張繼祥，彭章杰，劉紫陽，鐘 厲，周 偉

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

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基于固有應(yīng)變法的鋼箱梁結(jié)構(gòu)雙側(cè)同步焊變形預(yù)測研究

張繼祥1，2，彭章杰1，劉紫陽1，鐘 厲1，2，周 偉1

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

基于固有應(yīng)變法，并采用T型接頭雙側(cè)同步焊有限元模型，對鋼箱梁結(jié)構(gòu)的焊接變形作出預(yù)測分析。結(jié)果表明：固有應(yīng)變法可以達到傳統(tǒng)熱彈塑性有限元法計算的精度；采用殼單元網(wǎng)格劃分接近實體單元的計算結(jié)果。運用固有應(yīng)變法及殼單元模型，對鋼箱梁結(jié)構(gòu)的雙側(cè)同步焊接變形作了預(yù)測分析，得到頂板焊接變形較大，底板變形主要集中在板邊緣中部區(qū)域。在研究結(jié)果的基礎(chǔ)上，給出了夾具、肋板數(shù)量、焊縫位置等具體措施用于鋼箱梁結(jié)構(gòu)雙側(cè)同步焊的建議。

橋梁工程；固有應(yīng)變法；鋼箱梁結(jié)構(gòu)；焊接變形；預(yù)測

0 引 言

鋼箱梁由多塊鋼板焊接而成，焊后接頭和整體的變形對于其尺寸的影響很大。由于鋼箱梁外形尺寸較大，進行焊接試驗研究非常困難。要進行焊接模擬仿真，因焊接過程的高度非線性特點，建立整個結(jié)構(gòu)網(wǎng)格模型的單元數(shù)和節(jié)點數(shù)量非常巨大。用熱彈塑性法計算箱梁結(jié)構(gòu)的焊接殘余變形時間長，需要存儲量非常巨大，導(dǎo)致計算成本較大[1]。固有應(yīng)變法是由日本學(xué)者上田幸雄提出的一種預(yù)測大型復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)變形的方法，它可以大大縮短運算時間，并保持一定的精度[2-3]。近年來基于固有應(yīng)變法對焊接變形的預(yù)測研究得到廣泛應(yīng)用[4-9]，固有應(yīng)變法在預(yù)測焊接變形時，能達到一定精度，且用時更短。

國內(nèi)研究目前都是基于單側(cè)焊有限元模型進行研究的，生產(chǎn)中為了減少焊接應(yīng)力和變形，經(jīng)常采用雙側(cè)同步焊接。筆者采用自行開發(fā)的T型接頭雙側(cè)同步焊有限元模型，研究橋梁鋼箱梁T型接頭雙側(cè)同步焊時的固有應(yīng)變分布規(guī)律，并對焊接變形作出預(yù)測，為焊接工藝的改進提供依據(jù)。

1 T型接頭雙側(cè)同步焊有限元模型

模擬采用的幾何模型由翼板和腹板組成，翼板尺寸為300 mm×200 mm×12 mm，腹板尺寸為300 mm×100 mm×12 mm，鋼板材料為Q345。根據(jù)焊接分析的特點，在進行溫度場分析時網(wǎng)格模型單元采用SOLID70單元，SOLID70單元有8個節(jié)點，每個節(jié)點上只有一個溫度自由度。應(yīng)力分析時采用SOLID185結(jié)構(gòu)單元，該單元也有8個節(jié)點，每個節(jié)點具有沿著X、Y、Z方向平移的自由度。該單元還具有蠕變、應(yīng)力鋼化、大變形、大應(yīng)變和超彈性能力。焊縫區(qū)域網(wǎng)格大小設(shè)置為2.5 mm，遠離焊縫區(qū)域網(wǎng)格大小設(shè)置為15 mm，中間通過自由網(wǎng)格進行過渡，選用映射網(wǎng)格的劃分方法建立。T型接頭的外觀模型如圖1，該有限元模型已經(jīng)由實驗驗證[10]。

圖1 T型接頭模型Fig. 1 T-typed joint model

1.1 橫向收縮變形規(guī)律

由于腹板橫向收縮變形不大，因此重點研究翼板的橫向收縮變形的分布規(guī)律。橫向收縮變形量是利用腹板兩側(cè)路徑A和路徑B的X方向位移的差值來計算，橫向收縮變形的計算表達式如式(1)：

S=UXA-UXB

(1)

