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焊接顺序对加筋板残余应力和变形的影响

利亚姆甘农a，b，*，伊柳a，Neil Pegg b，马尔科姆史密斯b

达尔豪西大学土木与资源工程系，1360 Barrington St. Rm。 215大楼 D，哈利法克斯，加拿大Nova Scotia B3J 1Z1

加拿大大西洋国防研究与开发部，格鲁夫街9号，邮政编码 Box 1012，Dartmouth，Nova Scotia，加拿大B2Y 3Z7

说明

使用基于有限元模型的数值模拟来研究焊接序列对将扁钢加强筋焊接到钢板时产生的残余应力和变形的分布的影响。该模拟包括顺序耦合热和结构分析，使用单元生死技术来模拟焊接金属添加到工件。预测焊接过程中的温度场以及焊接引起的残余应力和变形场，并将结果与实验测量和分析预测进行比较。研究了四种焊接顺序对板材和残余应力和变形量的影响，讨论了它们对单向压缩下加筋板极限强度的影响。介绍了有关焊接顺序的适当结论和建议。

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1 介绍

气体保护金属极电弧焊（GMAW）工艺已成为连接钢结构部件的常用方法，也是造船业中最常用的连接方法。 电弧焊接依靠在一定量的基体金属熔化的接头处的剧烈局部加热并与来自焊接电极的附加金属熔合。 剧烈的局部加热导致焊接部件严重的热梯度，并且随后的不均匀冷却会产生残余应力和变形。 在造船中使用的块装配方法中，变形可能尤其成问题。 焊接部件的过度变形会导致部件不对齐，并且通常需要昂贵的补救措施，如火焰矫直和冷弯以将失真减少到可接受的水平。

在船舶制造中，为了制造加筋板需要大量的焊接，焊接引起的残余应力导致加筋板的一些区域的早期屈服，从而减小了有效横截面积^[1]。对于承受轴向压缩负荷的纵向加劲板而言，与无应力板相比屈曲强度的降低可能高达25％^[2]。 Smith和Kirkwood ^[3]发现，残余应力对细长加筋板的性能影响比较大，在极端情况下，它们可能会使抗压强度降低近40％。加强板的这种能力的降低反过来导致整个船体梁极限强度的降低。在对MV能量浓度的分析中，Gordo等人^[4]发现残余应力导致船体梁极限强度分别下降5.1％和4.7％。 MV能量浓度分析中的纵向压缩残余应力水平被认为是屈服应力的17％。 Gordo等人给出了残余应力对加筋板强度影响的详细讨论。

Smith [7]提出了一种理想化的焊接诱导残余应力分布，用于加筋板的极限强度评估，如图1所示。在紧邻焊缝周围的区域，拉伸残余应力等于加强筋和板中的屈服应力。 板的其余部分受到均匀的压缩残余应力。 在加强筋中，加强筋基部附近的残余应力迅速从拉伸残余应力转变为压缩残余应力，在此压缩残余应力在加强筋顶部线性减小至零。

图2显示了参考文献建议的残余应力分布。 ^[8]用于加筋板在轴向压缩载荷下的性能的基准研究，其中bt是板中拉伸残余应力区的半宽度，bs是加强筋腹板中拉伸残余应力区的宽度。

假设整个横截面上的残余应力处于平衡状态，并且拉伸残余应力已达到屈服，则残余压应力r由下式给出：

（1）

图1 焊接加强肋板理想的纵向残余应力分布^[7]

当:

(2)

(3)

(4)

其中b是板宽，tp是板厚，tw是腹板厚度，l是加强板的长度，sy是屈服应力，As是加强件面积。

焊接引起的变形有可能降低加筋板的初始刚度和强度。 ISSC ^[9]发现，初始变形会降低板的抗压强度，并将破坏模式从突发事件改变为更渐进的过程，并且在崩溃后状态下刚度降低不太严重。高纵横比a / b板对初始变形的敏感性低于具有低纵横比的板。根据实验研究，Dwight和Little ^[10]报道，由于较小的初始失真（do / t 0.23），对于a / bgt; 4，损失的平板效率损失可忽略不计，其中do是最大初始失真的幅度。当do / tgt; 0.3时，由初始变形引起的强度下降更为明显，在严重情况下可能高达45％^[11]。

