球管焊接应力应变有限元三维数值模拟

1、2010年8月 强 度 与 环 境 Aug.2010 第37卷第4期 STRUCTURE & ENVIRONMENT ENGINEERING V ol.37, No.4球管焊接应力应变有限元三维数值模拟袁志军 扶名福（南昌大学建筑工程院，南昌 330031）摘要：利用大型有限元分析软件ANSYS ，对空心球与钢管焊接件的温度场和应力应变场进行了三维数值动态模拟。不同阶段具体控制措施的准确运用使焊接模拟这一复杂过程得以实现，有限元分析计算结果表明，由于钢球及钢管弧线方向不易变形，管球焊接焊缝应力水平较高，焊缝较易发生脆性破坏，合理的焊接速度与分段施焊法的应用均能有效降低焊接应力水平。关键

2、词：球管焊接；有限元；数值模拟；应力与应变中图分类号：TG404, O242.21 文献标识码：A 文章编号：1006-3919-(2010 04-0001-06Stress and strain numerical simulation of weldingof ball and pipe based with 3D finite element on ANSYSYuan Zhijun Fu Mingfu(School of Architecture and Civil Engineering of Nanchang University, Nanchang 330031, ChinaAbs

3、tract: The 3D finite element numerical dynamic simulation of welding between hollow ball and pipe was carried out based on ANSYS. In order to realize the welding simulation, some measures were adopt in this paper. We can draw some conclusion that there has a high state stress in the weld, such struc

4、ture is brittle failure more easy. The suitable welding speed and the switch weld being applied can deduce the stress state in the weld.Key words: ball and pipe weld; FEM; numerical simulation; stress & strain1 引言焊接球节点目前广泛应用于大跨度结构当中，如网架（壳）结构、空间管桁架等大跨度结构，但由于该节点类型的焊接应力复杂性及工程本身特点，工程结构分析时总是需做大量承载能力试

5、验或对实际焊接节点进行焊接应力应变测试，前者方法直接，同时可拟合相关计算公式，但对节点局部应力掌控不便，也不够经济；焊接应力应变的现代实测方法的引入如云纹测量技术能有效测量焊接节点方各部分应力1，但对焊接工作表面有较高的要求，但对球管焊接件焊缝本身较小且为弧线，其测量不太方便。本文旨在利用大型有限元软件ANSYS 对空心球与钢管焊接进行三维有限元数值分析，了解球与钢管焊接残余应力分布与大小，为得出较为精确的承载收稿日期：2009-07-08；修回日期：2010-05-28基金项目：高等学校博士学科点专项科研基金资助项目（No. 20050403002）作者简介：袁志军（1975），男，博士研究

6、生，研究方向：钢结构；（330031）南昌大学建筑工程院.2 强 度 与 环 境 2010年 力计算公式提供方法基础。2 焊接过程有限元方法焊接是一个局部快速加热到高温，并随后快速冷却的过程。随着热源的移动，整个焊件的温度随时间和空间急剧变化，材料的热物理性能也随温度剧烈变化，同时还存在熔化和相变时的潜热现象，其温度场极其不均匀、不稳定。因此，焊接温度场分析属于典型的非线性瞬态热传导问题。对于三维热传导问题，其温度场控制方程为Q zT z y T y x T x t T c += ( ( （1） 式中，为材料密度（kg/m3）；c 为材料比热（J/kg·）；T 为焊接温度场的分布函数

7、；t 为传热时间（S ）； , , , (t z y x Q Q =求解域中的内热源（W/kg）；材料的热传导系数（W/mm·）；参数, , c 均随温度变化。由于焊件各区域温度的不同，在其焊接与冷却过程中势必导致焊件产生内应力。由温度不均匀变化所产生的应力平衡方程为th F u K = （2）式中，K 为总刚度矩阵e K （e K 为单元刚度矩阵），u 为节点位移，=th e th F F （ (vol d D B F th vol T th e =为单元热载荷矢量）。3 模型建立本文按JGJ 791规程，研究了200×6球与89×6钢管单管焊接。由于有限元模型

