門進杰 高睿祥 李 然 蘭 濤, 秦廣沖 譚魯懷

(1.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院, 西安 710055; 2.西安建筑科技大學(xué)安德學(xué)院, 西安 710311; 3.中國船舶重工集團國際工程有限公司, 北京 100121; 4.上海中建建筑設(shè)計院有限公司, 上海 200135)

箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑是一種來源于船舶上層建筑,由豎肋圍壁拼接而成的新型陸地鋼結(jié)構(gòu)建筑。[1]這種新型鋼結(jié)構(gòu)建筑的帶肋鋼板墻既承受水平荷載也承受豎向荷載,與傳統(tǒng)鋼板剪力墻的承載方式存在明顯區(qū)別。[2-4]焊接產(chǎn)生的殘余應(yīng)力會降低結(jié)構(gòu)的強度和剛度,影響結(jié)構(gòu)的受力性能,鋼板墻在該承載方式下對焊接的要求較高。而且焊接殘余應(yīng)力又受到焊縫起始位置、焊縫長度、焊接順序等因素的影響,所以研究不同焊接工況下的箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)加勁墻板焊接效應(yīng)非常必要。

目前國內(nèi)外學(xué)者通過焊接試驗與焊接模擬對焊接產(chǎn)生的殘余應(yīng)力與殘余變形進行了相關(guān)研究。Karalis等比較了手工電弧焊的試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果,分析認為焊接殘余應(yīng)力與變形受馬氏體以及微觀結(jié)構(gòu)的影響。[5]Shan等對有限元模型進行了焊接模擬,精確地研究了焊接殘余應(yīng)力與變形。[6]蘭濤等對鋼板墻以及焊縫建立了精細有限元模型,研究了焊接對結(jié)構(gòu)受力性能的影響,研究[7]表明:考慮焊接影響時,鋼板墻的抗剪承載力與結(jié)構(gòu)延性均有所降低。黃本生等對Q345/316L異種鋼焊接過程的瞬態(tài)溫度分布、殘余應(yīng)力及變形進行了數(shù)值模擬,結(jié)果[8]表明,不論是橫向殘余應(yīng)力還是縱向殘余應(yīng)力,沿焊縫方向均呈帽狀分布且在焊縫中部位置存在最大殘余應(yīng)力。Deng等通過建立熱機械非耦合的三維與二維焊接模型,分析其焊接過程中的殘余應(yīng)力,發(fā)現(xiàn)模擬結(jié)果與試驗測量的結(jié)果具有很好的一致性。[9]

目前對箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系中加勁鋼板墻的焊接應(yīng)力和焊接變形的理論和試驗研究相對較少。因此,以箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系中的加勁鋼板墻為研究對象,研究其在焊接過程中的殘余應(yīng)力與變形,分析焊接對加勁鋼板墻的抗剪承載力影響,得出一種合適的焊接工藝。

1 鋼板焊接試驗

1.1 試件設(shè)計及制作

以鋼板材質(zhì)、鋼板厚度為變化參數(shù),設(shè)計了6組鋼板焊接試件,每組焊接試件由兩塊鋼板對接焊接而成,如圖1a、圖1b所示。每塊鋼板的尺寸為150 mm×300 mm,鋼板材質(zhì)選用Q235B或Q345B兩種型號,板材厚度分別為6,8,10 mm。由于焊件厚度最大不超過10 mm,所以焊接接頭坡口形式取全焊透I型坡口,如圖1c所示。焊接位置為平焊,坡口尺寸與鋼板厚度相同。為防止鋼板在焊接過程中發(fā)生移動,將引弧板與焊接試件點焊在一起。對準備焊接的鋼板進行預(yù)熱,減小焊接過程中產(chǎn)生的溫度差。為減少焊接裂紋的出現(xiàn),采用CO2氣體保護焊對焊件進行單道焊接,焊接參數(shù)如表1所示。6組試件尺寸如表2所示。