各种研究人员已经报道了加筋板结构中制造相关扭曲的实验测量结果^[12-15]。已经提出了一些基于测量数据的经验公式，用于估算材料之间镀层的初始变形的最大值，wopl ^[16-18]。史密斯将初始失真分类为轻微，平均和严重。 ^[18]材料之间的最大垂直挠度由下式给出：

(5)

图2 焊接加强筋板理想的纵向残余应力分布[8]

b是板细长，由:

(6)

还研究了其他参数，如约束水平，热输入和板厚度对焊接引起的残余应力和变形的影响^[19]，努力优化这些参数以使失真最小化。还进行了焊接实验，目的是为验证数值模型提供必要的数据^[1,20,21]。邓等人[1]在加强筋两侧采用单道，连续角焊缝将扁钢加强筋焊接到钢板上。实验数据被用来验证有限元焊接模拟。在本研究中使用相同的数据来验证有限元模拟方法。

基于有限元方法的数值模型已被用于补充实验研究，提供对焊接引起的残余应力场的深入了解，这些残余应力场难以通过实验确定。 Michaleris和DeBaccari [15]将数值模型的结果与焊接小尺寸和大尺寸面板的实验数据进行了比较，以确保结果的可扩展性。焊接残余应力和变形的最早的数值预测之一使用了热分析的二维解析解和用于机械分析的一维模型，其中大量的平行单轴杆单元被用于预测纵向残余应力^[22]。二维模型后来被Iwaki和Masubuchi [23]，Ueda和Yamakawa ^[24-26]，Fujita等人使用。 ^[27]，Hibbitt和Marcal ^[28]和弗里德^[29]。使用2D模型代替3D模型可能会影响解决方案的准确性，因为焊接方向的热流通常被忽略，平面应变假设导致非零净纵向残余应力。尽管这些假设引入了不准确性，但由于减少了计算时间，2D模型仍然用于某些研究。忽略计算考虑，完整的3D模型是焊接模拟的首选，因为它们考虑了所有的应力和应变分量。全3D模型通常使用实体元素，但在某些情况下，使用壳单元来减少模型中的自由度数。 Lindgren和Karlsson ^[30]是第一批使用3D模型发布焊接残余应力数值预测的人员之一。他们使用壳单元来模拟一个薄壁管，然后由Karlsson和Josefson ^[31]使用实体单元进行复制。尽管预测的残余应力高于Lindgren和Karlsson ^[30]发表的实验测量值，但两种模型的结果相互吻合。 Nauml;sstrouml;m等人首先使用了实体和壳单元的组合 ^[32]。当厚度变化的温度和应变在模型的特定区域（如直接围绕焊缝的区域）更加显着时，这种元素类型的组合是有效的。虽然三维焊接模拟能够预测由于焊接引起的完整温度和应变场，但由于高计算成本，在先前研究中研究的参数受到限制。由于多核计算技术的进步，考虑热输入，材料属性和横截面尺寸的焊接工艺的广泛参数研究最近才变得实际^[19,21,33]。本文介绍了第一个已知的应用三维热弹塑性有限元分析来研究焊接顺序对扁钢加筋板残余应力和变形的影响。

因此，本文重点研究焊接顺序对船体结构中典型扁钢加强筋残余应力和变形的影响。焊接模拟使用ANSYS有限元软件包进行，随后通过Deng等人发表的实验结果进行验证 ^[1]。焊接模拟由连续热和弹塑性结构分析组成，用于评估四种不同的焊接顺序。单元生死征被用来模拟随着焊炬沿工件前进的熔化焊缝金属的添加。比较四种序列预测的焊接引起的残余应力和变形，以确定焊接序列对残余应力和变形场的影响。

2.有限元建模

使用ANSYS（2009）进行结构和热有限元分析，以计算由加强筋焊接到扁钢筋加强板产生的残余应力和变形。模拟包括两个分析。第一个是瞬态热分析，其中确定了由移动热源引起的温度分布。第二步由非线性结构分析组成，该分析作为一系列连续加载步骤来解决。每个负载步骤表示热源在焊接方向上的位置的增量。来自与每个载荷步骤相关的热分析的温度作为结构分析中的载荷应用。这个过程重复多次，直到焊接完成。

