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,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、比強度高、質(zhì)量輕、易加工以及較好的回收性等優(yōu)點。與此同時,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,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,焊接的熱輸出會對鋁合金結(jié)構(gòu)性能帶來不利的影響。例如,鋁合金材料強度發(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,這些因素可能會對節(jié)點的力學(xué)性能產(chǎn)生一定程度的不利影響。因此,本文對6061-T6鋁合金梁柱節(jié)點焊接殘余應(yīng)力的分布以及發(fā)展進行研究和分析,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)點焊接方式以及工藝的改進提供基礎(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。在進行構(gòu)件設(shè)計時,設(shè)計依據(jù)主要從構(gòu)件折減面積的確定、焊縫強度以及梁柱節(jié)點強度三個方面考慮,分別參考GB 50429—2007《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[3]與GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》[4]進行驗算。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)和我國規(guī)范均對承重節(jié)點的焊縫形式作出要求,需采用全熔透對接焊縫。因此本文梁翼緣與腹板處焊縫采用全熔透對接焊縫形式,焊根開口寬度取6 mm。蓋板與梁翼緣焊接采用角焊縫形式,hf取5 mm。本文以梁腹板對接焊縫(焊縫1)、梁翼緣對接焊縫(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)為研究對象,梁柱節(jié)點焊縫示意見圖1。

1.3 有限元單元的選用

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

a—有蓋板節(jié)點模型;b—無蓋板普通節(jié)點模型。圖2 有限元梁柱節(jié)點分析模型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[6]和歐洲規(guī)范[4]的對比分析,通過得到的6061-T6鋁合金各材性于不同溫度下的折減系數(shù)來計算材料的高溫材性。使用JMatPro軟件,同時適當(dāng)使用外推法得到400 ℃與500 ℃時各材料的參數(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)約計算資源、縮短有限元分析時間以及擁有較好的可靠度,因此本文使用均勻體熱源進行數(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為焊接荷載分布時間。

2 節(jié)點焊接溫度場計算結(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行,以由左向右的焊接方向進行焊接[12]。有限元計算完成之后,進入通用后處理Post1查看不同荷載步下的溫度場結(jié)果,然后通過時間歷程后處理Post26查看特定點在不同時間的溫度循環(huán)曲線。為了描述的簡便性,將蓋板加強型節(jié)點命名為GJD,無蓋板有柱隔板節(jié)點命名為GZD,無蓋板無柱隔板節(jié)點命名為GND。

2.1 焊接過程中溫度場分布

焊接總時長為1 300 s,普通節(jié)點的熱源作用時長為70 s,蓋板加強型節(jié)點的熱源作用時長為165 s。圖3～圖6分別為各個路徑焊接時熱源移動的溫度分布情況,從圖中可直觀地看到,各焊縫從焊接開始到焊接中及焊接完畢進入冷卻時的熱源移動軌跡與溫度場分布。

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

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

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

a—2 s時;b—6 s時;c—15 s時。圖6 焊縫4溫度場模擬結(jié)果(普通節(jié)點無此焊縫) ℃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溫度場發(fā)生變化的動態(tài)過程。即：焊接開始時,熱源溫度迅速升高,隨著焊接的進行,焊件上形成準(zhǔn)穩(wěn)態(tài),即焊縫上各點溫度均以固定值隨著熱源共同移動;隨著焊接結(jié)束,熱源離開焊縫,焊件進入冷卻狀態(tài),等溫線逐漸擴大直到溫度降至常溫。由于焊件的升溫速率遠大于降溫速率,所以熱源前進方向的等溫線密集,后部等溫線稀疏。

2.2 溫度循環(huán)曲線

此處,本文取節(jié)點焊縫1(腹板焊縫)作為研究對象,分析腹板焊縫上各點的溫度變化規(guī)律。見圖7。

圖7 腹板焊縫各點溫度循環(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上各點的溫度變化過程極為迅速,升溫速率大于降溫速率,與此同時各點溫度循環(huán)曲線的發(fā)展趨勢保持一致;熱源作用時,作用點迅速升溫,隨即立刻進入降溫階段,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)力計算結(jié)果分析

