橋梁鋼結構T型接頭雙側同步焊有限元建模

張繼祥 ，劉紫陽 ，王智祥 ，鐘 厲 ，徐 昱 ，王 帥

（1.重慶交通大學 機電與汽車工程學院，重慶 400074；2.重慶交通大學 重慶市特種船舶數字化設計與制造工程技術研究中心，重慶 400074）

0 前言

焊接殘余應力和變形會降低構件的尺寸精度和構件精度，增加結構裝配中的矯形工作量，使結構制造成本大幅增加[1-2]；焊接殘余應力和變形也是導致焊接裂紋和強度降低的重要因素，嚴重影響焊接結構的承載能力及使用壽命[3-4]。因此，預測焊接變形和應力，并把預測結果作為改善工藝，對指導實際工業生產具有重要的理論和應用價值。

目前，對于大型結構的焊接過程的有限元模擬還有一定的困難，主要是由于結構過大以及高度非線性的瞬態熱-力耦合、局部加熱熔化導致不均勻溫度場和應力場分布需要在焊接區域細化網格以反映局部高溫和高應力梯度，導致計算模型龐大[4-5]，焊接工藝的復雜性導致模型建立困難。目前研究的焦點和方向主要集中于簡化的熱源模型、并行計算和分布式并行處理、動態區域分解算法、新型單元開發技術、過渡網格、自適應網格、混合單元和相似理論等[6]。

2001年徐軍就大型橋梁結構焊接變形的問題，提出基于簡化模型的有限元計算方法，可以快速、準確地計算出梁結構在焊接過程中的變形[7]。2002年，清華大學的蔡志鵬等人簡化熱源模型，用串熱源模型代替高斯熱源進行焊接應力應變分析[8]。2007年，畢艷敏對小型T型接頭順序焊接過程溫度場和應力場進行了模擬[9]；鄭振太對大型厚壁件焊接數值模擬進行了研究[4]。2008年，劉川采用動態子結構方法來計算焊接殘余應力和變形[10]。2010年，王軍等人采用殼單元對50 t/16 t橋式起重機主梁焊接進行模擬[11]。2012年，胡建對Q345鋼T型接頭雙道MAG焊接工藝對變形和應力影響進行了研究[12]，王蓉對轉向架T型接頭一側焊縫焊接溫度場與應力場進行了數值模擬[13]。

以上研究大大提高了計算效率或者考慮了工藝對焊接接頭的影響，但是對于大型T型接頭同步焊接這樣的在考慮工藝方法的同時還要兼顧運算效率的模擬模型研究還不是很多。本研究基于ANSYS有限元分析軟件，針對橋梁主體與人行道組成結構的簡化模型，應用APDL語言建立了大型工業構件T型接頭雙側同時焊接模型，并應用于某橋梁人行道焊接模擬，通過模擬得到溫度和應力分布、焊接變形和殘余應力的分布規律，為同類鋼結構雙道同時焊接工藝的數值模擬和實際工程應用提供理論依據。

1 有限元模型的建立[14-18]

1.1 物理模型的建立

該橋梁主要由鋼結構組成，中間主體部分是車道，兩側是人行道，在此主要研究人行道的焊接。橋梁整體是由鋼結構單元按周期順序排列而成（見圖1），該結構單元為對稱結構，為了分析方便必須對模型進行簡化，簡化模型如圖2所示。

簡化模型由翼板、頂板、部分橋梁主體結構組成，焊接結構主要組成部分的尺寸：翼板1100 mm×3000 mm×12 mm，頂板3000 mm×3000 mm×12 mm，墻板3000 mm×1700 mm×12 mm。

圖1 橋梁結構單元

圖2 幾何簡化模型

1.2 網格劃分

溫度場分析時選擇solid70熱實體單元，應力分析時選擇solid45結構單元。為了提高計算效率，將研究對象劃分成焊縫區、熱影響區、過渡區和基體區域，并采用不同的網格密度，如圖3所示。焊縫及熱影響區的單元總體尺寸設置為5 mm，過渡區單元總體尺寸設置為20 mm，基體單元總體尺寸設置為80 mm。