表1 焊接參數(shù)Table 1 Welding parameters

表2 試件設(shè)計參數(shù)Table 2 Design parameters of specimen

a—對接鋼板平面; b—對接鋼板剖面; c—I型坡口。圖1 焊件尺寸Fig.1 Weldment sizes

1.2 拉伸標定試驗

超聲波檢測技術(shù)是一種較為成熟的殘余應(yīng)力測試方法,用超聲波方法檢測殘余應(yīng)力之前需在材料結(jié)構(gòu)試驗室中對如圖2所示的零應(yīng)力試塊進行拉伸標定試驗,通過WAW-1000D型微機控制電液伺服萬能試驗機對零應(yīng)力試塊進行拉伸試驗,并使用HS1010型超聲波殘余應(yīng)力檢測儀記錄拉伸過程中聲波時間和試驗荷載。為保證試塊的光滑性,用潔凈的毛巾輕輕擦拭試塊表面和測量探頭表面,但應(yīng)避免摩擦生熱。將探頭緊密綁定在試塊上,確保探頭表面與試塊表面完全接觸。

圖2 零應(yīng)力試塊尺寸 mmFig.2 Dimensions of zero-stress specimens

通過微機控制電液伺服機對試塊施加豎向拉力,且使標定試塊拉應(yīng)力一直保持在彈性范圍內(nèi),反復(fù)拉伸9次,取15個測點進行測量,對每個測點得到的9次拉伸應(yīng)力變化值與聲時差分別取平均值,擬合線性關(guān)系得到其直線斜率,直線斜率的倒數(shù)即為應(yīng)力系數(shù)K。將應(yīng)力系數(shù)K導(dǎo)入HS1010型超聲波殘余應(yīng)力檢測儀中。

1.3 殘余應(yīng)力測試及測點布置

根據(jù)各個測點的標定位置依次測量每個測點的殘余應(yīng)力,如圖3所示。在試件表面選取平行于焊縫且距焊縫10,30,70 mm的路徑1～3,以及垂直于焊縫且距板材邊界50,150 mm的路徑4,5,實際測點布置如圖4所示。

圖3 薄鋼板焊接殘余應(yīng)力測試Fig.3 Measuring residual stress of thin steel sheets

圖4 測點布置 mmFig.4 Arrangements of measurement points

2 鋼板焊接有限元模型的建立

2.1 模型單元選取和網(wǎng)格劃分

使用有限元軟件ABAQUS建立與試驗尺寸相同的幾何模型,鋼板尺寸為300 mm×150 mm,鋼板厚度為8 mm。采用順序耦合的計算方法來進行數(shù)值模擬,溫度場模型單元選取八結(jié)點六面體實體單元DC3D8,焊接應(yīng)力、應(yīng)變場模型單元選取C3D8R三維實體單元。在劃分網(wǎng)格時為了兼顧計算精度和計算效率,采用過渡網(wǎng)格劃分的方法,在遠離焊縫區(qū)網(wǎng)格劃分較疏(網(wǎng)格長、寬為12 mm,厚為4 mm),在焊縫及熱影響區(qū)網(wǎng)格劃分較密(網(wǎng)格尺寸為1 mm)。焊接鋼板的網(wǎng)格模型如圖5所示。為預(yù)防焊件在焊接過程中出現(xiàn)變形和移動,對焊件模型的左、右兩端截面上x、y、z三個方向的平動和轉(zhuǎn)動等6個自由度均施加固定約束。

a—網(wǎng)格劃分整體; b—網(wǎng)格劃分細部。圖5 焊接鋼板網(wǎng)格劃分Fig.5 Meshing of welded steel sheets

2.2 焊接溫度場與焊接應(yīng)力、應(yīng)變場模型

通過ABAQUS有限元軟件的子程序DFLUX調(diào)節(jié)焊接過程中熱源的輸入功率和移動速率以及熱源模型的形狀和起始位置。熱邊界條件是通過Interaction模塊進行設(shè)置的。在荷載(Load)模塊中設(shè)置熱荷載為體熱源。由于焊接構(gòu)件厚度較薄,焊接速度較高,因此采取Goldak等提出的雙橢球體熱源模型[10]進行焊接仿真模擬,如圖6所示。前、后半橢球內(nèi)的熱源分布函數(shù)定義如下:

