李成華 郭 帥 楊凱元

(西安工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院,西安 710021)

0 引 言

近年來(lái),鋁合金作為一種新型的建筑結(jié)構(gòu)材料得到廣泛應(yīng)用。相較于鋼材,鋁合金材料具有耐腐蝕、比強(qiáng)度高、質(zhì)量輕、易加工以及較好的回收性等優(yōu)點(diǎn)。與此同時(shí),鋁合金結(jié)構(gòu)與鋼結(jié)構(gòu)力學(xué)性能相似,因此建筑領(lǐng)域也廣泛使用鋁合金材料[1-2]。金屬板件、棒材、型材的連接也一直是其研究領(lǐng)域內(nèi)的重點(diǎn),在鋁合金構(gòu)件的連接方式中,焊接是較為普遍的連接方式之一,焊接的熱輸出會(huì)對(duì)鋁合金結(jié)構(gòu)性能帶來(lái)不利的影響。例如,鋁合金材料強(qiáng)度發(fā)生大幅下降,焊縫及熱影響區(qū)范圍內(nèi)出現(xiàn)分布較廣的高水平焊接殘余應(yīng)力,這些因素可能會(huì)對(duì)節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能產(chǎn)生一定程度的不利影響。因此,本文對(duì)6061-T6鋁合金梁柱節(jié)點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力的分布以及發(fā)展進(jìn)行研究和分析,以盡可能地減小焊接殘余應(yīng)力為目標(biāo),為鋁合金梁柱節(jié)點(diǎn)焊接方式以及工藝的改進(jìn)提供基礎(chǔ)。

1 有限元模型

1.1 模型幾何參數(shù)

本文選取建筑領(lǐng)域內(nèi)應(yīng)用廣泛的6061-T6鋁合金材料。在進(jìn)行構(gòu)件設(shè)計(jì)時(shí),設(shè)計(jì)依據(jù)主要從構(gòu)件折減面積的確定、焊縫強(qiáng)度以及梁柱節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度三個(gè)方面考慮,分別參考GB 50429—2007《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[3]與GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[4]進(jìn)行驗(yàn)算。本文箱形柱截面參數(shù)取□200×200×14×14、梁截面參數(shù)取□100×200×6×8、柱高取1 650 mm、梁長(zhǎng)取850 mm。柱橫向隔板保守取與梁翼緣等厚。

1.2 焊縫形式

建筑結(jié)構(gòu)中,焊縫通常采用角焊縫與對(duì)接焊縫。在結(jié)構(gòu)不同的受力要求下,焊縫分為全熔透與半熔透焊縫。鋁合金歐洲規(guī)范[5](EN 1999-1-1∶2007)和我國(guó)規(guī)范均對(duì)承重節(jié)點(diǎn)的焊縫形式作出要求,需采用全熔透對(duì)接焊縫。因此本文梁翼緣與腹板處焊縫采用全熔透對(duì)接焊縫形式,焊根開(kāi)口寬度取6 mm。蓋板與梁翼緣焊接采用角焊縫形式,hf取5 mm。本文以梁腹板對(duì)接焊縫(焊縫1)、梁翼緣對(duì)接焊縫(焊縫2)、蓋板縱向角焊縫(焊縫3)以及蓋板橫向角焊縫(焊縫4)為研究對(duì)象,梁柱節(jié)點(diǎn)焊縫示意見(jiàn)圖1。

1.3 有限元單元的選用

間接耦合分為兩個(gè)步驟(熱-力),可以較為方便地調(diào)試有限元分析過(guò)程,當(dāng)發(fā)現(xiàn)問(wèn)題時(shí)利于操作與修改。因此本文采取間接耦合分析的方式,采用8節(jié)點(diǎn)單一熱分析Solid 70單元進(jìn)行熱分析后轉(zhuǎn)化為結(jié)構(gòu)單元進(jìn)行焊接殘余應(yīng)力分析。熱分析有限元梁柱節(jié)點(diǎn)模型見(jiàn)圖2。

a—有蓋板節(jié)點(diǎn)模型;b—無(wú)蓋板普通節(jié)點(diǎn)模型。圖2 有限元梁柱節(jié)點(diǎn)分析模型Fig.2 Finite element analysis models of beam-column joints

