冀偉，張鵬，姜紅

(1.蘭州交通大學(xué)，蘭州 730070；2.中鐵十八局集團(tuán)有限公司，天津 300222；3.甘肅博睿交通重型裝備制造有限公司，蘭州 730087)

0 前言

波形鋼腹板鋼箱梁橋因其自重輕、力學(xué)性能好和造形美觀等特點(diǎn)，近年來在國內(nèi)公路橋梁建設(shè)中得到廣泛應(yīng)用[1]。焊接作為該構(gòu)件連接的主要方式，其焊縫質(zhì)量的好壞對結(jié)構(gòu)安全性能有著重要的影響[2]。盡管焊接結(jié)構(gòu)具有連接強(qiáng)度剛度高、節(jié)約鋼材、加工方便等優(yōu)點(diǎn)，但鋼結(jié)構(gòu)在焊接過程中的不均勻加熱和冷卻，會(huì)在其內(nèi)部產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力及焊接變形。而焊接殘余應(yīng)力和殘余變形的存在對結(jié)構(gòu)的完整性、應(yīng)力腐蝕開裂、結(jié)構(gòu)的承載能力和服役壽命等都有顯著影響[3-5]。除此之外，焊接熱過程直接決定了焊縫和熱影響區(qū)焊后的顯微組織及其變化，因此焊接溫度場能夠比較全面和深入反映焊接質(zhì)量[6-7]。焊接熱源作為焊接模擬過程中的一個(gè)重要因素，其類型和相關(guān)參數(shù)選擇的正確與否會(huì)直接影響瞬時(shí)焊接溫度場的計(jì)算精度。正確選擇焊接熱源對整個(gè)焊接模擬過程意義重大。在焊接模擬過程中應(yīng)用最多的是雙橢球熱源，雙橢球熱源分布函數(shù)復(fù)雜，參數(shù)較多，計(jì)算結(jié)果相對于其它熱源更為準(zhǔn)確。

國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)做了一系列的研究，包括焊接溫度場、焊接殘余應(yīng)力和殘余變形等各個(gè)方面。方平等人[8]利用有限元軟件SYSWELD研究了焊接順序?qū)Ρ”谙淞汉附託堄嘧冃魏蜌堄鄳?yīng)力的影響，并分析了焊縫和熱影響區(qū)的組織；陳麗等人[9]通過MSC.Marc有限元軟件模擬了Q235鋼的焊接過程，分析了焊接工藝參數(shù)對焊接接頭溫度場的影響；劉國寧等人[10]利用Simufact Welding焊接仿真分析軟件，對4種不同焊接順序下的T形接頭焊接溫度場、應(yīng)變場、應(yīng)力場進(jìn)行了數(shù)值模擬；衛(wèi)軍等人[11]以滬通長江大橋正交異性鋼橋面板與U肋焊接為例，利用有限元軟件ANSYS分析了焊接過程中的溫度場和應(yīng)力場；Pasternak等人[12]專注于厚板焊接工字梁的殘余應(yīng)力；Moradi等人[13]研究了不同焊接順序?qū)Ψ叫慰招腡形鋼接頭強(qiáng)度的影響。上述學(xué)者僅采用數(shù)值模擬的方法研究了焊件焊接過程溫度場、應(yīng)力-應(yīng)變場的分布規(guī)律，其數(shù)值模擬的正確性和可靠性得不到保證。

Jiang等人[14]采用ASTM鉆孔法測量了兩個(gè)高強(qiáng)鋼板組成的T形接頭焊縫附近的殘余應(yīng)力分布，研究了軸向載荷、平面內(nèi)彎曲和平面外彎曲條件下焊縫周圍應(yīng)力集中因子的分布。Hocine等人[15]使用不同體熱源模型對Ti6AL4V選區(qū)激光熔化成形過程進(jìn)行了計(jì)算，結(jié)果表明，各種熱源模型計(jì)算得到的熔池尺寸與試驗(yàn)結(jié)果都存在一定偏差；強(qiáng)斌等人[16]基于ABAQUS軟件研究了鋼橋?qū)咏宇^焊接殘余應(yīng)力及變形場的分布規(guī)律，并對模擬結(jié)果進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證；張曉鴻[17]及黃逸飛等人[18]使用復(fù)合熱源模型成功對低合金深熔MIG焊及鋁合金脈沖TIG焊溫度場及應(yīng)力場進(jìn)行了模擬，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了模擬結(jié)果的可行性，深入研究了焊接過程中溫度及應(yīng)力分布規(guī)律；喬及森等人[19]使用組合熱源模型對高強(qiáng)鋼Ⅰ型三明治板T形接頭焊接溫度場及應(yīng)力、變形場分布進(jìn)行模擬，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了模擬結(jié)果的正確性；董平等人[20]和郭柱等人[21]分別對鋁合金攪拌摩擦焊的焊接溫度場和應(yīng)力場進(jìn)行了三維有限元模擬，并分析了攪拌頭轉(zhuǎn)速對于焊接溫度場的影響程度。盡管上述學(xué)者在數(shù)值模擬的基礎(chǔ)上進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，但所做的大都是針對直線焊的研究，而對波形鋼腹板曲線焊的研究很少。