圖6 雙橢球體熱源模型Fig.6 A double ellipsoid heat source model

x≥0

(1a)

x≤0

(1b)

式中:qf、qr分別為前、后橢球熱輸入密度;af、ar、bh、ch為雙橢球體的半軸;ff、fr分別為前、后半橢球體熱輸入分配比;Q為熱源的有效熱功率。

薄鋼板對接焊接的模型中設(shè)置焊件的環(huán)境初始溫度為室溫20 ℃ ,對流換熱系數(shù)為10 W/(mm·℃),輻射因子為0.8,[11]并設(shè)定絕對零度為-273.15 ℃,輻射系數(shù)σ=5.67×10-8W/(m2·℃2)。將熱分析得到的計算結(jié)果在Load模塊中讀取作為力學(xué)分析的預(yù)定義場。應(yīng)力、應(yīng)變場分析時直接采用溫度場的有限元模型。

2.3 有限元結(jié)果分析

焊接殘余應(yīng)力是指在焊接熱源加載過程中,焊件因融化變形受到周圍約束而產(chǎn)生的殘留在焊接構(gòu)件內(nèi)部的應(yīng)力。根據(jù)焊接殘余應(yīng)力分布的特點,在焊件有限元模型中部截面處選取如圖7所示的觀測點,分析焊接仿真模擬中焊件不同位置的焊接應(yīng)力隨時間的變化趨勢。

1—焊件上表面焊縫中心觀測點;2—焊件下表面焊縫中心觀測點;3～8—焊件上表面依次距焊縫中心5,10,22,46,82,130 mm處觀測點。圖7 焊件中部截面觀測點示意Fig.7 A schematic diagram of observed points in middle section of the welded model

各觀測點焊接殘余應(yīng)力隨時間變化的曲線如圖8所示?？梢钥闯?各觀測點殘余應(yīng)力(拉應(yīng)力)隨時間變化趨勢基本一致。在熱源加載完成時,測點1處的殘余應(yīng)力迅速升高到193 MPa。進入冷卻階段后最大殘余應(yīng)力為333 MPa,夾具釋放后,最終殘余應(yīng)力為332 MPa。測點2～8的殘余應(yīng)力隨時間變化形式相同,均是在熱源加載時出現(xiàn)較大提高,冷卻階段升到最大值,然后趨于穩(wěn)定。

1; 2; 3; 4; 5; 6; 7; 8。圖8 焊接模型觀測點殘余應(yīng)力發(fā)展曲線Fig.8 Evolving curves of residual stress from observed points on the welded model

3 殘余應(yīng)力測試結(jié)果及對比分析

在焊接后的冷卻階段,焊縫區(qū)發(fā)生三維收縮,導(dǎo)致三軸方向出現(xiàn)焊接應(yīng)力。[12]因為選取的鋼板厚度較薄,所以選取橫向(垂直焊縫方向)和縱向(平行焊縫方向)兩個方向的焊接應(yīng)力進行研究。對Q235B和Q345B兩種焊件的殘余應(yīng)力進行分析,并將其試驗值與模擬值進行對比。S11表示橫向殘余應(yīng)力,S22表示縱向殘余應(yīng)力。由于路徑1距離焊縫太近,測S11值時探頭很難落在平整區(qū)域,所以路徑1只測量了S22值,通過路徑2來補測路徑1的S11值。

