鋼箱形桿件焊接制造變形模擬研究

劉賽智 劉禹堯 強(qiáng)斌 姚昌榮 李亞東

鋼橋箱形桿件在焊接過程中不可避免存在變形問題，會(huì)給后續(xù)的矯正和拼裝帶來較大的成本?；跓釓椝苄杂邢拊?，借助有限元軟件ANSYS對鋼桁拱箱形桿件的焊接過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，并通過經(jīng)驗(yàn)公式對焊接變形結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。結(jié)果表明：模擬值與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值吻合較好；焊接順序?qū)︿撓錀U件的收縮變形影響甚微，對鋼箱桿件的彎曲變形和扭轉(zhuǎn)變形有明顯影響。同時(shí)研究發(fā)現(xiàn)，中間橫隔板的增設(shè)可以抑制鋼箱桿件大部分扭轉(zhuǎn)變形；減小鋼箱桿件不同焊縫區(qū)域的溫度差，或施加預(yù)加力能有效控制其彎曲變形。

鋼橋； 箱形桿件； 焊接變形； 數(shù)值模擬； 影響因素

U445.47+2 A

［定稿日期］2021-11-16

［作者簡介］劉賽智（1990—），男，蒙古族，博士，主要研究方向?yàn)闃蛄轰摻Y(jié)構(gòu)焊接殘余應(yīng)力與變形、橋梁防災(zāi)減災(zāi)。

隨著我國陸地交通運(yùn)輸?shù)目焖侔l(fā)展，大跨度鋼橋的興建也越來越多。為了滿足鋼橋的整體穩(wěn)定性和承載能力的要求，常采用由鋼箱桿件組成的鋼桁結(jié)構(gòu)體系。由于加工質(zhì)量好、生產(chǎn)效率高、節(jié)約材料等優(yōu)點(diǎn)，焊接逐漸取代了傳統(tǒng)的鉚接和栓接。目前鋼箱桿件的制作也大多采用焊接方式。然而，焊接是一個(gè)局部的快速加熱和冷卻的過程，不可避免地會(huì)伴隨著變形的發(fā)生。焊接變形的存在為后續(xù)的矯正和拼裝帶來了較大的成本，也會(huì)影響橋梁結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

近年來，為了系統(tǒng)了解焊接變形的機(jī)理和演化規(guī)律。國內(nèi)外研究人員對于焊接變形這一課題，開展了一系列的相關(guān)研究。周廣濤等［1］定量地描述了縱筋與頂板焊接順序及橫筋與頂板焊接順序?qū)附幼冃蔚挠绊憽Ａ簭韵澹?］對焊接變形的基本形式進(jìn)行總結(jié)，并對鋼橋箱型桿件腹板焊后火焰矯正進(jìn)行了數(shù)值模擬與試驗(yàn)驗(yàn)證。柴磊［3］對鋼箱梁制造變形控制方法進(jìn)行了歸納分析。付夏連［4］對H型鋼進(jìn)行焊后冷速分析，并歸納了其焊接變形的控制方式。李書學(xué)等［5］對焊接收縮變形進(jìn)行分析，推導(dǎo)出焊接收縮公式，用于控制南京大勝關(guān)長江大橋鋼梁試制桿件制造時(shí)的預(yù)留焊接收縮量。張繼祥等［6］基于固有應(yīng)變法對鋼箱梁結(jié)構(gòu)雙側(cè)同步焊變形進(jìn)行了預(yù)測研究。顧穎等［7］提出初應(yīng)變荷載法施加固有應(yīng)變，用于焊接變形預(yù)測。陳建波等［8］完成了對大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)多道焊的熱彈塑性有限元分析，預(yù)測了結(jié)構(gòu)的焊接變形。強(qiáng)斌等［9］對鋼橋?qū)雍缚p焊接后的殘余應(yīng)力場及變形場進(jìn)行了數(shù)值模擬與分析。韓濤等［10］通過對K-TIG焊接過程進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)焊接厚板厚度的減小有利于減小焊后Z向變形。李春玲等［11］采用熱彈塑性有限元法模擬鋁/鋼TIG輔助激光熔釬焊接過程，分析得到輔助激光熔釬焊較單激光熔釬焊在寬度方向的高溫區(qū)域較寬，焊接變形相對減小。

