H型钢焊接残余应力的三维有限元分析.docx

H 型钢焊接残余应力的三维有限元分析 王艳宁1张 松2尹 越2( 1 天津市市政工程设计研究总院，天津 300051; 2 天津大学建筑工程学院，天津 300072)摘 要: 采用通用有限元软件 ABAQUS 对普通 H 型钢的焊接残余应力场、变形场进行了数值模拟，并和现有公认结果进行了对 比。结果表明，数值模拟方法真实可靠，纵向残余应力影响较大，应引起足够的重视。关键词: H 型钢，残余应力，残余变形，温度场，有限元中图分类号: TU311 41文献标识码: A1概述焊接是建筑钢结构中连接的主要方式。在焊接施工过程中， 由于材料相变、位移约束以及温度场的不均匀分布等原因，致使 焊接完成后的构件中存在残余应力与变形，是影响焊接结构裂纹 萌生和扩展、降低钢材的力学性能的重要因素1。由于 H 型钢具 有较高的刚度和承载能力，同时节省钢材，经济效益明显，在厂房 和桥梁等领域应用广泛2。分析其焊接生产过程中的温度场和 残余应力场，初步掌握温度的变化和应力的分布情况，对于焊接 工艺的改进以及残余应力的降低具有重要的理论与实践意义。 国内外对于焊接过程的有限元模拟已经有了一定的进展，例如， 使用简单的对接钢板构件模拟焊接过程3，对钢桥整体节点的有 限元分析4等等。本文在大型通用有限元软件 ABAQUS 热结 构耦合功能的基础上，应用了相应的焊接热源子程序 DFLUX，研 究了普通 H 型钢的焊接温度场、残余应力以及变形的分布。2有限元分析模型2 1焊接工艺与热源焊接采用手工电弧焊，工艺参数见表 1。表 1 焊接参数温度场分布的影响主要是变形热，可以忽略不计，为了节省计算 时间，采用间接耦合的方法进行分析，首先进行热分析，然后将得 到的温度场结果作为荷载施加于热力耦合分析的模型上7。表 2 钢材性能随温度的变化温度导热系数W / ( mK)密度kg / m3膨胀系数 10 5 / 弹性模量N / m2屈服应力N / m2比热容J / ( kgK)泊松比20507 8501 10E 52 05 10112 2 1084600 28100497 8501 05E 51 97 10112 1 1084650 28250477 8501 22E 51 87 10111 75 1084800 29500407 8501 39E 51 5 10111 4 1085750 31750277 8501 48E 57 0 10104 1076250 351 000307 8501 35E 52 0 10102 1076750 41 500357 8501 33E 51 0 1081 1066500 452 0001457 8501 31E 51 0 1061 1068200 49在焊接过程中，焊接构件与周围环境之间存在热量交换。温 度较低时以对流为主，温度较高时以辐射为主。此分析中对流换 热系数为 10 W / ( m2 K) ，环境温度为 20 ，黑度为 0 85。热分析采用 DC3D8 单元，热力耦合分析采用 C3D8 单元。 采用过渡网格，如图 2a) 所示。Line2Line1 P1电压 U / V电流 I / A焊接速度 v / mms 1251002有限元分析中应用较广的热源模式有高斯分布热源模型、双 椭球热源模型以及基于单元生死的热源模型。本文采用双椭球 热源计算模式，热源分布函数5为:P2a）b）Line36 槡3 ( ff Q) 3x 3y 3z 图 2 有限元模型qf ( x，y，z) =abc 槡exp( a2222b2 c2 )。3结果分析Q = UI。其中，a，b，c 为椭球热源的形状参数; Q 为热输入功率; 为焊 接效率，取 0 8; U 为电压; I 为电流; v 为焊接速度; t 为焊接时间。2 2有限元模型H 型钢的几何尺寸见图 1，构件长度方向取 1 m。10500 102006图 1 几何尺寸（单位:mm）焊接材料采用 Q235C 钢材，其物理性能在不同温度下的数值 不同，具体参数见表 26。耦合场的分析方法分为直接法和间接法，应力以及变形场对收稿日期: 2014-01-03本文主要应用节点的温度时间曲线和应力路径曲线来分析温度场和残余应力场，主要的温度节点和应力路径如图 2b) 所示。1) 温度场。图 3 给出了 H 型钢在焊接和冷却过程中的温度变化。在加热过程中，热源附近的温度在 2 500 以上，大于材料 的熔点 1 500 ，如图 3a) ，图 3b) 所示。焊接温度场的分布很不 均匀，在热源不断的移动过程中，峰值温度出现在热源中心点处， 在热源附近区域的等温线近似于一个椭圆形分布，热源前方温度 急剧下降，梯度较大，后方温度下降比较缓和，梯度较小。