從圖9中的試驗值可以看出:只有在路徑1上的測點表現(xiàn)出較大的殘余應(yīng)力值,說明焊接殘余應(yīng)力主要分布在焊縫附近區(qū)域;路徑1和路徑3相比,Q235B焊件的殘余應(yīng)力值均小于Q345B焊件,表明屈服強度影響焊件殘余應(yīng)力的大小。

a—路徑2上的S11值; b—路徑1上的S22值;c—路徑3上的S11值; d—路徑3上的S22值?！猀235模擬值; —Q235試驗值;---Q345模擬值; ---Q345試驗值。圖9 沿焊縫方向上試驗值與模擬值結(jié)果對比(鋼板厚度8 mm)Fig.9 Comparisons of the experimental and simulated values along the weld direction (a steel sheet of 8 mm thickness)

由圖10可知:路徑4與路徑5上的S22值隨著距焊縫距離的增加而減小,且在靠近焊縫位置處的殘余應(yīng)力均為拉應(yīng)力(殘余應(yīng)力為正值),表明在焊縫熱影響區(qū)上縱向殘余應(yīng)力S22主要存在拉應(yīng)力。在路徑4和路徑5上,距焊縫10 mm處的S11值與S22值相比均有所下降,下降了大約80%,說明鋼板焊接的殘余應(yīng)力主要受S22值影響。路徑4上的S11值既存在拉應(yīng)力也存在壓應(yīng)力,路徑5上的S11值均為拉應(yīng)力,說明在整個焊件上,橫向應(yīng)力S11既存在拉應(yīng)力也存在壓應(yīng)力,但拉應(yīng)力和壓應(yīng)力的分布不同。由圖9、圖10可得:在焊縫方向和垂直焊縫方向上,試驗值與模擬值雖然在個別測點上有差別,但差值不超過50 MPa,且總體變化趨勢一致,也很好地驗證了有限元模擬的有效性。

a—路徑4上的S11值; b—路徑4上的S22值;c—路徑5上的S11值; d—路徑5上的S22值?！猀235模擬值; —Q235試驗值;---Q345模擬值; ---Q345試驗值。圖10 垂直焊縫方向上試驗值與模擬值結(jié)果對比(鋼板厚度8 mm)Fig.10 Comparisons of the experimental and simulated values in the vertical weld direction (a steel sheet of 8 mm thickness)

4 加勁鋼板墻焊接殘余應(yīng)力及殘余應(yīng)變分析

焊接殘余應(yīng)力屬于內(nèi)應(yīng)力,不會造成鋼板剪力墻的失穩(wěn)。但殘余應(yīng)力變形會對鋼板剪力墻的穩(wěn)定性造成不利影響。若結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中的位置在焊縫處,在外荷載作用下,該位置容易產(chǎn)生塑性變形,從而降低鋼結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和安全性,[13]所以對箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)的加勁鋼板墻進行殘余應(yīng)力研究。在此前通過鋼板焊接試驗驗證了有限元模型的可靠性,采用相同的模擬方法對加勁鋼板墻焊接殘余應(yīng)力進行分析。

4.1 加勁鋼板墻有限元模型建立

通過之前鋼板焊接的模擬方法對帶一條“T”型加勁肋和一條“L”型加勁肋的鋼板墻進行模擬。墻板長為1 000 mm,高為1000 mm,厚為8 mm;“T”型加勁肋和“L”型加勁肋間距為500 mm,“T”型加勁肋截面尺寸為200 mm×200 mm×4 mm×4 mm,“L”型加勁肋截面尺寸為100 mm×80 mm×4 mm;兩條加勁肋與墻板連接處用4條焊縫連接,如圖11所示。

a—加勁鋼板墻; b—加勁鋼板墻俯視。圖11 加勁鋼板墻示意Fig.11 Schematic diagrams of stiffened steel wallboards

通過DFLUX子程序來模擬焊接過程,即改變每段焊縫的起始位置、熱源前進方向以及距離來得到不同的焊接工況。依據(jù)焊接的實際工程經(jīng)驗分為8種焊接工況,如表3所示。工況1、2、3、5、7為無間斷焊接,工況4、6、8為間斷焊接。其中①～⑧表示焊接的先后順序。在墻板表面選取垂直于焊縫方向的P1、P2、P3、P4路徑以及平行于焊縫方向的Q1、Q2、Q3路徑,路徑位置如圖12所示。