綜上所述，現(xiàn)有研究對于鋼橋結(jié)構(gòu)中板件單元焊接變形的研究較多，而對于箱形桿件焊接變形則鮮有研究。為了全面了解鋼橋箱形桿件的焊接變形機(jī)理；研究其演化規(guī)律。本文基于有限元軟件ANSYS創(chuàng)建了某鋼桁拱橋箱形桿件的三維有限元模型，并對整個(gè)焊接過程進(jìn)行了仿真模擬，重點(diǎn)分析了收縮、彎曲和扭轉(zhuǎn)變形的演化規(guī)律和影響因素。

1 有限元模型建立

1.1 有限元模型

圖1中展示了鋼桁拱橋箱形桿件的全尺寸幾何模型，桿件長12 560 mm，截面尺寸為400 mm×400 mm，板厚為20 mm。在箱形桿件板件組合處設(shè)置如圖1（b）所示角焊縫。

由于實(shí)際鋼箱桿件尺寸較大，進(jìn)行實(shí)際焊接模擬計(jì)算成本巨大。為了節(jié)約計(jì)算時(shí)間，本文旨在就鋼箱桿件的焊接數(shù)值模擬方法與變形規(guī)律進(jìn)行定性分析。截取實(shí)際鋼箱桿件中如圖1（a）所示的一標(biāo)準(zhǔn)段，并在ANSYS中建立箱形構(gòu)件有限元模型（圖2）。模型具體截面尺寸如圖1（b）所示，長度為2 000 mm。在模型縱向中心位置（長度為1 000 mm）處設(shè)置厚度為10 mm的橫隔板。腹板與蓋板之間的4條角焊縫，采用埋弧自動(dòng)焊進(jìn)行焊接。焊接模擬包含了溫度和結(jié)構(gòu)非線性效應(yīng)，網(wǎng)格的數(shù)量和分布特征會(huì)影響計(jì)算結(jié)果精度和計(jì)算效率。為了保證計(jì)算精度，同時(shí)有效捕捉焊接溫度場和應(yīng)力場的梯度關(guān)系。經(jīng)過適當(dāng)試算，最終在焊縫區(qū)域選擇5 mm的小尺寸網(wǎng)格，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域網(wǎng)格尺寸為20 mm，中間部分采用過渡網(wǎng)格逐層過渡。具體布置如圖2所示。

有限元分析時(shí)先進(jìn)行焊接溫度場計(jì)算，而后將溫度場作為初始狀態(tài)再進(jìn)行變形場的計(jì)算。其中溫度場的熱分析過程中采用具有三維熱傳導(dǎo)能力的六面體八節(jié)點(diǎn)SOLID70實(shí)體單元；變形場分析采用具有大變形及大應(yīng)變能力的六面體八節(jié)點(diǎn)SOLID185實(shí)體單元。設(shè)置初始溫度及大氣溫度為20 ℃。通過適當(dāng)增大對流換熱系數(shù)來近似表征表面熱對流和熱輻射引起的熱量損失。在變形場分析時(shí)，在保證桿件自由變形的條件下，對其4個(gè)斷面施加如圖2所示的位移約束，模擬定位焊作用，限制桿件的剛體位移。

1.2 熱源模型

選用Goldak雙橢球熱源模型［12］（圖3）來模擬焊接過程中的移動(dòng)體熱源。焊接過程中熔池前端溫度梯度大，后端溫度梯度小，為了表征這一特點(diǎn)，雙橢球模型前后部分分別采用了不同的數(shù)學(xué)表達(dá)式，具體如式（1）、式（2）所示。

qx，y，z=6 3f1Qπa1bc π·exp－3x2a21exp －3y2b2exp －3z2c2（1）

qx，y，z=6 3f2Qπa2bc π·exp－3x2a22exp －3y2b2exp －3z2c2? （2）

式中：f1、f2為前后橢球熱量分布參數(shù)，分別取值0.6、1.4，f1+f2=2；熱效率η取0.7；焊接電壓U=30 V；焊接電流I=600 A；熱量Q=ηUI=12600 J/s；熱源以v=10 mm/s的速度移動(dòng)沿x軸正向移動(dòng)。經(jīng)過多次試算，確定雙橢球熱源的形狀參數(shù)取值如表1所示。