焊接中,材料受到熱源作用時,溫度迅速升高達到金屬熔點。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,會產(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。實際上,測量殘余應(yīng)力的手段會受到許多條件的限制,導(dǎo)致測量結(jié)果可能會出現(xiàn)較大誤差,因此借助有限元軟件的優(yōu)勢,可以較為直觀全面地計算出焊接殘余應(yīng)力。

3 節(jié)點焊接殘余變形

焊接殘余應(yīng)力伴隨著殘余變形出現(xiàn),殘余變形是節(jié)點的微小變形,圖8為節(jié)點放大20倍的殘余應(yīng)力圖?？芍?各節(jié)點梁翼緣對接焊縫部位均出現(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)點焊接殘余應(yīng)力 PaFig.8 Welding residual stresses of joints

4 節(jié)點焊接殘余應(yīng)力場

4.1 焊縫殘余應(yīng)力云圖結(jié)果

圖9～圖11為各節(jié)點焊縫沿各軸應(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)點有限元應(yīng)力云圖見圖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)點焊縫應(yīng)力場 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)點焊縫應(yīng)力場 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)點焊縫應(yīng)力場 PaFig.11 GND joint weld stress field

由以上3種節(jié)點的應(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。通過焊縫縱向與橫向殘余應(yīng)力的對比表明,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。由于沿厚度方向的焊接殘余應(yīng)力很小,故本文對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 加強型節(jié)點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?？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,達到6061-T6鋁合金的屈服強度,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,加強型節(jié)點的梁翼緣對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)點出現(xiàn)較大的壓應(yīng)力,最大為237.41 MPa,接近材料的屈服強度。由于不同節(jié)點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型節(jié)點蓋板角焊縫,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,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)值模型驗證

焊接是一個瞬態(tài)熱輸入隨即冷卻的過程。在整個過程中,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。試驗中,很難測得各個時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)點焊接殘余應(yīng)力分布情況的測定試驗基本沒有,因此本文參考某金屬結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點焊接殘余應(yīng)力的測定試驗[13]來驗證本文數(shù)值模擬的合理性與可靠性。

在將模擬計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比分析時,按照試驗測點布置,在有限元模型中取與之對應(yīng)的節(jié)點路徑,對每條路徑上殘余應(yīng)力的模擬結(jié)果與實測數(shù)據(jù)對比分析,驗證模擬結(jié)果的可靠性。圖15為殘余應(yīng)力模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的對比。可以看出,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,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)果與試驗數(shù)據(jù)吻合較好,表明本文數(shù)值模擬對研究鋁合金梁柱節(jié)點焊接殘余應(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)果與試驗結(jié)果對比Fig.15 Comparisons of simulation and test results of residual stresses

6 結(jié)束語

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

2)各節(jié)點梁翼緣對接焊縫與腹板對接焊縫的縱向焊接殘余應(yīng)力值相對較大,中間部位達250 MPa左右,兩端趨于0 MPa;對于焊縫橫向殘余應(yīng)力,表現(xiàn)為中間受拉,兩端受壓,加強型節(jié)點沿梁柱翼緣對接焊縫兩端的橫向殘余應(yīng)力趨于0 MPa,而普通節(jié)點存在較大的壓應(yīng)力,最大約240 MPa;加強型節(jié)點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,腹板對接焊縫與梁柱翼緣對接焊縫處的焊接殘余應(yīng)力值最大達250 MPa左右,此時已經(jīng)達到6061-T6鋁合金的屈服強度,因此結(jié)構(gòu)受到荷載時,其與焊接殘余應(yīng)力的復(fù)合作用可能會對節(jié)點性能造成不利影響。

4)通過相關(guān)試驗來進行有限元模型驗證,驗證結(jié)果表明,殘余應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合較好,表明本文數(shù)值模擬對研究鋁合金梁柱節(jié)點焊接殘余應(yīng)力的大小及分布規(guī)律有很好的適用性。