圖12 加勁鋼板墻上應(yīng)力測試路徑布置 mmFig.12 Arrangements of measurement paths for stress on the stiffened steel wallboards

表3 不同焊接工況Table 3 Different welding conditions

4.2 焊接殘余應(yīng)力分析

對8種不同焊接工況下加勁鋼板墻的焊接過程進行模擬,得到其焊接殘余應(yīng)力云。從圖13可知:加勁肋與墻板焊接處的殘余應(yīng)力主要集中在焊接接頭角焊縫處且均為拉應(yīng)力(應(yīng)力值為正值),在遠離焊縫處的加勁肋腹板及墻板上的焊接殘余應(yīng)力很小。

a—工況1; b—工況2; c—工況3; d—工況4; e—工況5; f—工況6; g—工況7; h—工況8。圖13 加勁鋼板墻應(yīng)力云 PaFig.13 Contours of stress in the stiffened steel wallboards

由圖14a可知:在加勁肋的中間位置處,工況4、6、8沿P1路徑的殘余應(yīng)力與其他工況相比提高50 MPa左右,工況1、3與其他6種工況中的最大值相比分別下降了12.7%,13.7%。由圖14b可知:在P2路徑的中間位置處所有工況的殘余應(yīng)力均出現(xiàn)下降,且P2路徑與兩條焊縫的相交處均出現(xiàn)峰值,所有工況的峰值大小基本相同。由圖14c可知:工況1～4的峰值較大且最大達到400 MPa,工況6、8的峰值最小僅為200 MPa,主要因為路徑P3沒有經(jīng)過工況6、8的熱源加載區(qū)。由圖14d可知:工況4、6、8在路徑P4上的殘余應(yīng)力值整體小于其他工況,且工況4的殘余應(yīng)力峰值與工況6、8的殘余應(yīng)力峰值相比下降了63%,這是因為工況4的焊縫間斷距離最大。

a—沿P1路徑上的殘余應(yīng)力; b—沿P2路徑上的殘余應(yīng)力; c—沿P3路徑上的殘余應(yīng)力;d—沿P4路徑上的殘余應(yīng)力。圖14 加勁鋼板墻中垂直于焊縫方向的殘余應(yīng)力Fig.14 Residual stress in the stiffened steel wallboard perpendicular to the welding seam

從圖15a可知:通長焊的工況1和工況2在Q1路徑上表現(xiàn)出兩端小、中間大的殘余應(yīng)力分布,且中間的殘余應(yīng)力平穩(wěn)發(fā)展。而其余6種非通長焊工況在中間的殘余應(yīng)力均出現(xiàn)下降,下降位置在焊縫間斷處。焊縫有間斷的工況4、6、8在間斷處的殘余應(yīng)力下降明顯,與工況1、2相比分別下降了81%、50%、50%,其中工況4在焊縫中間位置下降最多達350 MPa。由圖15b可知:在Q2的路徑上,所有工況在墻板上下兩端位置處的殘余應(yīng)力均有所下降,不間斷的5種工況在其墻板中間位置的殘余應(yīng)力發(fā)展平穩(wěn);但工況4、6、8與之不同,工況6、8在墻板中間位置出現(xiàn)峰值,而工況4出現(xiàn)降低,表明在Q2路徑上焊縫間斷的距離也會影響焊接殘余應(yīng)力的走向。由圖15c可以看出:在沿Q3路徑上,各工況在兩端出現(xiàn)殘余應(yīng)力峰值,中間位置均出現(xiàn)下降,工況4與兩端殘余應(yīng)力峰值相比下降最多達150 MPa,工況6、8出現(xiàn)3個下降區(qū),均在其焊縫間斷處。對比工況4在Q1、Q2、Q3路徑上的殘余應(yīng)力變化趨勢,可以發(fā)現(xiàn)該工況在這三種路徑中間位置處的殘余應(yīng)力均下降到75 MPa左右,表明工況4在墻板中間位置的殘余應(yīng)力分布規(guī)律比較穩(wěn)定。

a—沿Q1路徑上的殘余應(yīng)力; b—沿Q2路徑上的殘余應(yīng)力; c—沿Q3路徑上的殘余應(yīng)力。圖15 加勁鋼板墻中平行于焊縫方向的殘余應(yīng)力Fig.15 Residual stress in the stiffened steel wallboard parallel to the welding seam