采用ANSYS中生死單元技術(shù)模擬焊接過程中焊縫熔敷金屬的填充融化和凝固過程。采用階躍荷載加載方式，并開啟幫助收斂的輔助選項(xiàng)來降低有限元計(jì)算的收斂難度。

1.3 熱物理與力學(xué)性能參數(shù)

本文中所研究箱形桿件采用Q345qD鋼制作。在焊接過程模擬時(shí)，所需材料的熱物理和力學(xué)性能參數(shù)［13-15］如圖4、圖5所示。其中熱物理參數(shù)包括：導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容、換熱系數(shù)以及密度；力學(xué)性能參數(shù)有：材料彈性模量、屈服強(qiáng)度、線膨脹系數(shù)和泊松比。

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

模擬過程由加熱和冷卻2個(gè)荷載步組成，每一道焊縫加熱需200 s，冷卻時(shí)間需要900 s，以冷卻至室溫。根據(jù)焊接順序的不同，對應(yīng)定義4種不同工況：①工況1，按“焊縫3—焊縫4—焊縫2—焊縫1”的順序焊接，對應(yīng)加熱冷卻時(shí)間為（200×4+900） s；②工況2，按“焊縫3—焊縫4—焊縫1—焊縫2”的順序焊接，對應(yīng)加熱冷卻時(shí)間為（200×4+900） s；③工況3，按“焊縫3、焊縫4同時(shí)焊接→焊縫1、2同時(shí)焊接”的順序焊接，對應(yīng)加熱冷卻時(shí)間為（200×2+900） s；④工況4，焊縫1～焊縫4同時(shí)焊接，對應(yīng)加熱冷卻時(shí)間為（200+900） s。焊縫對應(yīng)位置分布如圖6所示，x方向?yàn)殇撓錀U件沿焊縫方向的橫向，y方向?yàn)榇怪庇诤缚p方向的縱向，z方向?yàn)榇怪庇趚-y平面的豎向。

圖7、圖8分別給出了有無橫隔板的鋼箱桿件在工況1焊接順序下的焊后變形云圖。從圖中可以看出：在未設(shè)置橫隔板時(shí)，鋼箱桿件整體變形較大，存在明顯的扭轉(zhuǎn)變形；而設(shè)置橫隔板時(shí)，鋼箱桿件焊后變形受到了抑制，整體變形呈現(xiàn)顯著下降。通常，箱形桿件焊接變形可分解為收縮變形、彎曲變形和扭轉(zhuǎn)變形。為了更直觀了解這3種變形分量在不同焊接工況下的形成和演化過程，下文中分別對其進(jìn)行了詳細(xì)的對比分析。

2.1 鋼箱桿件收縮變形分析

箱形桿件的焊接收縮變形是縱向和橫向收縮變形的疊加?？v向收縮變形由焊縫長度方向的縮短引起，而橫向收縮變形主要是由寬度方向和高度方向的綜合變形引起的。鋼箱桿件具體的收縮變形值如圖9所示，正值表示變形增長，負(fù)值為變形縮短。

如圖9（a）所示，x=1000 mm時(shí)，由于鋼箱桿件中間橫隔板限制了角變形，各工況下收縮變形值基本一致。x=2000 mm時(shí)見圖9（b），不同工況下的鋼箱桿件縱向收縮變形基本一致，約為0.47 mm。此外，截面高度的增長量與寬度的收縮量成比例，這表明桿件高度方向收縮變形主要源于角變形。

為了進(jìn)一步驗(yàn)證模擬過程的可靠性，采用經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式見式（3）［16］：計(jì)算獲得縱向收縮量Δz與模擬值進(jìn)行了對比。