鑒于此，文中通過焊接仿真軟件Simufact Welding，選取雙橢球移動(dòng)熱源，對波形鋼腹板T形接頭用CO2氣體保護(hù)電弧焊模擬其焊接過程，分析了焊接溫度場的分布規(guī)律，同時(shí)在數(shù)值模擬過程中提取控制點(diǎn)的溫度與試驗(yàn)實(shí)測溫度進(jìn)行對比，從而驗(yàn)證分析過程的可行性及模擬結(jié)果的正確性。

1 熱源模型

1.1 傳熱數(shù)學(xué)模型

焊接過程焊接件受到熱源作用局部快速加熱，高溫停留時(shí)間短暫，熱源離開后冷卻速度快。同時(shí)伴隨熱源的不斷移動(dòng)，焊件在時(shí)間和空間發(fā)生不斷急劇變化，而且在瞬時(shí)高溫情況下材料的熱物理性能隨溫度變化呈非線性，因此焊接溫度場的計(jì)算是典型的非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)問題[22]。

非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)問題的控制方程[23]為

(1)

式中：x，y，z為坐標(biāo)分量(m)；t為傳熱時(shí)間(s)；ρ為材料密度(kg/m3)；c為材料比熱容(J/(kg·K))；λ為材料熱傳導(dǎo)系數(shù)(W/(m·K))；T為材料瞬態(tài)溫度(K)；Qn為材料本身體內(nèi)部產(chǎn)生的熱量(J)。

1.2 熱源數(shù)學(xué)模型

熱源模型的選取對焊接結(jié)果有很大的影響，文中結(jié)合CO2氣體保護(hù)電弧焊的特點(diǎn)及焊件尺寸，選取雙橢球熱源模型進(jìn)行焊接過程模擬。該熱源模型在各種熔化焊接的溫度場模擬中都得到廣泛應(yīng)用，沿著焊接方向,雙橢球熱源分為兩部分[24],如圖1所示(圖中af為熱源的前軸長，ar為后軸長，b為熱源寬度，d為熱源深度，一般情況下后軸長ar為前軸長af的2～4倍)。

圖1 雙橢球熱源模型

雙橢球熱源的熱流密度分布表達(dá)式[25]為

(2)

(3)

式中：qf為橢球體前半部分的熱流分布；qr為橢球體后半部分的熱流分布；q0為熱輸入，且q0=ηUI，η為熱效率，其取值范圍見表1，文中取η=0.85；U，I為電學(xué)參數(shù)電弧電壓和焊接電流；ff，fr為熱流密度分布系數(shù)，ff+fr=2。

表1 各種弧焊方法的熱效率系數(shù)

2 參數(shù)配置模型建立

2.1 軟件參數(shù)配置

模型由焊件(plane+web)、支撐平臺(Bearing)、固定裝置(Fixing)、夾裝(Clamping)和焊道(Node-set-fillet)5部分組成。焊接采用CO2氣體保護(hù)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2所示。環(huán)境溫度20 ℃，焊接電流300 A，焊接電壓40 V，焊接速度3.5 mm/s，焊絲為氣體保護(hù)焊專用焊絲，直徑1.2 mm，伸出長度為15 mm左右，運(yùn)條方法為直線運(yùn)條，二氧化碳流量15～25 L/min，電弧長度控制在6 mm，焊條與焊件的夾角矢量坐標(biāo)(x，y，z)為(0，1，1)，雙橢球熱源參數(shù)為前軸af=10 mm，后軸ar=30 mm，寬度b=15 mm，深度d=16 mm，求解器類型為Pardiso Parallel Direct Solver，上述參數(shù)由博睿工廠實(shí)測所得。

圖2 S355J2G3熱學(xué)參數(shù)隨溫度變化曲線

2.2 有限元模型建立

圖3為波形鋼腹板鋼梁焊接實(shí)物圖，該型號鋼梁由上下底板和波形腹板組成，每個(gè)波段長為1 200 mm，選取一個(gè)波段，且不包含上底板的鋼梁進(jìn)行焊接溫度場的分析，其焊件具體尺寸如圖4所示。

圖3 波形鋼腹板鋼梁焊接實(shí)物圖

圖4 焊件幾何尺寸(mm)