4.3 加勁鋼板墻焊接變形分析

焊接變形會對箱板裝配式鋼結(jié)構(gòu)的外觀和受力性能造成影響,不同的焊接位置、焊接順序和焊接工藝等均會影響焊接變形的大小,因此研究加勁鋼板墻的焊接變形非常重要。通過分析不同路徑上的焊接變形來研究不同焊接工況對焊接變形的影響。在鋼板墻表面分別取垂直于焊縫方向的路徑S1、S2和平行于焊縫方向的路徑T1、T2、T3,路徑位置如圖16所示。

圖16 加勁鋼板墻變形分析路徑示意 mmFig.16 Analysis paths for deformation of the stiffened steel wallboard

如圖17所示為不同焊接工況下的焊接變形云,由于不同焊接工況的變形云區(qū)別很小,所以只列出工況1和工況2。由圖18可知:在加勁肋與墻板焊縫處,焊接變形出現(xiàn)明顯的突增,且T型加勁肋焊縫處變形大于L型加勁肋焊縫處變形。表明T型加勁肋對鋼板墻的變形影響大于L型加勁肋。工況4、6、8的變形峰值明顯低于其他工況的變形峰值。其原因是由于工況4、6、8采用間斷焊且間斷處留有距離的焊接方式進行焊接,所以當S1和S2路徑經(jīng)過焊縫間斷處時,該3種工況的焊接殘余變形變小。在S1路徑上,隨著殘余應(yīng)力出現(xiàn)峰值,在相應(yīng)位置的焊接變形也出現(xiàn)峰值。

a—工況1; b—工況2。圖17 加勁鋼板墻焊接變形云 mFig.17 Contours of welding deformation of the stiffened steel wallboard

a—沿S1路徑下的焊接變形; b—沿S2路徑下的焊接變形。圖18 加勁鋼板墻沿垂直于焊縫方向的焊接變形Fig.18 Welding deformation of the stiffened steel plate board perpendicular to the welding seam

從圖19可知:在路徑T1與路徑T3上各工況的焊接變形大致呈中間變形大、兩端變形小的趨勢,在T2路徑上各工況的焊接變形則呈中間變形小、兩端變形大的趨勢。表明在平行于焊縫的方向上,遠離焊縫的焊接變形變化規(guī)律與焊縫處的焊接變形變化規(guī)律不相同。

焊接變形是由于焊接使得鋼板在垂直于焊縫方向上與平行于焊縫方向上產(chǎn)生收縮所造成的。在T1路徑上,工況1～3、5、7的變形趨勢相同,且工況7的焊接變形與其余4種工況相比最大,最大變形達到2.2 mm。造成該現(xiàn)象的主要原因是工況7的焊接順序未采用依次焊接的順序。工況4、6、8與上述5種工況相比焊接變形均有整體下降,且工況4下降最多,與工況1的最大變形處相比下降了31.8%。在T2路徑上,工況1～3、5、7的變形趨勢大致相同,且這5種工況的焊接變形區(qū)別不明顯。對于T3路徑,對比8種焊接工況,工況4～8焊縫間斷處焊接變形均有所下降,且工況4、6、8在T3中間處的變形與工況7相比分別下降了34.4%、27.9%、27.9%。