式中：UXA、UXB分別為路徑A和路徑B的橫向位移，計算路徑如圖2。

圖3是計算得到的橫向收縮變形?？梢钥闯?，從焊接起始點開始沿焊縫方向橫向收縮變形逐漸增大，在中部達到最大，然后逐漸減小，在末端后迅速減小。造成以上分布規(guī)律的原因是工件中部散熱較慢，與周邊形成較大的溫度梯度，從而產(chǎn)生較大的塑性變形。同時，在起始端和末端都存在著端部效應(yīng)，相對于附近區(qū)域，此處多了一個對流散熱面。在計算固有應(yīng)變時用平均值來描述橫向收縮變形分布，經(jīng)計算得到固有應(yīng)變橫向值0.007 843。

圖2 橫向收縮變形計算路徑Fig. 2 Calculation path of lateral contraction deformation

圖3 T型接頭雙側(cè)同步焊橫向收縮變形Fig. 3 Lateral contraction deformation of T-typed joint in bilateral synchronous welding

1.2 縱向收縮變形規(guī)律

T型接頭焊后產(chǎn)生的縱向收縮變形主要集中在焊縫及其附近區(qū)域。查看路徑A和路徑B上各點沿焊縫方向的位移即為工件縱向收縮變形。筆者模擬時焊縫方向為坐標(biāo)系的Y方向，各節(jié)點的Y方向的位移表示該點的縱向收縮變形，如圖4。

從圖4中可以看到路徑A和路徑B縱向收縮變形量的大小和變化趨勢非常接近，并且焊接起始端和結(jié)束端的收縮量最大，路徑中間收縮量最小。從圖中看出變形分布變化相對較大，焊縫兩端的縱向收縮保持一段水平，是受到端部效應(yīng)的影響，沒有縱向收縮。T型接頭縱向變形是由兩端向中間收縮，路徑中間位置收縮變形最小。根據(jù)所建立模型進行模擬計算得到固有應(yīng)變縱向值為0.001 342。

圖4 T型接頭雙側(cè)同步焊縱向收縮變形Fig. 4 Longitudinal contraction deformation of T-typed joint in bilateral synchronous welding

1.3 翼板角變形規(guī)律

焊接過程中翼板由于沿厚度方向存在溫度梯度，焊后翼板上形成一定的彎曲變形，角變形量大小為焊后翼板與腹板間角度變形量，其變形分布規(guī)律如圖5。從圖中可以看到，角變形量沿焊縫方向逐漸增大，但是兩端角變形大小差異不大，在計算固有應(yīng)變時對角變形采用平均值來描述。

圖5 沿焊縫方向翼板角變形Fig. 5 Angle deformation along the weld seam

1.4 T型接頭雙側(cè)同步焊固有應(yīng)變法計算

由于焊接熱梯度效應(yīng)，以焊縫為中心的熱影響區(qū)在20 mm左右，故將固有應(yīng)變加載區(qū)熱膨脹系數(shù)設(shè)置為計算得到的橫向和縱向值，其他區(qū)域的熱膨脹系數(shù)設(shè)置為0。對模型添加單位溫度載荷進行計算，得到不同方向的變形結(jié)果，如圖6。其中圖6(a)～圖6(c)為模型中采用shell63殼單元的計算結(jié)果，圖6(d)～圖6(f)為模型中采用solid187實體單元的計算結(jié)果，圖6(g)～圖6(i)為同樣條件下熱彈塑性法計算結(jié)果。

從圖6中可以看到，基于T型接頭雙側(cè)同步焊模型，采用固有應(yīng)變法計算的變形與熱彈塑性法計算的變形接近。圖7為采用固有應(yīng)變法和熱彈塑性法計算的Z方向撓度?？梢钥闯?，采用固有應(yīng)變法和熱彈塑性法計算得到的變形分布很接近，并且撓度值的變化趨勢和大小也很接近。從圖6和圖7還可以看出，模型中采用殼單元和實體單元計算結(jié)果非常一致，為了簡化計算，大型結(jié)構(gòu)應(yīng)用固有應(yīng)變法預(yù)測焊接變形時，采用殼單元完全可以保證足夠的計算精度。

圖6 殼單元、實體單元加載熱應(yīng)變法和熱彈塑性法計算得到的焊后殘余變形Fig. 6 Residual deformation after welding based on the calculation of shell element，solid element loading thermal strain method and thermo-elastic-plastic method

圖7 沿垂直于焊縫方向各點在Z方向的撓度Fig. 7 Deflection of each point in the Z direction along the vertical direction of the weld