焊接结 束冷却 4 000 s 后构件的温度都在 30 以下，如图 3c) 所示，此时 可以认为构件的残余应力和变形不再发生变化。图 4 给出了 H 型钢上翼缘和腹板间的焊缝 1 /4 跨、1 /2 跨位 置处温度节点 P1，P2 温度随时间的变化曲线。当热源接近节点 时，温度急剧升高，加热过后逐渐冷却至室温。作者简介: 王艳宁( 1972- ) ，男，高级工程师;张 松( 1988- ) ，男;尹 越( 1971- ) ，男，副教授第 40 卷 第 7 期2 0 1 4 年 3 月王艳宁等: H 型钢焊接残余应力的三维有限元分析31而证明了本文所采用方法的正确性以及精确性。构件的最大变 形位于翼缘边缘位置处，最大值约为 2 5 mm，腹板变形很小，可以 忽略不计。最后残余变形为两翼缘呈现互相靠拢的趋势，如图 8 所示。a）b）c）图 3 H 型钢温度场纵向残余应力 x /MPa16080翼缘3 500节点温度/3 0002 5002 0001 5001 0005000P1 P21 0002 000 3 0004 000时间/sa=81408纵向残余应力 x /MPa1608-80翼缘腹板-160 -80 0 80 160 240纵向残余应力 x/MPa图 4 H 型钢节点温度时间曲线a）工字梁残余应力分布b）气割下料工字梁残余应力分布图 7 工字钢纵向残余应力分布a）Mises 残余应力b）纵向残余应力 c）翼缘横向残余应力 d）腹板残余应力图 5 H 型钢残余应力（单位：Pa）纵向残余应力/MPa2502001504结语a）b）图 8 H 型钢变形图（单位：m）1005000.2 1.0焊缝方向长度/m a）Line1本文在大型通用有限元软件 ABAQUS 热结构 耦合功能的 基础上，应用了相应的焊接热源子程序 DFLUX，研究了普通 H 型钢 的焊接温度场、残余应力以及变形的分布。初步得到以下结论:1) 本文的数值模拟结果与已有公认残余应力分布吻合较好，从而证明了所用方法的正确性。纵向残余应力/MPa-0.10250200150100500-0.050.05 0.10-50-1000.25腹板垂直焊缝方向长度/m0.150.05-150-100 -50 0 50 100 150 200 250-0.05-0.15-0.252) 对于温度场，峰值温度出现在热源中心点处，在热源附近 区域的等温线近似于一个椭圆形分布，热源前方温度急剧下降， 梯度较大，后方温度下降比较缓和，梯度较小。3) 构件中纵向应力分布更广，应力值更大，甚至超过了材料 的屈服极限，应当引起足够的重视。如果不进行有效的控制和消翼缘垂直焊缝方向长度/m纵向残余应力/MPa除，在结构开始使用受到其他荷载作用的时候将会很快的进入屈b）Line2c）Line3图 6 H 型钢纵向应力路径曲线2) 残余应 力 和 变 形。焊接残余应力分为纵向应力、横 向 应 力、厚度方向上的应力。由于本文采用的模型钢板厚度较小，而 且采用单道焊，所以忽略应力沿钢板厚度方向的变化。H 型钢的 焊接残余应力如图 5 所示，Mises 应力和纵向应力沿焊缝分布，主 要集中在焊缝附近约 60 mm 范围内。最大纵向应力分布在焊缝 附近翼缘和腹板内，应力值约 200 MPa 265 MPa。翼缘的横向应 力主要位于距离构件端部 10 mm 20 mm 近似圆形范围内，最大 值约为 70 MPa 96 MPa。腹板横向应力主要位于端部半椭圆范 围内，最大值约为 105 MPa。从应力路径图中可以看出，纵向上， 焊缝中间区段应力分布比较稳定，应力值在 200 MPa 以上，超过 材料的屈服极限，在构件两端应力急剧下降为 0，如图 6a) 所示。 横向上，表现为焊缝附近受拉，钢板边缘受拉，但是根据内应力的 性质，总体拉、压应力在截面内是平衡的，如图 6b) ，图 6c) 所示。 和横向应力相比，纵向应力分布更广，应力值更大，甚至超过了材 料的屈服极限。由以上 H 型钢焊接残余应力分析结果与已有公 认的工字钢残余应力进行对比，如图 7 所示8，结果基本吻合，从服状态，影响结构性能的发挥。残余应力同时存在拉应力和压应 力，而且在同一截面内拉压、应力是自平衡的。