建立有限元模型時(shí)，首先在軟件SolidWorks2016中進(jìn)行實(shí)體模型建立，該模型主要由組件1-腹板和組件2-底板構(gòu)成，組件1的幾何尺寸為1 200 mm×800 mm×16 mm，組件2的幾何尺寸為1 200 mm×500 mm×29 mm；然后在HyperMesh軟件中進(jìn)行實(shí)體網(wǎng)格劃分，在此過程中為使計(jì)算精度得到保證，故整個(gè)模型均采用六面體網(wǎng)格劃分；最后在焊接仿真軟件Simufact Welding中進(jìn)行焊接參數(shù)配置和焊接過程模擬，建立好的焊接有限元模型如圖5所示。

圖5 焊接有限元模型

3 結(jié)果分析

3.1 溫度場分析

從Simufact Welding的焊接監(jiān)控器中得到焊接過程熔池形貌及溫度場云圖如圖6所示，由圖可知，焊接路徑熱輸入充足，焊縫熔深適中，底板和腹板連接良好，且沒有熔透現(xiàn)象發(fā)生。

圖6 焊接過程熔池形貌及溫度場云圖

圖7為焊接過程峰值溫度分布，從圖7可以看出，焊縫處的最高溫度達(dá)到材料的熔點(diǎn)1 500 ℃，由此判斷所選雙橢球熱源的熱輸入符合焊接要求，能夠使底板和腹板連接到一起。

圖7 焊接過程峰值溫度

圖8為焊接過程試件溫度場分布，從圖8可以看出，焊接過程中，隨著焊縫填料的生成和熱源的加載，焊縫中心及附近溫度迅速上升，試件的溫度梯度也急劇增大。由于焊接溫度場是關(guān)于時(shí)間的函數(shù)，所以隨著熱源的移動(dòng)，焊接溫度場不斷發(fā)生變化，但總的變化規(guī)律基本不變，呈現(xiàn)出的等溫線在熱源前方密集，后方稀疏，形狀為不規(guī)則的封閉橢圓形，這與實(shí)際焊接過程的熱傳遞類似。其中圖8a為開始焊接時(shí)刻的起弧階段，圖8b為焊接一段時(shí)間以后的穩(wěn)態(tài)階段，圖8c為焊接即將結(jié)束時(shí)刻的收弧階段。

圖8 不同時(shí)刻焊件溫度場分布

圖9為冷卻過程試件溫度場分布，從圖9可以看出，冷卻過程中隨著熱源的移除，焊縫中心及附近的溫度快速下降，試件溫度梯度也迅速降低，試件溫度場輻射范圍越來越大。冷卻到500 s時(shí)，試件的最高溫度為302.77 ℃，此時(shí)溫度場在腹板的輻射范圍為98 mm；冷卻到800 s時(shí)焊件最高溫度為60.21 ℃，溫度場輻射范圍為249 mm；冷卻至1 200 s時(shí)試件整體溫度下降至接近室溫24.72 ℃左右，溫度場輻射范圍為450 mm，且這3個(gè)時(shí)刻的溫度場都表現(xiàn)出一定的梯度。

圖9 冷卻過程試件溫度場分布

3.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.2.1焊接熱影響區(qū)分布對比

鋼板焊接過程主要分為3個(gè)區(qū)段，分別為焊縫區(qū)、熔合區(qū)和熱影響區(qū)。由于熱影響區(qū)距離熱源中心的距離不一樣，組織分布和性能也不均勻，從而表現(xiàn)出一定的梯度[26]。通過對比試驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)，試件在焊接后所呈現(xiàn)的熱影響區(qū)分布形態(tài)相近，都為封閉的不規(guī)則橢圓形，沿焊接前進(jìn)方向都表現(xiàn)一定的溫度梯度，其中焊接部位溫度最高，由此說明數(shù)值模擬所選用的熱源可靠，熔池分布合理。試件焊接熱影響區(qū)分布如圖10所示。

圖10 焊接熱影響區(qū)分布

3.2.2試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對比

為了驗(yàn)證焊接溫度場模擬結(jié)果的正確性，在試驗(yàn)階段選取圖11a所示的溫度采集點(diǎn)，利用紅外測溫槍采集焊接過程和冷卻180 s之后的焊縫、腹板和底板相關(guān)測點(diǎn)的溫度，以焊縫為中心向腹板和底板每隔5 cm布置一個(gè)測溫點(diǎn)，總共布置3排，現(xiàn)選取腹板最中間的測溫點(diǎn)進(jìn)行分析，將所得的測點(diǎn)溫度與模擬所得的結(jié)果進(jìn)行對比，其測點(diǎn)布置為腹板由下到上6個(gè)測溫點(diǎn)，底板由內(nèi)到外4個(gè)測溫點(diǎn)，加上焊縫位置的1個(gè)測溫點(diǎn)，總共11個(gè)測點(diǎn)。數(shù)值模擬過程所設(shè)置的溫度測點(diǎn)，其布置的間隔、個(gè)數(shù)與試驗(yàn)選取的一致，其試件模擬溫度測點(diǎn)布置如圖11b所示。