由于應(yīng)用熱彈塑性法模擬計算T型接頭變形的計算時間為10 h，而固有應(yīng)變法只需要進行一次彈性計算就可以得到變形結(jié)果，由此可以看出固有應(yīng)變法是一種高效模擬方法。

2 鋼箱梁焊接變形預(yù)測及分析

2.1 鋼箱梁網(wǎng)格模型

橋梁鋼結(jié)構(gòu)焊接模塊鋼箱梁總長6 m，總寬12 m，肋板1的尺寸為：6 000 mm×1 700 mm×12 mm，底板尺寸為：6 000 mm×6 000 mm×24 mm，側(cè)板尺寸為：6 000 mm×1 700 mm×18 mm，頂板尺寸為：6 000 mm×12 000 mm×24 mm。肋板2尺寸：長3 m，厚度12 mm，寬為1 134 mm和650 mm。模型采用shell181殼單元，網(wǎng)格模型如圖8。

圖8 網(wǎng)格模型Fig. 8 Grid model

模型單元數(shù)為76 544，節(jié)點數(shù)76 774。在計算過程中為了防止模型發(fā)生剛體位移，需要對模型進行約束，各個位置約束如圖9。

2.2 固有應(yīng)變的計算及添加

該結(jié)構(gòu)的焊接接頭主要形式為T型接頭，在結(jié)構(gòu)中各組成部分鋼板的厚度不同，根據(jù)不同位置焊縫連接鋼板的厚度，通過熱彈塑性法分別計算獲得焊縫內(nèi)的橫向固有應(yīng)變和縱向固有應(yīng)變，然后將各個應(yīng)變添加到對應(yīng)接頭位置進行計算，不同接頭位置固有應(yīng)變?nèi)绫?。

圖9 約束方向Fig. 9 Constraint direction

表1 焊縫連接處對應(yīng)的平均固有應(yīng)變Table 1 Average inherent strain corresponding to the weld joint

將結(jié)構(gòu)不同區(qū)域的固有應(yīng)變分別按照不同方向的熱膨脹系數(shù)進行設(shè)置，在ANSYS軟件中ALPX、ALPY、ALPZ分別為X、Y、Z方向的熱膨脹系數(shù)，將焊縫的橫向和縱向分別對應(yīng)全局坐標(biāo)系的方向進行設(shè)置。

3 預(yù)測結(jié)果分析

圖10是經(jīng)過一次計算得到結(jié)構(gòu)的變形分布圖，整個計算只需要進行3分鐘左右。從圖中可以看到焊后變形主要集中在頂板、肋板2和底板，頂板上的變形較大，底板由于約束的存在變形分布主要集中在板邊緣的中部區(qū)域。沿著如圖11中所示的路徑提取變形結(jié)果分析頂板和底板不同方向的撓度和收縮變形。

圖10 鋼箱梁焊后變形分布Fig. 10 Deformation distribution of steel box girder after welding

圖11 鋼箱梁焊后變形結(jié)果提取路徑Fig. 11 Result extraction path of steel box girder deformation after welding

圖12為頂板X方向的收縮變形。從圖中可以看到在頂板邊緣收縮變形沿路徑1和2的方向呈“W”形變化趨勢，最大的收縮變形為0.5 mm，在兩側(cè)板位置沿X方向的收縮變形最小，最小的收縮變形為0.125 mm。

圖12 頂板沿X方向的收縮變形Fig. 12 Roof contraction deformation in X direction

圖13為頂板Z方向的收縮變形。從圖中可以看到在肋板所在的位置Z方向收縮變形最大，最大收縮變形為1.9 mm，最小收縮變形為0.5 mm。這是因為肋板處焊縫較長，縱向收縮變形隨著焊縫加長而累積。

圖13 頂板沿Z方向的收縮變形Fig. 13 Roof contraction deformation in Z direction

圖14為底板X方向的收縮變形。從圖中可以看到X方向收縮變形先增大后減小，最大收縮變形為0.25 mm。這是由于對底板進行了約束，所以收縮變形不明顯。

圖14 底板沿X方向的收縮變形Fig. 14 Floor contraction deformation in X direction

圖15為底板Z方向的收縮變形。底板在Z方向的收縮變形與頂板在Z方向的收縮變形分布類似，底板Z方向的收縮變形最大值為0.65 mm，最小值在0.13 mm左右。

圖15 底板沿Z方向的收縮變形Fig. 15 Floor contraction deformation in Z direction

圖16為沿路徑9撓度頂板在Y方向撓度分布情況。從圖中可以看到，沿著路徑9的方向邊緣的撓度最大，中間呈現(xiàn)開口向下拋物線變化趨勢，撓度突變的兩個點的位置剛好為肋板1的位置。由于肋板的限制所以頂板在該位置撓度值最小幾乎接近0，而在邊緣的位置撓度值可以達到4.7 mm。