Δz=nξ3FHLF（3）

式中：焊縫數(shù)量n=4；ξ3 為焊接方法和材料的系數(shù)，取0.076；FH 為焊縫截面積。

具體取單道焊對應(yīng)截面積18 mm2；構(gòu)件長度L=2000 mm；構(gòu)件截面積F=30400 mm2。參數(shù)代入上式后，可計(jì)算獲得縱向收縮量Δz=0.40 mm?？紤]到焊縫尺寸可能存在一定誤差，模擬值0.47與計(jì)算值吻合較好，驗(yàn)證了計(jì)算過程的可行性。

2.2 鋼箱桿件彎曲變形分析

焊縫的縱向收縮位移差會(huì)引起的鋼箱桿件的彎曲變形。如圖10所示，工況1～工況3均產(chǎn)生z軸正向的彎曲變形，其中工況2在豎向彎曲變形值最大，工況4產(chǎn)生z軸負(fù)向微小變形。這是由于工況1～工況3先焊接底板的2條焊縫，冷卻后桿件焊縫周圍會(huì)產(chǎn)生一定的殘余拉應(yīng)力和收縮變形。當(dāng)后續(xù)焊接上蓋板2條焊縫時(shí)，受下蓋板焊接時(shí)殘余拉應(yīng)力的影響，導(dǎo)致了小于下蓋板焊縫的塑性壓應(yīng)變；最終冷卻后梁上部收縮變形小于下部收縮變形，表現(xiàn)為z軸正向的彎曲變形。

由于焊接順序?qū)附幼冃蔚挠绊憻o法在經(jīng)驗(yàn)公式中體現(xiàn)出來，本文采用工況3中只焊接完成了下蓋板2條焊縫的情況與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值進(jìn)行對比。常用彎曲變形經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式如式（4）所示。

f=-θξZ′K2L2J（4）

式中：θ為焊接縱向焊縫工藝系數(shù)，取4.71×10-3；ξ為重疊系數(shù)，取1；構(gòu)件截面形心到縱向焊縫的距離Z′=-180 mm; 構(gòu)件焊腳尺寸K=6 mm;構(gòu)件長度L=2000 mm；構(gòu)件截面慣性矩J=7.33×108 mm4。

計(jì)算獲得同時(shí)焊接下蓋板的2道焊縫彎曲變形量f=0.32 mm，此時(shí)數(shù)值模擬結(jié)果為0.28 mm，模擬值與計(jì)算值吻合較好。大體上看，箱型桿件的彎曲變形量值相對較小，其原因可能是由于參與計(jì)算的有限元階段模型長度僅為2 000 mm，相對于實(shí)際模型長度12 560 mm占比較小。

2.3 鋼箱桿件扭轉(zhuǎn)變形分析

對稱的焊接順序、邊界條件下，鋼箱桿件不會(huì)發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形。因此，本文僅討論非對稱焊接條件下不均勻的角變形引起的鋼箱桿件的扭轉(zhuǎn)變形。

如圖11、圖12所示，由于不同的焊接順序，工況1、工況2的扭轉(zhuǎn)變形隨時(shí)間的變化趨勢不同。工況1采用逆時(shí)針的焊接順序，變形規(guī)律明顯，后期焊接的焊縫扭轉(zhuǎn)變形發(fā)生在桿件受拉區(qū)，小于前期焊縫扭轉(zhuǎn)變形，冷卻結(jié)束后，存在逆時(shí)針方向的扭轉(zhuǎn)變形。工況2中焊縫3早于焊縫4受熱，焊縫1早于焊縫2受熱，左右兩側(cè)的不均勻角變形大于工況1產(chǎn)生的角變形，使得工況2中的最終殘留的扭轉(zhuǎn)變形值較大。