圖3 有限元網格模型

1.3 材料物理參數

橋梁鋼結構所用鋼板為Q345鋼，其物理參數如表1所示。

表1 Q345鋼物理參數

1.4 焊接工藝及參數

1.4.1 焊接參數

采用電弧焊焊接，焊接過程中選用焊接參數如表2所示。

表2 電弧焊接參數

1.4.2 焊接工藝

焊接順序:先同時焊接翼板與橋梁主體上墻板連接處的焊縫1和焊縫2，然后同時焊接頂板與翼板連接處的焊縫3和焊縫4。再焊接頂板與墻板之間的通過焊縫5，最后焊接焊縫6。所有的焊縫焊接方向都是由焊縫交匯處向外焊接，如圖2所示。在焊接開始前工件與周圍的環境溫度一致，T0=20℃。

1.5 邊界條件

1.5.1 散熱邊界條件

焊接開始后，工件向周圍環境進行對流和輻射，主要考慮的是工件表面與周圍環境之間的熱對流，在所有外部表面施加與空氣熱對流載荷，即對模型添加散熱邊界條件。

1.5.2 約束邊界條件

選擇y=-3000 mm的面為對稱面，施加對稱約束。根據實際鋼結構焊接時的實際情況，在模型底部，選取z=1700 mm的面，約束z方向的自由度。選擇x=1500 mm的面，約束模型在x方向的自由度，如圖4所示。

1.6 移動熱源加載

熱源模型選用分段熱源，即模擬過程中將每條焊縫分成n段，每段長度為l，焊縫長度為L，則l=L/n，將熱源依次加載到焊縫每段l內的節點上，如圖5所示。熱源的移動加載是通過*DO循環實現，焊接時，先用CMSEL選擇正在焊接的焊縫上的單元，再通過NSLE命令選取已被選擇的焊縫單元上所有的節點。在已被選擇的節點基礎上通過NSEL命令選取焊縫單元縱向坐標為i到i+50范圍內的節點（i的取值范圍是每條焊縫起點到終點沿焊縫縱向坐標值，從起點坐標開始取值）。再由選取的節點用命令ESLN選擇節點所在的單元。然后用EALIVE命令激活被選取的焊縫單元并加載熱源。在模擬雙道同時焊接時，在選擇節點和單元時，同時選擇兩條焊縫上的節點和單元，并激活加載熱源，這樣就能實現雙道同時焊接的模擬過程。

圖4 約束方向

圖5 熱源加載示意

1.7 模型的程序實現

本研究是基于ANSYS采用熱力間接耦合的分析方法，即先分析得到溫度場結果，然后用ETCHG命令將熱單元轉換為結構單元，并用LDREAD命令讀取溫度分布結果進行應力計算，程序流程如圖6所示。

圖6 模擬分析程序流程框圖

2 模擬結果和分析

t=200 s，790 s，1080 s，1370 s時的溫度場分布如圖7a～圖7d所示，可以看到熱源沿焊縫移動，離熱源越近，溫度梯度越小，等溫線分布越密，在熱源周圍形成了一個相對穩定的溫度分布區域，隨著熱源移動不斷變化，溫度主要分布在焊縫區和熱影響區，過渡區和基體區溫度影響并不明顯。由圖7a、圖7b可知，翼板兩側焊縫的溫度分布相對于翼板呈對稱分布，這是由于焊接時在這兩條焊縫上同時添加熱源，兩個熱源溫度同時向附近區域傳導，形成了相對穩定的對稱分布溫度場，模擬了雙側同步焊接溫度變化過程。焊接冷卻過程中t=1500 s，6800 s時的溫度變化如圖6e、圖6f所示。冷卻過程是從1370 s開始，1500 s時最高溫度降為217.869℃，6800 s時各部分溫度冷卻到常溫。冷卻過程中高溫區向低溫區擴散，符合熱傳導規律，很好地模擬了冷卻過程。