圖16 頂板沿路徑9在Y方向撓度分布Fig. 16 Deflection distribution of roof along path 9 in Y direction

圖17為底板沿路徑10在Y方向的撓度分布。從圖中可以看到路徑10的撓度變化趨勢與頂板沿路徑9在Y方向的撓度變化趨勢幾乎一致，區(qū)別是底板邊緣撓度最大值只有2.25 mm。

圖17 底板沿路徑10在Y方向撓度Fig. 17 Deflection distribution of floor along path 10 in Y direction

根據(jù)各個方向的收縮變形和撓度分布?？梢钥吹?，該結(jié)構(gòu)的變形主要集中在板的邊緣和中部區(qū)域，模型中間區(qū)域的肋板對焊接變形有一定的抑制作用，根據(jù)模擬結(jié)果可以對焊接工藝提出以下建議：

1) 在焊接過程中可以設(shè)計專門的夾具對焊件的位置進行約束，這樣可以適當(dāng)?shù)販p小變形量。

2) 在設(shè)計允許的情況下，可以適當(dāng)增加肋板數(shù)量，這樣就增加了結(jié)構(gòu)的剛度，對焊接變形有一定的抑制作用。

3) 在設(shè)計允許時可以適當(dāng)錯開焊縫的位置，長焊縫容易引起變形累積，錯開焊縫縱向位置可以減少焊接變形累積。

4 結(jié) 論

1) 在雙側(cè)同步焊接工藝條件下，T型接頭實體單元經(jīng)熱彈塑性法與固有應(yīng)變法計算所得變形分布以及撓度值的變化趨勢與大小接近。基于固有應(yīng)變法計算的實體單元與殼單元計算結(jié)果也非常接近。說明采用固有應(yīng)變法及殼單元網(wǎng)格劃分模型具有足夠的計算精度，且所需計算時間很短。

2) 采用固有應(yīng)變法對橋梁鋼箱梁結(jié)構(gòu)殼單元網(wǎng)格劃分模型進行了焊接變形分析。根據(jù)計算結(jié)果可以看出，頂板焊接變形較大，而底板由于約束，變形分布主要集中在板邊緣中部區(qū)域。

3) 根據(jù)橋梁鋼箱梁結(jié)構(gòu)雙側(cè)同步焊焊接變形的預(yù)測分析結(jié)果，在夾具、肋板數(shù)量、焊縫位置方面對焊接工藝提出建議。

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(責(zé)任編輯：朱漢容)

Deformation Prediction of Synchronous Welding of Steel Box Girder Double Sides Based on Inherent Strain Method

ZHANG Jixiang1，2，PENG Zhangjie1，LIU Ziyang1，ZHONG Li1， 2，ZHOU Wei1

(1.School of Mechanotronics and Automotive Engineering，Chongqing Jiaotong University，Chongqing 400074，P.R.China; 2.Chongqing Research Center for Special Ship Digital Design and Manufacturing Engineering，Chongqing Jiaotong University，Chongqing 400074，P.R.China)

Based on the inherent strain method and the synchronous welding finite element model of T-typed joint double sides，the welding deformation of the steel box girder was predicted and analyzed.Results show that：the inherent strain method can reach the calculation precision of the traditional thermal elastic-plastic finite element method.The calculation results of the solid element can almost be achieved by using the shell element meshing.Using inherent strain method and the shell element model，deformation prediction and analysis on synchronous welding of steel box girder double sides is made：the roof welding deformation is larger，and the deformation of the base plate is mainly concentrated in the middle part of the plate edge.Finally，on the basis of the research results，some suggestions on specific measures for synchronous welding of steel box girder double sides are given，and the specific measures include fixture，the number of floors and the position of weld seams.

bridge engineering; inherent strain method; steel box girder; welding deformation; prediction

2016-05-21；

2016-08-12

重慶市教育委員會科學(xué)技術(shù)研究項目(KJ080407)；重慶市基礎(chǔ)與前沿研究計劃一般項目(cstc2013jcycA70015)

張繼祥(1971—)，男，山東單縣人，教授，博士，主要從事材料成形技術(shù)研究工作。E-mail：jixiangzhang@163.com。

10.3969/j.issn.1674-0696.2017.06.02

TG 161；U445.58+3

A

1674-0696(2017)06-011-07