1.4 材料屬性

參考與郭小農(nóng)0～300 ℃的材性試驗(yàn)[6]和歐洲規(guī)范[4]的對(duì)比分析,通過(guò)得到的6061-T6鋁合金各材性于不同溫度下的折減系數(shù)來(lái)計(jì)算材料的高溫材性。使用JMatPro軟件,同時(shí)適當(dāng)使用外推法得到400 ℃與500 ℃時(shí)各材料的參數(shù)。表1為折減系數(shù),表2為6061-T6鋁合金0～500 ℃的高溫材性。

表1 6061-T6的折減系數(shù)Table 1 6061-T6 reduction factors

表2 6061-T6高溫材性Table 2 6061-T6 material properties at high temperatures

1.5 焊接工藝參數(shù)

對(duì)于6061-T6鋁合金焊接接頭,MIG焊接接頭的整體性能較優(yōu)于TIG焊接接頭[7-9]。因此本文采用MIG焊接參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬,表3為MIG焊接參數(shù)。

表3 MIG焊接參數(shù)Table 3 MIG welding parameters

1.6 焊接數(shù)值模擬移動(dòng)熱源

雙橢球熱源、高斯熱源以及均勻體熱源的有限元分析結(jié)果較為接近,均勻體熱源更適合焊接厚度大于6 mm的金屬材料[10-11]。除此之外,均勻體較為節(jié)約計(jì)算資源、縮短有限元分析時(shí)間以及擁有較好的可靠度,因此本文使用均勻體熱源進(jìn)行數(shù)值模擬。式(1)為均勻體熱源熱流密度公式：

(1)

式中：K為焊接系數(shù),取決于焊接方法和規(guī)范要求,本文取0.7;U為焊接電壓;I為焊接電流;VP為熱源作用體積,按式(2)計(jì)算。

VP=AVdt

(2)

式中：A為焊縫截面面積;V為焊接速度;dt為焊接荷載分布時(shí)間。

2 節(jié)點(diǎn)焊接溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果分析

為了降低焊接殘余應(yīng)力水平,采用先腹板后翼緣焊接方式進(jìn)行,以由左向右的焊接方向進(jìn)行焊接[12]。有限元計(jì)算完成之后,進(jìn)入通用后處理Post1查看不同荷載步下的溫度場(chǎng)結(jié)果,然后通過(guò)時(shí)間歷程后處理Post26查看特定點(diǎn)在不同時(shí)間的溫度循環(huán)曲線。為了描述的簡(jiǎn)便性,將蓋板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)命名為GJD,無(wú)蓋板有柱隔板節(jié)點(diǎn)命名為GZD,無(wú)蓋板無(wú)柱隔板節(jié)點(diǎn)命名為GND。

2.1 焊接過(guò)程中溫度場(chǎng)分布

焊接總時(shí)長(zhǎng)為1 300 s,普通節(jié)點(diǎn)的熱源作用時(shí)長(zhǎng)為70 s,蓋板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的熱源作用時(shí)長(zhǎng)為165 s。圖3～圖6分別為各個(gè)路徑焊接時(shí)熱源移動(dòng)的溫度分布情況,從圖中可直觀地看到,各焊縫從焊接開(kāi)始到焊接中及焊接完畢進(jìn)入冷卻時(shí)的熱源移動(dòng)軌跡與溫度場(chǎng)分布。

a—5 s時(shí);b—12 s時(shí);c—25 s時(shí)。圖3 焊縫1溫度場(chǎng)模擬結(jié)果 ℃Fig.3 Simulation results of the temperature field of weld 1

a—2 s時(shí);b—8 s時(shí);c—16 s時(shí)。圖4 焊縫2溫度場(chǎng)模擬結(jié)果 ℃Fig.4 Simulation results of the temperature field of weld 2

a—5 s時(shí);b—10 s時(shí);c—22 s時(shí)。圖5 焊縫3溫度場(chǎng)模擬結(jié)果(普通節(jié)點(diǎn)無(wú)此焊縫) ℃Fig.5 Simulation results of the temperature field of weld 3 (no such weld on normal joints)

a—2 s時(shí);b—6 s時(shí);c—15 s時(shí)。圖6 焊縫4溫度場(chǎng)模擬結(jié)果(普通節(jié)點(diǎn)無(wú)此焊縫) ℃Fig.6 Simulation results of the temperature field of weld 4 (no such weld on normal joints)

