波形鋼腹板梁T形接頭焊接仿真分析與試驗研究

冀偉, 張鵬

(1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院,湖南 長沙 410082; 2.蘭州交通大學(xué) 土木工程學(xué)院,甘肅 蘭州 730070)

波形鋼腹板組合箱梁具有自重輕、抗震性能好、跨越能力強、造型美觀等優(yōu)點,在橋梁建設(shè)中得到了廣泛的應(yīng)用[1-2]。波形鋼腹板與底板通過焊接的方式進行連接,其焊接過程中會產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力和焊接殘余變形。焊接殘余應(yīng)力在環(huán)境溫度和外載荷的作用下容易引起構(gòu)件發(fā)生失穩(wěn)、甚至斷裂失效。因此,研究焊接殘余應(yīng)力和焊接殘余變形的對服役期間橋梁的安全評估具有重要研究意義[3]。近年來,國內(nèi)外學(xué)者針對鋼結(jié)構(gòu)的焊接已經(jīng)展開了一系列的研究。于海豐等[4]對小截面焊接工字鋼的殘余應(yīng)力進行了試驗研究,并分析了板件寬厚比對殘余應(yīng)力的影響;崔闖等[5]采用數(shù)值模擬的方法對港珠澳大橋正交異性鋼橋面板焊接全過程和殘余應(yīng)力的分布特性進行了研究,發(fā)現(xiàn)板厚方向焊接殘余應(yīng)力符合其正弦分布;強偉等[6]通過有限元法研究了鋁鎂合金T形接頭雙熱源協(xié)同焊接溫度場、應(yīng)力場及其變形;Wang等[7]利用切片法和鉆孔法研究了高強鋼箱梁的殘余應(yīng)力分布規(guī)律;耿旭陽等[8]利用有限元軟件ProCAST對某跨海大橋鋼橋的頂板和U肋間的焊接殘余應(yīng)力進行了研究;劉國寧等[9]利用Simufact Welding有限元軟件分析了不同焊接順序?qū)型接頭焊接溫度場、應(yīng)變場、應(yīng)力場的影響,得出了不同焊接順序的優(yōu)劣排序;唐琪等[10]結(jié)合固有相變法和有限元法研究了不同焊接約束對地鐵牽引梁焊接變形的影響;胡效東等[11]利用ABAQUS有限元軟件對304/Q345R復(fù)合板的焊接過程進行了數(shù)值模擬,分析焊接過程中復(fù)合板的復(fù)雜熱力學(xué)行為。雖然對于各種鋼構(gòu)件焊接的研究較多,但是所研究的構(gòu)件大都是直線樣式的構(gòu)件,且所研究的都是縮尺比例模型,而通過試驗和數(shù)值模擬結(jié)合研究真實尺寸曲線樣式構(gòu)件焊接少。由于其較復(fù)雜的幾何構(gòu)造和獨有的“手風琴效應(yīng)”,波形鋼腹板的殘余應(yīng)力分布模式勢必與傳統(tǒng)直線樣式的構(gòu)件不同;且焊接作業(yè)對波形鋼腹板彎折角處的應(yīng)力集中現(xiàn)象的影響也不明確。

本文通過焊接仿真軟件Simufact Welding對波形鋼腹板T形接頭的焊接過程進行模擬,并通過試驗來驗證數(shù)值模擬的正確性,從而得到波形鋼腹板T形接頭復(fù)雜的熱力學(xué)行為。

1 波形鋼腹板梁焊接數(shù)學(xué)模型

1.1 熱傳導(dǎo)理論及熱源選定

金屬材料焊接是一個將局部材料快速加熱至高溫,隨后快速冷卻的過程。隨著熱源的移動,整個焊件的溫度隨時間和空間急劇變化,材料的熱物理性能也隨溫度劇烈變化,同時還存在熔化和相變時的潛熱現(xiàn)象。因此,焊接溫度場分析屬于典型的非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)問題[12]。在熱分析中,有限元公式的瞬態(tài)非線性傳熱分析控制方程[13]為:

(1)