為了進(jìn)一步分析橫隔板對于扭轉(zhuǎn)變形的影響，根據(jù)模擬結(jié)果計(jì)算得到工況1、工況2下，有無橫隔板時(shí)兩端箱口處對角線長度。如圖13所示，沒有橫隔板時(shí)，工況1、工況2的對角線差最大值分別為21 mm、19 mm；橫隔板存在時(shí)鋼箱桿件最大對角線差僅0.38 mm，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于沒有橫隔板的鋼箱桿件的扭轉(zhuǎn)變形。根據(jù)Q/CR9211-2015《鐵路鋼橋制造規(guī)范》，邊長小于1 000 mm時(shí)箱型桿件對角線差l1－l2（圖14）的允許范圍偏差為2 mm，邊長大于1 000 mm時(shí)箱型桿件對角線差l1－l2的允許范圍偏差為3 mm［17］。顯然，設(shè)置橫隔板的鋼箱桿件滿足規(guī)范的允許偏差，對角變形的控制起到了較大作用，同時(shí)可保持截面形狀不發(fā)生較大變化。由于鋼箱桿件受扭轉(zhuǎn)變形明顯，橫隔板可以有效減小對角線差，抑制長度方向焊縫焊接產(chǎn)生的角變形，從而減小整個(gè)鋼箱桿件的扭轉(zhuǎn)。

3 焊接變形調(diào)控方法探究

3.1 溫度差對焊接變形的影響

上述模擬未考慮不同位置焊接間隔時(shí)間對于變形的影響。為研究溫度差對焊接變形的影響，設(shè)置與工況3相同加熱順序、但在焊縫3、焊縫4焊接后冷卻600 s再焊接焊縫1、焊縫2的工況為工況5。

不同冷卻時(shí)間下焊接變形對比如15所示?？梢?，溫度差的改變對鋼箱桿件的縱向收縮變形影響不大；但是工況5的豎向彎曲變形量達(dá)到了工況3相應(yīng)變形的近3倍。因此可知，通過控制多道焊間隔時(shí)間（冷卻時(shí)間），可有效控制桿件的彎曲變形；也可通過對先焊區(qū)域采取保溫措施以減少與后焊接區(qū)域的溫度差，達(dá)到控制桿件彎曲變形的目的。

3.2 預(yù)加力對焊接變形的影響

為了進(jìn)一步探究施加外荷載對于構(gòu)件焊接變形的影響，擬在鋼箱桿件跨中施加一沿z軸負(fù)向的集中力，以抵消部分焊接后沿z軸正向的焊接變形。定義工況6：與工況3焊接順序相同，在焊縫3、焊縫4焊接后，在焊縫1、焊縫2焊接時(shí)對鋼箱桿件的跨中施加100 kN的沿z軸負(fù)向集中力。

工況3與工況6焊接變形量如圖16所示。從圖中可以看出，鋼箱桿件的縱向收縮變形幾乎不受跨中預(yù)加力的影響，工況6的豎向彎曲變形量為0.014 mm，相比工況3的彎曲變形量0.017 mm，減小了18%。因此可知，對控制大型箱形桿件彎曲變形，施加集中力的效果顯著，也是最便于操作控制的方法之一。因此可通過施加約束（預(yù)加力）的方式，提前設(shè)置所需彎曲變形反向預(yù)拱度，可有效抵消焊后的桿件的彎曲變形。

4 結(jié)論

本文基于ANYSY有限元軟件對鋼橋箱形桿件的焊接過程進(jìn)行了仿真模擬，重點(diǎn)分析了不同焊接順序下的桿件的收縮變形、彎曲變形、扭轉(zhuǎn)變形的演化特性，并探討了相關(guān)影響因素對其焊接變形的影響規(guī)律。經(jīng)過系統(tǒng)分析，可得出結(jié)論：

（1）模擬所得箱形桿件的收縮和彎曲變形與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值吻合較好。焊接順序?qū)附拥氖湛s變形影響甚微；非對稱的焊接順序會(huì)引發(fā)鋼箱桿件相對較大的彎曲變形；焊接順序會(huì)導(dǎo)致鋼箱桿件發(fā)生相同方向的扭轉(zhuǎn)變形。

（2）中間橫隔板的增設(shè)可以減小鋼箱桿件的對角線差，抑制長度方向焊縫焊接產(chǎn)生的角變形，充分抵消大部分鋼箱桿件扭轉(zhuǎn)變形。

（3）通過控制不同焊縫焊接間隔時(shí)間，以減小不同焊縫區(qū)域的溫度差，能有效控制鋼箱桿件豎向的彎曲變形。對鋼箱桿件施加預(yù)加力，提前設(shè)置所需彎曲變形反向預(yù)拱度，可有效控制焊后的桿件的彎曲變形。

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