由圖3～圖6可清晰地觀察到,各焊縫在焊接與冷卻時(shí)溫度場(chǎng)發(fā)生變化的動(dòng)態(tài)過(guò)程。即：焊接開(kāi)始時(shí),熱源溫度迅速升高,隨著焊接的進(jìn)行,焊件上形成準(zhǔn)穩(wěn)態(tài),即焊縫上各點(diǎn)溫度均以固定值隨著熱源共同移動(dòng);隨著焊接結(jié)束,熱源離開(kāi)焊縫,焊件進(jìn)入冷卻狀態(tài),等溫線逐漸擴(kuò)大直到溫度降至常溫。由于焊件的升溫速率遠(yuǎn)大于降溫速率,所以熱源前進(jìn)方向的等溫線密集,后部等溫線稀疏。

2.2 溫度循環(huán)曲線

此處,本文取節(jié)點(diǎn)焊縫1(腹板焊縫)作為研究對(duì)象,分析腹板焊縫上各點(diǎn)的溫度變化規(guī)律。見(jiàn)圖7。

圖7 腹板焊縫各點(diǎn)溫度循環(huán)曲線Fig.7 Temperature cycle curves of each point of the web weld

由圖7可直觀地觀察到：焊縫1上各點(diǎn)的溫度變化過(guò)程極為迅速,升溫速率大于降溫速率,與此同時(shí)各點(diǎn)溫度循環(huán)曲線的發(fā)展趨勢(shì)保持一致;熱源作用時(shí),作用點(diǎn)迅速升溫,隨即立刻進(jìn)入降溫階段,1 300 s后焊件溫度降至室溫。由于溫度的劇烈變化導(dǎo)致材料受熱膨脹,與周圍存在巨大溫差的材料和約束的相互作用下最終產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力。

2.3 焊接殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果分析

焊接中,材料受到熱源作用時(shí),溫度迅速升高達(dá)到金屬熔點(diǎn)。隨著焊接后溫度的迅速下降,焊接材料由于處在不均勻的溫度環(huán)境下繼而產(chǎn)生熱應(yīng)力并伴隨著局部塑性變形。當(dāng)溫度恢復(fù)至常溫時(shí),會(huì)產(chǎn)生新的內(nèi)應(yīng)力并殘存在構(gòu)件中,即焊接殘余應(yīng)力。實(shí)際上,測(cè)量殘余應(yīng)力的手段會(huì)受到許多條件的限制,導(dǎo)致測(cè)量結(jié)果可能會(huì)出現(xiàn)較大誤差,因此借助有限元軟件的優(yōu)勢(shì),可以較為直觀全面地計(jì)算出焊接殘余應(yīng)力。

3 節(jié)點(diǎn)焊接殘余變形

焊接殘余應(yīng)力伴隨著殘余變形出現(xiàn),殘余變形是節(jié)點(diǎn)的微小變形,圖8為節(jié)點(diǎn)放大20倍的殘余應(yīng)力圖?？芍?各節(jié)點(diǎn)梁翼緣對(duì)接焊縫部位均出現(xiàn)向梁腹板中部方向凹陷的收縮殘余變形。

a—GJD;b—GZD;c—GND。圖8 節(jié)點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力 PaFig.8 Welding residual stresses of joints

4 節(jié)點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)

4.1 焊縫殘余應(yīng)力云圖結(jié)果

圖9～圖11為各節(jié)點(diǎn)焊縫沿各軸應(yīng)力云圖與von Mises等效應(yīng)力云圖。沿X軸顯示的是焊縫2、焊縫4的縱向殘余應(yīng)力與焊縫1、焊縫3的橫向殘余應(yīng)力。沿Y軸應(yīng)力顯示的是焊縫3的縱向殘余應(yīng)力,焊縫2、焊縫4的橫向殘余應(yīng)力。沿Z軸應(yīng)力顯示的是焊縫1的縱向殘余應(yīng)力。各節(jié)點(diǎn)有限元應(yīng)力云圖見(jiàn)圖9～圖11。