式中:kx、ky和kz為x、y和z中的導(dǎo)熱系數(shù);T為當前溫度;Q為發(fā)熱量;ρ為密度;c為比熱容。

焊接溫度場和殘余應(yīng)力準確計算的基礎(chǔ)為選取合適的熱源模型,本文結(jié)合焊件的尺寸和焊接的類型選取Goldak所提出的移動雙橢球熱源模型[14]進行波形鋼腹板梁的焊接數(shù)值模擬,作用于工件上的體熱源沿軸分成前、后2個部分,其幾何形狀如圖1所示,其熱源分布函數(shù)為:

(2)

圖1 雙橢球熱源模型

(3)

式中:q0為熱量輸入值,且q0=ηUI(U為電弧電壓;I為電弧電流;η為熱效率);f1、f2為熱流密度分布系數(shù),f1+f2=2;a1、a2、b、d為熱源形狀參數(shù),且一般情況下后軸長a2為前軸長a1的2～4倍。

1.2 應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)學(xué)模型

采用Von Mises屈服準則、隨溫度變化的力學(xué)性能和線性運動硬化準則,考慮與速率無關(guān)的彈塑性本構(gòu)方程[15],應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系的增量為:

{dσ}=Dd{dε}-CdT

(4)

2 有限元模型的建立

圖2為波形鋼腹板T形接頭具體尺寸圖,該型號鋼梁由上下底板和波形腹板所組成,每個波段長1 200 mm,為分析研究方便,本文選取一個波段,且不包含上底板的鋼梁進行焊接溫度場的研究。首先,利用SolidWorks2016軟件進行實體模型建立,該模型由腹板和底板構(gòu)成。然后,在HyperMesh軟件中進行實體網(wǎng)格劃分,為兼顧計算精度與效率,在焊縫及其附近采用較細密的網(wǎng)格;在遠離焊縫的區(qū)域,采用較為稀疏的網(wǎng)格,整個模型均采用六面體網(wǎng)格劃分,并將網(wǎng)格尺寸設(shè)置為10 mm。最后,在焊接仿真軟件Simufact Welding中進行焊接參數(shù)配置和焊接過程模擬,在此過程為了提高數(shù)值計算的精度,在溫度場和應(yīng)力場計算時利用該軟件的優(yōu)勢,即網(wǎng)格不需要節(jié)點匹配和熱源附近網(wǎng)格的自動細化加密功能,對其熱源區(qū)域的網(wǎng)格進行細化等級為2的加密,故此熱源區(qū)域網(wǎng)格尺寸為2.5 mm。焊接采用CO2氣體保護電弧焊,焊件材料為Q345D,對應(yīng)軟件中的材料S355J2G3,其相關(guān)熱學(xué)參數(shù)曲線如圖3所示。

圖2 焊件尺寸

圖3 S355J2G3熱學(xué)參數(shù)變化曲線

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 溫度場分析

Simufact Welding軟件的焊接監(jiān)控器能夠?qū)ζ浜讣暮附忧闆r進行實時監(jiān)控,對焊接過程中出現(xiàn)的可能導(dǎo)致焊件連接不良的因素進行及時的調(diào)整。得到其波形鋼腹板梁焊接過程的熔池形貌如圖4所示,焊縫的中心溫度已經(jīng)超過材料的熔點1 500 ℃,這說明焊接過程具有足夠的能量輸入,焊縫金屬填料可以全部熔化和焊縫熔深得到保證,波形鋼腹板梁的焊接質(zhì)量高。

圖4 焊接過程熔池形貌及溫度場云圖

焊接過程中,金屬焊縫填料的生成采用生死單元技術(shù)來模擬。本文提取波形鋼腹板梁在10、270、532和1 500 s時刻的溫度場分布云圖如圖5所示。從圖5可以看出,焊件在起弧階段的溫度場是一個瞬態(tài)溫度場,隨著時間的推移,焊接溫度場變成了一個準穩(wěn)態(tài)溫度場,形狀為不規(guī)則的橢圓形且熔池溫度高達1 684.11 ℃。焊接過程耗時132 s,此后的1 368 s為焊件的冷卻階段。在冷卻階段,由于焊接熱源的撤除,焊縫中心及附近的溫度快速下降,所表現(xiàn)的溫度場呈梯度遞減分布,且在波形鋼腹板的輻射范圍急劇增大。當冷卻到1 500 s時,焊件整體溫度趨于室溫,此時,波形鋼腹板梁的整個焊接過程結(jié)束。