钢板和加强筋均由SM400A造船钢制成，其化学成分见表1 ^[1]。该板为500毫米times;500毫米，厚度为9毫米，加强件为300毫米times;500毫米，厚度为9毫米。加强板通过在加强板两侧沉积6毫米的角焊缝连接到板上。加强板的几何形状如图3所示。图4中显示了四种不同的焊接顺序，其中第一个顺序（图4（a））与Deng等人在实验中使用的相同 ^[1]。焊接过程之前，首先将长度约10mm的粘接焊缝放置在加强件的中间长度和两端的两侧。尽管填充金属的强度有可能影响残余应力分布，但在本研究中假定使用匹配电极。采用八节点线性插值实体单元对试样进行网格划分，并在板和加强筋的界面引入非线性弹簧单元。这些弹簧元件具有高压缩刚度和可忽略的拉伸刚度，从而防止加强件穿过板并允许在该位置滑动和分离。

网格收敛研究表明，在焊缝周围的区域中需要相对密集的网格。对于本研究中考虑的9mm板，为了准确表示温度和应变梯度，在焊接位置通过板厚需要12个单元。在远离焊缝位置的区域，温度梯度显着降低，然后网格在该区域变得不太致密，以减少自由度的数量，从而减少求解所需的时间。通过板的厚度使用至少四个单元来模拟板的弯曲。完整的模型包含大约17,000个元素和19,000个节点。有限元网格如图5所示。网格中使用的最小单元尺寸为0.5 mmtimes;0.75 mmtimes;10 mm。试样沿其长度分成10mm长的元件。

2.1 热分析

使用Solid70八节点实体单元进行非线性瞬态热分析以计算焊接过程中的温度分布。热量输入被分成两部分来模拟入射在焊缝表面的焊炬的热通量以及从熔融金属液滴传递到工件的热量。在这种情况下，基于Allum和Quintino ^[34]报道的实验测量值，总热量的60％被认为是通过熔融金属液滴传递的，40％被表面热通量传递。表面热通量以45°的角度倾斜，以使其垂直于焊接元件的表面施加。对于热通量假定具有4.24mm的弧半径的高斯功率分布。如图6所示，功率分布是相对于随热源移动的坐标系而定义的，其表示为：

(7)

其中c为圆弧半径Q为:

Q=Eta;vi (8)

表1 SM400A钢的化学成分 （wt%）

c	si	Mn	p	s
0.23	-	0.56	lt;0.035	lt;0.035

图3 加筋板的尺寸

其中I是供应的电流，V是电弧两端的电压，H是CO2气体金属电弧焊的电弧效率，假定为0.8。 邓等人的实验工作采用了焊接参数的总结。 表1列出了用户定义的宏。用户使用ANSYS参数化设计语言定义命令流来建立移动热源的模型，并在热源移动时控制焊接单元的激活。

使用由Goldak等人给出的依赖于温度的膜系数来考虑由对流和辐射引起的工件表面的热损失^[35]：

(9)

其中ε是热轧钢板表面的发射率，对于热轧钢板来说取为0.9 ^[35]。 为了考虑焊池中对流的热传导，热导率在熔点以上的温度下人为地增加。 固化和熔化温度分别为1450℃和1500℃。 熔化潜热为270J / g，通过增加熔化温度下的比热将其结合到材料模型中。 邓等人采用的热材料特性^[20]如图7所示。

2.2 机械分析

用于机械分析的实体模型网格与用于热分析的实体模型网格相同，除了使用结构单元Solid185代替Solid70热单元进行机械分析。 由于焊缝没有完全穿透加强筋，因此使用Combin39非线性弹簧元件对板与加强筋之间的接触进行建模，以连接板 - 加强筋界面处的重合节点。 使用非线性弹簧代替接触元件来避免与接触算法相关的大量计算时间。 弹簧元件在垂直于板 - 加强件界面的方向上具有高压缩刚度和低拉伸刚度，并且在另外两个正交方向上具有零刚度，从而滑动和分离是

图4所示。焊接顺序。

图5 网格和边界条

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