比較T1、T2、T3路徑的整體變形可見發(fā)現(xiàn):工況4、6、8的焊接變形與其余5種工況相比均有所下降。

5 焊接工況對加勁鋼板墻抗剪承載力的影響

在殘余應(yīng)力分析結(jié)果基礎(chǔ)上,對焊接后的加勁鋼板墻進行抗剪承載力分析。采用上述加勁鋼板墻的幾何模型,在墻板的頂部建立參考點,將墻板頂面與加勁肋頂面進行耦合,使豎向均布荷載與墻板頂面的水平荷載以集中力的形式施加在墻板上。在墻板模型底部施加全部約束,兩側(cè)施加鉸接約束。對帶殘余應(yīng)力的有限元模型進行重啟動分析,[14]來減少有限元的計算時間。

對加勁鋼板墻進行承載力分析后得到不同焊接工況下的加勁鋼板墻荷載-位移曲線,如圖20所示。不同焊接工況下加勁鋼板墻的荷載-位移曲線發(fā)展趨勢基本一致,各工況下的荷載-位移曲線在屈服以后隨著水平位移的增大,承載力保持緩慢上升的趨勢。

圖20 加勁鋼板墻荷載-位移曲線Fig.20 Load-displacement curves of the stiffened steel wallboard

因為鋼結(jié)構(gòu)的最大彈塑性層間位移角為1/50,所以取層高的1/50(即20 mm)對應(yīng)的荷載作為極限荷載。對各工況下加勁鋼板墻的屈服荷載與極限荷載進行對比,如表4所示。可知:施加焊接熱源的加勁鋼板墻與無焊接工況的加勁鋼板墻相比,其屈服荷載和極限荷載均有所下降,其中工況4、6、8下加勁鋼板墻的極限荷載下降不超過4%,其余工況加勁鋼板墻的極限荷載下降在6%左右;無焊接工況的抗剪承載力最大,工況2抗剪承載力最小,最小極限抗剪承載力與最大極限抗剪承載力相比下降了 6.8%。

表4 有限元分析與試驗的荷載對比Table 4 Comparisons of loads between finite element analysis results and test data

6 結(jié)束語

通過試驗與模擬相結(jié)合的方法對鋼板焊接進行研究,驗證了有限元模擬方法的有效性。隨后通過建立精細化焊接有限元,對加勁鋼板墻焊接后的焊接殘余應(yīng)力、焊接變形以及抗剪承載力進行了研究。主要得到以下結(jié)論:

1)相同厚度但不同材質(zhì)的鋼板焊接殘余應(yīng)力試驗結(jié)果與模擬結(jié)果基本吻合,在沿焊縫和垂直焊縫方向上試驗值與模擬值雖然在個別測點上有差別,但差值不超過50 MPa,證明了焊接模擬的有效性。

2)鋼板的縱向殘余應(yīng)力S22在焊縫熱影響區(qū)以拉應(yīng)力為主(應(yīng)力為正值),且大小達到鋼材的屈服強度。橫向殘余應(yīng)力S11的大小比縱向殘余應(yīng)力小很多,在整個焊件上橫向殘余應(yīng)力既存在拉應(yīng)力又存在壓應(yīng)力。

3)焊接殘余應(yīng)力與焊接變形主要集中在加勁肋與墻板的焊縫處,且工況4、6、8的高殘余應(yīng)力值與焊接變形明顯低于其他工況。每條焊縫的殘余應(yīng)力在沿焊縫方向上均呈現(xiàn)上下兩端小、中間大的趨勢。在遠離焊縫的加勁肋墻板上以及焊縫間斷處的焊接殘余應(yīng)力明顯低于焊縫處的殘余應(yīng)力。

4)焊接對加勁鋼板墻抗剪承載力的影響很小,8種焊接工況中極限抗剪承載力最小的是工況1,無焊接工況的極限抗剪承載力最大,最小極限抗剪承載力與最大極限抗剪承載力相比下降了6.8%。

5)通過對加勁鋼板墻的焊接殘余應(yīng)力、焊接變形、抗剪承載力的分析結(jié)果進行綜合考慮后,發(fā)現(xiàn)焊縫有間斷且間斷距離較大的工況對加勁鋼板墻焊接殘余應(yīng)力與變形影響較小,建議加勁鋼板墻焊接選用這種工況。