圖5 不同時刻試件溫度場分布

為了更加直觀地描述波形鋼腹板梁焊接的溫度場分布,沿著焊縫方向在波形鋼腹板梁1/2橫截面處提取跟蹤點的溫度歷程曲線如圖6所示,圖中小圖表示各溫度跟蹤點的具體位置。可以看出,波形鋼腹板和底板焊趾位置處的跟蹤點熱循環(huán)歷程類似,峰值溫度都出現(xiàn)在焊縫位置處,且峰值溫度都超過了材料的熔點,當離焊縫一定距離后,溫度歷程曲線趨于重合。距離焊縫越近的跟蹤點溫度變化越劇烈,而離焊縫越遠溫度變化則越為緩和,這說明距離焊縫越近熱傳遞越多,溫度越高。

圖6 溫度歷程曲線

為驗證數(shù)值模擬的可靠性,利用紅外測溫槍采集波形鋼腹板梁焊接過程和冷卻階段溫控點的溫度。通過Simufact Welding軟件自帶的測量和數(shù)值提取工具提取和試驗階段相同位置的溫控點的溫度值,將兩者進行比較以驗證數(shù)值模擬的正確性。溫控點的具體布置如圖7所示,溫控點溫度對比如圖8所示。焊接過程中,溫控點溫度每5 min中采集一次,冷卻過程中30 min采集一次,直至溫度冷卻至室溫,試驗結(jié)束。在此過程中,為了試驗操作的便捷性,僅對1200型波形鋼腹板梁的1/2橫截面處的測點進行溫度值的采集與對比。

圖7 焊接過程溫控點布置

圖8 溫控點溫度對比

從圖8焊接過程測點溫度對比圖可以看出,峰值溫度均出現(xiàn)在焊縫位置處,且隨著距離焊縫中心位置越遠溫度值越低。焊接過程中溫度測點的溫度實測值與模擬值最大相差2.35 ℃,冷卻過程測點溫度實測值和模擬值最大相差為2.45 ℃,計算2階段的各點相對誤差后發(fā)現(xiàn)也都小于5%,故此說明試驗所測結(jié)果和模擬所得結(jié)果吻合良好,證明了數(shù)值模擬的正確性。除此之外,還可以看出,焊件溫度值的跌幅冷卻階段要緩于其焊接過程,腹板的溫度值跌幅大于其底板,這是由于底板的厚度大于波形鋼腹板的厚度,熱流量腹板大于其底板而導(dǎo)致。熱流量的增大會導(dǎo)致焊接變形的產(chǎn)生,為此,在焊接時為防止焊接變形太大而導(dǎo)致構(gòu)件失穩(wěn),要特別注意控制線能量輸入的大小。

3.2 應(yīng)力場分析

焊接材料在焊接過程在焊接過程中會產(chǎn)生材料硬化,如果在計算時不考慮該現(xiàn)象,則可能會使焊接殘余應(yīng)力的結(jié)果與實際結(jié)果不相符合,從而導(dǎo)致后續(xù)結(jié)構(gòu)力學(xué)性能分析的結(jié)果不合理。為此,本文數(shù)值模擬過程中考慮了材料的加工硬化效應(yīng)[16]。圖9為波形鋼腹板梁焊接冷卻完成之后所得的等效應(yīng)力云圖,從圖中可以清楚地看出應(yīng)力等效應(yīng)力最大值出現(xiàn)在焊縫中心線上,最大值為370.10 MPa,最小值為0.03 MPa。

圖9 等效應(yīng)力云圖

為方便對波形鋼腹板梁T型接頭的殘余應(yīng)力進行分析,選取了圖10所示的2條路徑進行研究。圖11為波形鋼腹板梁焊縫中心線上(路徑L1)殘余應(yīng)力的分布曲線。從圖11可以發(fā)現(xiàn),殘余應(yīng)力呈峰谷形式分布,縱向殘余應(yīng)力以拉應(yīng)力為主,最大值371.4 MPa,超過材料屈服強度,這是由于在模擬過程中材料的加工硬化;橫向殘余應(yīng)力拉壓應(yīng)力共存,最大拉應(yīng)力為189.0 MPa,最大壓應(yīng)力為-134.4 MPa。