圖7 焊接過程溫度分布變化情況

焊接完成后殘余應力的分布情況如圖8所示，由圖8可知，殘余應力主要集中于焊縫周圍和焊縫交匯處，這是由于在焊接過程中會產生大量的熱量，使得焊縫附近材料溫度急劇升高，隨著熱源移動已焊接區域慢慢冷卻形成較大的溫度梯度，從而附近材料就會產生應力殘余，相反距離焊縫較遠的區域溫度梯度小，形成較小的殘余應力甚至不產生應力。冷卻后的殘余變形分布如圖9所示，最大殘余變形為1.751 mm，變形主要發生在頂板和翼板處。

圖8 冷卻后的殘余應力分布

圖9 冷卻后的殘余變形分布

圖10 沿各焊縫的中心線縱向和橫向殘余應力值曲線

焊接冷卻過后，各條焊縫中心線上各點的橫向和縱向的殘余應力值如圖10所示。由圖10a、圖10b可知，焊縫1和焊縫2的中心各點橫向和縱向應力值很接近，應力值較小。焊縫1和焊縫2中線上縱向和橫向的殘余應力分布規律基本一致，并且各點的應力值很接近，這是由于焊縫1和焊縫2是同時焊接，在焊接過程中熱量輸入一樣，各點溫度變化形成的溫度梯度一致，使得兩側應力分布呈現對稱分布。圖10c、圖10d為焊縫3和焊縫4中心各點處縱向應力和橫向應力值，由圖10c、圖10d可知，縱向應力明顯大于橫向應力，且縱向最大應力值較大。焊縫3和焊縫4也是同時焊接，兩條焊縫中心線縱向和橫向應力分布規律也趨于一致。圖10e、圖10f是焊縫5和焊縫6中心線上縱向和橫向應力分布曲線，可以看到縱向應力大于橫向應力，焊縫5和焊縫6的應力分布趨勢相近，焊縫5橫向應力總體大于焊縫6的橫向應力，縱向應力相差不大區別發生在焊縫尾部。總體比較圖中曲線，焊縫3～焊縫6中心縱向應力明顯高于焊縫1和焊縫2中心縱向應力，造成原因是在焊接過程中焊接先后順序不同，隨著焊接焊縫數增多引起變形累積，焊接順序排在后面的焊縫就會有更大的應力殘余。各條焊縫在焊縫方向的縱向應力中部很長一段拉應力而且很大，而橫向應力則基本先是壓應力，再為拉應力，而后又轉變為壓應力。這是由于在焊接過程中，焊縫區溫度高于周圍其他區域，焊縫區材料受熱膨脹，受到周圍區域的擠壓，就會形成熱應力，受熱區域溫度升高后屈服極限下降，熱應力可部分超過該屈服極限；造成焊縫區形成了塑性的熱壓縮；冷卻后，比周圍區域相對縮短。因此，這個區域就呈現拉伸殘余應力，周圍區域則承受壓縮殘余應力[14-18]。

3 結論

（1）應用APDL語言建立了大型工業構件T型接頭雙側同時焊接模型，并應用于某橋梁鋼結構人行道焊接模擬，很好地模擬了焊接過程中溫度分布變化結果，得到了焊后殘余應力及殘余變形結果。

（2）從冷卻后殘余應力和殘余變形分布可以看到，殘余應力主要集中于焊縫區和焊縫交匯處，形成了較大的殘余應力，殘余變形主要集中在翼板和蓋板邊緣。

（3）焊縫的對稱分布和同時焊接可以減小焊縫殘余分布的不均勻，減小應力集中。多焊縫焊接結構，焊接順序在后面的焊縫更容易出現較大的應力殘余。

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