a—沿X軸應(yīng)力云圖;b—沿Y軸應(yīng)力云圖;c—沿Z軸應(yīng)力云圖;d—GJD等效應(yīng)力云圖。圖9 GJD節(jié)點(diǎn)焊縫應(yīng)力場(chǎng) PaFig.9 GJD joint weld stress field

a—沿X軸應(yīng)力云圖;b—沿Y軸應(yīng)力云圖;c—沿Z軸應(yīng)力云圖;d—等效應(yīng)力云圖。圖10 GZD節(jié)點(diǎn)焊縫應(yīng)力場(chǎng) PaFig.10 GZD joint weld stress field

a—沿X軸應(yīng)力云圖;b—沿Y軸應(yīng)力云圖;c—沿Z軸應(yīng)力云圖;d—等效應(yīng)力云圖。圖11 GND節(jié)點(diǎn)焊縫應(yīng)力場(chǎng) PaFig.11 GND joint weld stress field

由以上3種節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力云圖可直觀地觀察到：等效應(yīng)力云圖中,每條焊縫都分布了集中且較高的焊接殘余應(yīng)力。由于蓋板角焊縫處的約束情況與梁柱對(duì)接焊縫不同,故蓋板橫向角焊縫與側(cè)向角焊縫的殘余應(yīng)力水平較低。通過(guò)焊縫縱向與橫向殘余應(yīng)力的對(duì)比表明,各焊縫的縱向殘余應(yīng)力水平均高于橫向殘余應(yīng)力,同時(shí)皆表現(xiàn)出殘余應(yīng)力從焊縫中間部位向焊縫兩端由高到低的分布趨勢(shì)。由于沿厚度方向的焊接殘余應(yīng)力很小,故本文對(duì)沿焊縫厚度方向的焊接殘余應(yīng)力不作討論。

4.2 各焊縫殘余應(yīng)力曲線

以各焊縫為研究對(duì)象,沿焊接方向繪制殘余應(yīng)力分布曲線。焊接殘余應(yīng)力分別取沿焊縫長(zhǎng)度方向的縱向殘余應(yīng)力與橫向殘余應(yīng)力。中厚板沿焊縫厚度方向的焊接殘余應(yīng)力較小,故忽略焊縫厚度方向的殘余應(yīng)力。圖12～圖14為各焊縫殘余應(yīng)力分布曲線。

a—GJD;b—GZD;c—GND。圖12 各節(jié)點(diǎn)焊縫1焊接殘余應(yīng)力分布Fig.12 Welding residual stress distribution of weld 1 of each joint

a—GJD;b—GZD;c—GND。圖13 各節(jié)點(diǎn)焊縫2焊接殘余應(yīng)力分布Fig.13 Welding residual stress distribution of weld 2 of each joint

a—焊縫3;b—焊縫4。圖14 加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)GJD焊縫3、4殘余應(yīng)力分布Fig.14 Residual stress distribution of welds 3 and 4 of reinforced joint GJD

由圖12～圖14可知,各焊縫均表現(xiàn)為焊縫中部殘余應(yīng)力大,兩頭小的趨勢(shì)?？v向焊縫應(yīng)力水平較大,并且基本為拉應(yīng)力,中間部位殘余應(yīng)力值約250 MPa,達(dá)到6061-T6鋁合金的屈服強(qiáng)度,焊縫兩端縱向殘余應(yīng)力值皆趨于0 MPa。橫向殘余應(yīng)力水平較低,兩端受壓、中部受拉。不同的是,加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的梁翼緣對(duì)接焊縫兩端的橫向殘余應(yīng)力值趨近于0 MPa,然而普通節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)較大的壓應(yīng)力,最大為237.41 MPa,接近材料的屈服強(qiáng)度。由于不同節(jié)點(diǎn)與不同位置焊縫的約束情況各不相同,殘余應(yīng)力分布也略有區(qū)別,其中差異較大的是加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)蓋板角焊縫,其縱向殘余應(yīng)力與橫向殘余應(yīng)力皆為拉應(yīng)力。與此同時(shí),相比于其他焊縫,蓋板角焊縫整體焊接殘余應(yīng)力水平較低。