圖10 殘余應(yīng)力提取路徑

圖11 路徑L1焊接殘余應(yīng)力分布

除此之外,可以發(fā)現(xiàn),焊件在焊縫的始末兩端殘余應(yīng)力發(fā)生了大的突變,前者急劇增大,后者急劇減小。這是由于焊件在焊接過程中電弧的引發(fā)和收縮引起熱源的突然輸入和輸出所引起。

圖12為波形鋼腹板梁垂直于焊縫方向(路徑L2)殘余應(yīng)力的分布曲線。從圖12可以看出,波形鋼腹板梁縱向和橫向殘余應(yīng)力的峰值均出現(xiàn)在焊縫位置處,縱向殘余拉應(yīng)力最大值為370.5 MPa,超過材料屈服強度,其原為數(shù)值模擬過程中考慮了材料的加工硬化;橫向殘余拉、壓應(yīng)力最大值分別為32.5和-36.4 MPa,而焊縫兩端殘余應(yīng)力分布平緩,數(shù)值趨近于0 MPa。

圖12 路徑L2焊接殘余應(yīng)力分布

為了進一步驗證數(shù)值模擬的正確性,通過在焊件表面粘貼應(yīng)變片,利用DH3816N應(yīng)變測試儀和電腦采集波形鋼腹板梁焊接所產(chǎn)生的應(yīng)變,將計算得出焊接殘余應(yīng)力與數(shù)值模擬所得進行比較。

應(yīng)變花的粘貼位置具體如圖13所示。具體表現(xiàn)為:一個波長1 200 mm的波形鋼腹板試件從左往右劃分為5組標識線,間隔300 mm?？紤]到波形鋼腹板與底板進行焊接時焊道的溫度過高而燒壞應(yīng)變片,故而從波形鋼腹板最低端往上150 mm處開始設(shè)置應(yīng)變片的位置,從150 mm向上每隔50 mm設(shè)置一個控制點,每個標示線5個,整個試件共設(shè)置25個控制點。底板的控制點從底板與腹板相交到底板邊緣每個50 mm設(shè)置一個。為了試驗過程的簡單性,僅將1 200型波形鋼腹板梁最中間腹板上的5個殘余應(yīng)力值與數(shù)值模擬的應(yīng)力值進行對比。

圖13 應(yīng)變花粘貼位置

圖14為波形鋼腹板梁試驗所得殘余應(yīng)力與數(shù)值模擬的殘余應(yīng)力的對比圖,從圖可以看出,波形鋼腹板的縱向、橫向殘余應(yīng)力的試驗值與模擬值之間均有一定的偏差,分析原因是因為焊件在焊接過程中焊縫的溫度過高,使得應(yīng)變花的工作性能下降,從而導(dǎo)致試驗結(jié)果精度下降。雖然存在一定的誤差,但總的來看,波形鋼腹板梁的腹板上的殘余應(yīng)力變化趨勢大致相同、數(shù)值基本吻合,可以證明數(shù)值模擬的正確性。

圖14 殘余應(yīng)力對比

4 焊速及腹板厚度參數(shù)分析

4.1 焊速對殘余應(yīng)力的影響

由于焊接速度會直接影響焊件焊接過程的能量輸入,而能量輸入的大小則會直接影響焊接溫度場和殘余應(yīng)力的分布與大小,本文將利用控制變量法對不同焊接速度下波形鋼腹板梁的焊接殘余應(yīng)力進行對比分析。通過3.2節(jié)的分析可知,波形鋼腹板梁在1/2底板處的焊接殘余應(yīng)力最大,為此,本文針對該部位的殘余應(yīng)力分析研究。在此過程中,焊接速度分別設(shè)定為8、10和12 mm/s,其中10 mm/s為試驗實測速度。不同焊接速度在波形鋼腹板梁1/2底板處的焊接殘余應(yīng)力分布如圖15所示。

