張 麗

(包頭市交通規(guī)劃設(shè)計院，內(nèi)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(yīng)用于斜拉橋及懸索橋等大型鋼橋設(shè)計與制造中[1]。正交異性橋面板各板件的預(yù)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(dǎo)致復(fù)雜的塑性形變、相變，形成不均勻的焊接殘余應(yīng)力，降低了結(jié)構(gòu)剛度、承載力及疲勞壽命等，焊接質(zhì)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(yīng)力場的保證[2]。因而認(rèn)識焊接熱過程的溫度動態(tài)演變對焊接過程及最終結(jié)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(jié)構(gòu)焊接熱過程的溫度場數(shù)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(zhǔn)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(jié)構(gòu)焊接熱過程的精準(zhǔn)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(dǎo)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(dǎo)熱系數(shù)，3者均隨溫度變化；T為溫度場分布函數(shù)；t為傳熱時間；Q為內(nèi)熱源。

2 數(shù)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(shù)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(shù)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(wǎng)格，遠離焊縫處則增大單元尺寸，兩者之間采用過渡網(wǎng)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(jié)果起支配作用，包括實際焊接時的電弧參數(shù)及焊接順序。筆者調(diào)查得到實際施焊參數(shù)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(yù)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(yīng)依賴于不同溫度下的導(dǎo)熱系數(shù)、密度及比熱容等，然而目前材料的高溫段熱物理特性參數(shù)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(shù)，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(shù)及時施加生熱率來模擬焊接熱源的移動過程，單位時間內(nèi)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(xiàn)在結(jié)構(gòu)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(shù)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(zhì)溫度；β=βc+βE(βc為對流換熱系數(shù)，βE為輻射換熱系數(shù))。

3 溫度場結(jié)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(zhuǎn)化為準(zhǔn)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(zhǔn)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?qū)囟葓龅膭討B(tài)演變有關(guān)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?qū)囟葓龅淖罱K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(rèn)為溫差控制在1 ℃內(nèi)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(yīng)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(cè)各10 mm區(qū)間內(nèi)。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(shù)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(yīng)該焊縫截面處存在一個120 ℃的峰值點。在焊接H_3時，相應(yīng)的在前兩條焊縫對應(yīng)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(nèi)，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(jīng)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(guān)，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(jīng)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(nèi)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(shù)值模擬結(jié)果的試驗驗證

為了驗證數(shù)值模擬結(jié)果的可信度，參考數(shù)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(guān)鍵測點的動態(tài)溫度進行追蹤監(jiān)測，與數(shù)值模擬結(jié)果進行對比驗證，如圖8。

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

溫度實測值與計算結(jié)果整體變化規(guī)律基本維持一致，僅在數(shù)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(shù)值模擬結(jié)果與實測數(shù)據(jù)吻合良好，驗證了有限元模擬方法的有效性。

5 結(jié) 論

筆者在合理簡化焊接熱過程的基礎(chǔ)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(guān)鍵路徑的溫度場動態(tài)分布，得出以下結(jié)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(shù)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?qū)囟葓龅淖罱K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(cè)各10 mm區(qū)間內(nèi)，不同時刻焊件中截面溫度分布曲線的峰值數(shù)量不一致。

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