5 數(shù)值模型驗(yàn)證

焊接是一個(gè)瞬態(tài)熱輸入隨即冷卻的過(guò)程。在整個(gè)過(guò)程中,焊件從急速升溫到降溫,焊接接頭一定范圍內(nèi)的材性也會(huì)出現(xiàn)急劇變化,焊縫與熱影響區(qū)內(nèi)材料性能下降。此外,瞬態(tài)的高溫變化會(huì)使焊件冷卻后存在較高的殘余應(yīng)力和一定程度的殘余變形。試驗(yàn)中,很難測(cè)得各個(gè)時(shí)刻熱源范圍的溫度分布與冷卻后殘余應(yīng)力的分布,并且關(guān)于鋁合金梁柱節(jié)點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力分布情況的測(cè)定試驗(yàn)基本沒(méi)有,因此本文參考某金屬結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力的測(cè)定試驗(yàn)[13]來(lái)驗(yàn)證本文數(shù)值模擬的合理性與可靠性。

在將模擬計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析時(shí),按照試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置,在有限元模型中取與之對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)路徑,對(duì)每條路徑上殘余應(yīng)力的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比分析,驗(yàn)證模擬結(jié)果的可靠性。圖15為殘余應(yīng)力模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比?？梢钥闯?上下翼緣及腹板焊縫附近的橫向殘余應(yīng)力在焊縫中間附近為拉伸殘余應(yīng)力,向兩端延伸時(shí),拉伸殘余應(yīng)力逐漸減小,最終部分區(qū)域出現(xiàn)壓縮殘余應(yīng)力;上下翼緣焊縫及腹板焊縫附近的縱向殘余應(yīng)力在焊縫中間大部分呈壓縮殘余應(yīng)力,在焊縫兩端出現(xiàn)拉伸殘余應(yīng)力?？傮w而言,殘余應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好,表明本文數(shù)值模擬對(duì)研究鋁合金梁柱節(jié)點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力的大小及分布規(guī)律有很好的適用性。

a—翼緣上側(cè)焊縫上的橫向與縱向殘余應(yīng)力;b—腹板焊縫上的橫向與縱向殘余應(yīng)力。圖15 殘余應(yīng)力模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.15 Comparisons of simulation and test results of residual stresses

6 結(jié)束語(yǔ)

1)焊接結(jié)束后,隨著焊接殘余應(yīng)力形成,各節(jié)點(diǎn)均出現(xiàn)梁上下翼緣向梁腹板方向內(nèi)凹的殘余變形。

2)各節(jié)點(diǎn)梁翼緣對(duì)接焊縫與腹板對(duì)接焊縫的縱向焊接殘余應(yīng)力值相對(duì)較大,中間部位達(dá)250 MPa左右,兩端趨于0 MPa;對(duì)于焊縫橫向殘余應(yīng)力,表現(xiàn)為中間受拉,兩端受壓,加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)沿梁柱翼緣對(duì)接焊縫兩端的橫向殘余應(yīng)力趨于0 MPa,而普通節(jié)點(diǎn)存在較大的壓應(yīng)力,最大約240 MPa;加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)蓋板角焊縫處的殘余應(yīng)力皆為拉應(yīng)力,且整體殘余應(yīng)力水平較低。

3)整體上,焊縫處產(chǎn)生的焊接殘余應(yīng)力值較大,腹板對(duì)接焊縫與梁柱翼緣對(duì)接焊縫處的焊接殘余應(yīng)力值最大達(dá)250 MPa左右,此時(shí)已經(jīng)達(dá)到6061-T6鋁合金的屈服強(qiáng)度,因此結(jié)構(gòu)受到荷載時(shí),其與焊接殘余應(yīng)力的復(fù)合作用可能會(huì)對(duì)節(jié)點(diǎn)性能造成不利影響。

4)通過(guò)相關(guān)試驗(yàn)來(lái)進(jìn)行有限元模型驗(yàn)證,驗(yàn)證結(jié)果表明,殘余應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好,表明本文數(shù)值模擬對(duì)研究鋁合金梁柱節(jié)點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力的大小及分布規(guī)律有很好的適用性。