参考文献:1 方洪渊 焊接结构学M 北京: 机械工业出版社，20082 丁阳 钢 结 构 设 计 原 理M 天 津: 天 津 大 学 出 版 社，20043 Dean Deng FEM prediction of welding residual stress and dis- tortion in carbon steel considering phase transformation effectsJ Materials and Design，2009( 30) : 359-3664 瞿伟廉，何 杰 钢桥整体节点焊接残余应力三维有限元分析J 桥梁建设，2009( 4) : 28-315 陈家权，肖顺湖，吴 刚，等 焊接过程数值模拟热源模式的 比较J 焊接技术，2006，35( 1) : 9-116 倪红芳，凌 祥，涂善东 多道焊三维残余应力场有限元模 拟J 机械强度，2004，26( 2) : 218-2227 VONG P K，ODGE D Coupled electromagnetic thermal mod- eling of electrical machinesJ IEEE Transactions on Magnet- ics，2003，39( 3) : 1614-161732第 40 卷 第 7 期2 0 1 4 年 3 月山西建筑SHANXI ACHITECTUEVol 40 No 7 Mar2014文章编号: 1009-6825( 2014) 07-0032-02双向地震作用非对称摩擦隔振结构抗震分析 杨 永 兴( 山西煤炭运销集团运城有限公司，山西 运城 044000)摘 要: 采用弹塑性模型模拟了摩擦隔振力与变形关系，对非对称摩擦隔振结构进行了分析，得到了影响隔振效果参数 ex / d， / x ，mb / m， 等，同时分析了双向摩擦力耦合与非耦合情况，结果表明双向摩擦力耦合对隔振结构扭转影响较大，忽略了双向摩擦 力耦合，低估了结构扭转响应，在实际设计中应给予考虑。关键词: 摩擦隔震结构，双向地震，摩擦力耦合，扭转响应中图分类号: TU352 文献标识码: ATT0引言 ub =ubx ，uby ，ub 为底层的位移向量; u g =u gx ，u gy 为地震作用下，结构的扭转效应可以使建筑物破坏或倒塌。利用隔振技术积极调控，不仅显著减小了建筑结构的整体振动，也有 效地抑制了其扭转振动，有效提高结构抗震性能。对非对称隔振结 构进行分析，有助于提高结构抗震性能，并合理设计隔振结构。 1计算模型及运动方程地震加速度向量，u gx ，u gy 为 X，Y 向的地震加速度。若定义 Kit 为第 i 个隔振支座的切线刚度，在任意时刻有 Kit = Kie Kis ，其 中，Kie 为 第 i 个隔振支座的初始刚 度 矩 阵，Kie = digkixb ，kiyb ，kixb kiyb 假设足够大使得支座无滑移。Kis 为支座滑移时刻的刚度，为零矩阵。可用下式确定:uyE2E F。uymuxK = 1ii iisG 2Ha2柱子 2y ex柱子 1i Ei FiFi柱子ubuyeyux x x其中，Gi= kixb ix+ kiybH2 ，E= kixbHix ，Fi= kiybHiy ，Hix= ，Fixiyiuby mbubx隔震支座 图 1 结构示意图柱子 3柱子 4b FH =iyiy，其中:()2 = Fix FiL()2+ Fiy 。FiLFiy1 FiL-1-11 非耦合 耦合1 Fix FiL其中，Fix ，Fiy 分别为第 i 个摩擦支座为 X，Y 向的摩擦力; FiL 为第 i 个摩擦支座的静摩擦力; FiL = mi g， 为静摩擦系数，mi 为第i 个隔振支座的质量。 耦合曲线见图 2。2结构的计算分析g0假设 x = y = 2，b = d = 6 m( 见图 1) ; 总共 9 个隔振支座， 刚度为 kixb = kb = 10 000Kx ，上部结构为 9 层阻尼比 = 0 05，地震图 2 耦合曲线如图 1 所示结构，利用达朗贝尔原理可得其运动方程为:参数 wg = 15 rads 1 ; = 0 5; S = 0 05 m2 s 3 。输入加速度反 M u + u b + C u + K u = MI u g ;应谱( 见图 3) 。分别对非对称结构模型和对称结构模型( 二者具有相同的振动周期) 进行分析，得到了如图 4 图 7 所示的分析结果。Mb u b + Kb ub C u K u = Mb I u g 。其中，M，K，C 分别为质量阵、刚度阵、阻尼阵; u = ux ，uy ，u T 为楼层的位移向量; M 为底层质量阵; K 为隔振层的刚度阵;bb3影响参数分析为了研究隔振支座和扭转耦合效应。定义 为隔振同普通 结构地震响应峰值比值。櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅8 中国焊接网 焊接残余应力及分布OL http: / / www chi- naweld com cn / ONEWS asp? id = 510Three-dimensional finite element analysis of welding residual stress in