圖11 焊接過程溫度測點(diǎn)

由表2可以看出，焊接過程中試驗(yàn)所測溫度最大值在焊縫附近，其值為209 ℃；所測溫度最小值在由下到上腹板300 mm處，其值為21.1 ℃。模擬所得溫度最大值也在焊縫處，為210.15 ℃；溫度最小值在腹板300 mm處，為20.05 ℃。通過對比發(fā)現(xiàn)，實(shí)測值與模擬值的絕對誤差最大為2.35 ℃，最小為0.65 ℃，且大部分表現(xiàn)為實(shí)測值小于模擬值。通過計(jì)算相對誤差發(fā)現(xiàn)，有兩組數(shù)據(jù)相差較大，分析原因很有可能是試驗(yàn)過程用測溫槍測溫時(shí)，沒有垂直對測點(diǎn)進(jìn)行測溫，才出現(xiàn)較大的溫差。

表2 焊接過程中焊件實(shí)測及模擬測點(diǎn)溫度對比

冷卻180 s后對前述測點(diǎn)進(jìn)行二次溫度的采集，所得溫度實(shí)測值和模擬值見表3。通過表3可以看出，試驗(yàn)所測溫度最大值同樣出現(xiàn)在焊縫附近，其值降低為89.3 ℃；所測溫度最小值在由下到上腹板300 mm處，其值為21.2 ℃。數(shù)值模擬所得溫度最大值也在焊縫處，為89.85 ℃；溫度最小值在腹板300 mm處，為20.15 ℃。實(shí)測值與模擬值絕對誤差最大為2.35 ℃，最小為0.3 ℃；相對誤差最大值5.63%。

表3 冷卻180 s后焊件實(shí)測及模擬測點(diǎn)溫度對比

綜上所述，試驗(yàn)所測結(jié)果和模擬所得結(jié)果基本吻合，證明了數(shù)值模擬的正確性。

3.2.3環(huán)境溫度對熔池冷卻速率的影響

為了研究環(huán)境溫度對熔池冷卻速率的影響，在驗(yàn)證數(shù)值模擬正確性之后，利用Simufact Welding軟件模擬從溫度-10 ℃升高到35 ℃，共9種溫度環(huán)境的所有焊接過程，得到了熔池不同環(huán)境溫度下從1 500 ℃冷卻到30 ℃所需的時(shí)間，具體數(shù)據(jù)見表4，繪制的熔池冷卻速率與環(huán)境溫度的關(guān)系曲線，如圖12所示。由圖12可以看出，在模擬的9種溫度環(huán)境中，熔池平均冷卻速率最快為-10 ℃對應(yīng)的2.17 ℃/s，最慢為35 ℃對應(yīng)的1.75 ℃/s。由此可以得出，焊接過程熔池的冷卻速率會(huì)隨著環(huán)境溫度的不斷升高而變慢。另外熔池冷卻速率過快很容易導(dǎo)致縱向裂縫的產(chǎn)生，且當(dāng)環(huán)境溫度低于0 ℃時(shí)需要對焊件進(jìn)行預(yù)熱處理，因此焊接合理環(huán)境溫度應(yīng)不小于5 ℃。

表4 不同環(huán)境溫度熔池從1 500 ℃冷卻到30 ℃所用時(shí)間

圖12 熔池冷卻速率與環(huán)境溫度關(guān)系曲線

4 結(jié)論

(1)基于Simufact Welding軟件對波形鋼腹板T形接頭用CO2氣體保護(hù)電弧焊進(jìn)行數(shù)值模擬，焊接過程與實(shí)際焊接過程的熔池形貌、焊接熱影響區(qū)分布及焊接溫度場的分布規(guī)律基本一致。通過焊接溫度場的分析，為波形鋼腹板T形接頭焊接應(yīng)力場的分析、消除殘余應(yīng)力及變形的方法提供了參考依據(jù)。

(2)采用試驗(yàn)的方法較好的確定了熱源相關(guān)參數(shù)及能量輸入，保證了焊接的質(zhì)量，提高了焊接仿真分析的效率。

(3)在其它條件不變的情況下，環(huán)境溫度的改變對金屬熔池的冷卻速率影響很大，具體表現(xiàn)為冷卻速率與環(huán)境溫度呈反比關(guān)系。考慮到過快的冷卻速率會(huì)導(dǎo)致冷變形和應(yīng)力集中，為此建議在溫度不小于5 ℃的環(huán)境下進(jìn)行焊接，從而達(dá)到最佳效果。