(8):33-36.

LI Chaowen, WANG Yong, LI Liying, et al. Three-dimensional dynamic FEM simulation of temperature distribution of T-joint[J].TransactionsoftheChinaWeldingInstitution, 2011, 32(8): 33-36.

[5] TSAI C I, FENG Z L. A computational analysis of thermal and mechanical conditions for weld metal solidification cracking[J].WeldingResearchAbroad, 1996, 42(1): 34-41.

[6]朱援詳,王勤,趙學榮,等.基于ANSYS平臺的焊接殘余應力模擬[J].武漢理工大學學報,2004,26(2):69-72.

ZHU Yuanxiang, WANG Qin, ZHAO Xuerong, et al. Simulation of welding residual stress based on ANSYS[J].JournalofWuhanUniversityofTechnology, 2004, 26(2): 69-72.

[7] ANDERSEN L F.ResidualStressesandDeformationsinSteelStructures[D]. Copenhagen: Technical University of Denmark, 2000.