圖15 焊接速度對殘余應(yīng)力的影響

從圖15可以看出,不同焊接速度所對應(yīng)的縱向殘余應(yīng)力和橫向殘余應(yīng)力的分布規(guī)律基本相同,焊接速度所直接影響殘余應(yīng)力的峰值。數(shù)值上,當焊接速度從8 mm/s增大到10 mm/s時,縱向和橫向殘余應(yīng)力的峰值分別增加了16.7%和56.8%;規(guī)律上,殘余應(yīng)力的峰值與焊接速度呈反比關(guān)系。除此之外,還可以發(fā)現(xiàn)橫向殘余應(yīng)力相較于縱向殘余應(yīng)力受焊接速度的影響較大。為此,在保證焊接質(zhì)量的前提下,應(yīng)盡可能的提高焊接速度來減小所產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力。

4.2 腹板厚度對殘余應(yīng)力的影響

為了研究腹板厚度對波形鋼腹板梁焊接殘余應(yīng)力影響,利用Simufact Welding軟件分別對腹板厚度為16、18和20 mm的波形鋼腹板梁進行了焊接模擬,得到了波形鋼腹板梁1/2底板處的焊接殘余應(yīng)力分布如圖16所示。其中16 mm為試驗梁的實測數(shù)據(jù),且除腹板的厚度以外,其余各尺寸、參數(shù)均相同。

圖16 底板厚度對殘余應(yīng)力的影響

從圖16可以看出,焊件1/2底板處縱向殘余應(yīng)力隨著波形鋼腹板厚度的增加殘余應(yīng)力峰值有明顯地減小,但其總的分布規(guī)律基本相同;從圖16(b)可以看出,隨著腹板厚度的增加焊件的橫向殘余應(yīng)力峰值大小的變化與其縱向殘余應(yīng)力一致,但應(yīng)力的分布規(guī)律發(fā)生了大的變化。在焊縫附近,腹板厚16 mm的焊件橫向殘余應(yīng)力狀態(tài)為拉-壓,而腹板為18和20 mm時所得的殘余應(yīng)力狀態(tài)為拉-壓-拉。而遠離焊縫的部位,殘余應(yīng)力幾乎不受腹板厚度的影響。為此,在工程實際中,為了使波形鋼腹板梁的焊接殘余應(yīng)力變小和受力狀態(tài)更合理,應(yīng)盡可能的增大腹板的厚度。

5 結(jié)論

1)波形鋼腹板梁在焊接過程中,焊縫區(qū)域距離熔池中心越近,焊接溫度場變化越快,溫度也越高,焊縫任意位置總的溫度變化規(guī)律基本一致,所得焊接熱影響區(qū)分布為不規(guī)則的封閉橢圓形。焊后冷卻時,焊縫區(qū)域溫度迅速降低,溫度場范圍分布越來越大。

2)不論垂直還是平行于焊縫的殘余應(yīng)力均以縱向殘余拉應(yīng)力為主,殘余應(yīng)力離焊縫越近數(shù)值越大,最大值均出現(xiàn)在焊縫的中部,且都超過了材料的屈服強度。橫向殘余應(yīng)力的應(yīng)力水平相對較低,拉壓應(yīng)力共存,離焊縫位置越遠,應(yīng)力變化越穩(wěn)定。

3)波形鋼腹板梁焊接殘余應(yīng)力的分布規(guī)律幾乎不受焊接速度的影響,但殘余應(yīng)力的峰值受焊接速度影響較大。因此,在保證焊接質(zhì)量的前提下,應(yīng)盡可能的提高焊接速度來減小所產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力。

4)波形鋼腹板梁殘余應(yīng)力的峰值隨底板厚度的增加而減小,其縱向殘余應(yīng)力分布規(guī)律不受底板厚度的影響,橫向殘余應(yīng)力則反之。在工程實際中,為了使波形鋼腹板梁的焊接殘余應(yīng)力變小和受力狀態(tài)更合理,應(yīng)適當?shù)脑龃蟾拱宓暮穸取?/p>