8、是真实系统的数值模型，因此方便、准确、有效建立数值模型（即确定单元类型、材料物理力学特性、几何模型以及网格划分）是温度场分析和应力应变场分析的前提。在数值模拟分析时需给定所分析材料的属性参数，所分析问题的物理环境不同所需设定参数有所区别。本研究采用表1所述的材料物理参数。在研究中对同一焊件采用了两种焊接速度（mm/s5=v 与mm/s5. 2=v ）分别进行模拟。表1 材料物理性能参数温度( T 20 250 500 750 1000 1500导热系数(W/mm. 0.05 0.047 0.040 0.027 0.03 0.035比热容(J/kg. c 460 480 530 675 670

9、660密度610×3(kg/mm 7.82 7.70 7.61 7.55 7.49 7.35换热系数410×2(W/mm. 1.0 3.5 5.2 10 15 30弹性模量510×(MPaE 2.05 1.87 1.50 0.70 0.20 0.19屈服应力(MPas 220 175 130 40 25 2切向模量410× 2.05 1.87 1.50 0.70 0.20 0.19泊松比µ 0.28 0.29 0.31 0.35 0.40 0.45线膨胀系数510(1/ ×1.10 1.22 1.39 1.48 1.34 1.33第3

10、7卷第4期 袁志军等 球管焊接应力应变有限元三维数值模拟 33.1 单元类型选择2焊接过程是个热力耦合的过程，在热弹塑性分析的过程中，既需要计算温度场，又需要计算应力应变场，选择的单元必须是自由度为温度的热单元，具有热传导、对流能力，而且必须能够进行热力耦合分析。在本研究中，研究的是球管焊接过程的应力应变场，必须考察球（管）壁厚度方向的温度和应力应变分布，因此采用三维热力耦合单元。此外，考察的是整个焊接过程的温度场和应力应变场的发展过程，因此采用能够进行瞬态非线性分析的单元类型。基于以上考虑，本研究中可用ANSYS 单元类型仅有8节点三维热实体单元SOLID70和20节点三维热实体单元SOLI

11、D90。由于球管存在弧线且其相贯线亦为弧线，考虑焊接模拟计算的精度以及可接受计算的时间，焊件的不同区域采用不同的单元。堆焊焊缝处及焊缝与球及管的过渡区域均为SOLID90单元，其他远离焊缝部位采用SOLID70单元。采用这种方法可以避免出现网格过渡性（拓扑关系）错误。在进行焊接应力计算时，单元转化为相应的SOLID45和SOLID95单元。3.2 网格划分3ANSYS 程序使用的缺省网格控制大多可以使用户的分析模型生成足够的网格，在此种情况下，不必指定任何网格划分控制。自由网格对于单元形状无限制，但排列不规则。而映射网格对包含的单元形状有限制，而且必须满足特定的规则。映射面网格包含四边形或三角

12、形单元，而映射体网格只包含六面体单元。而且映射网格具有规则形状，是明显成排的单元，有利于载荷的施加和收敛的控制，故在焊缝处采用六面体网格。出于提高计算效率的考虑，在远离焊缝处应采用较焊缝处粗略的网格。但在球冠区域由于球体本身的特点，采用了自由网格划分，网格较密。焊缝和远离焊缝的区域分别用不同大小的六面体网格划分，焊缝处网格为其余远离部分的一半。另外，出于热 载荷移动的要求，针对采用的参数输入方法，自动控制网格大小等于或尽量接近焊缝总长的整数分之一，在一定程度上解决了模拟焊接热源移动中加载不均的问题。为了避免在后续结构分析时单元转换错误，在划分时分别用SOLID70（SOLID90）和SOLID

13、45（SOLID95）进行。最后划分后的网格如图1所示。 4 焊接温度场分析焊接过程是个局部快速加热到高温并随后冷却的过程，随着热源的移动，整个焊件的温度随时间和空间急剧变化，材料热物理性能也随温度剧烈变化，同时还存在熔化和相变时的潜热现象4。由于高度非线性及计算量等因素，因此在对该焊接过程的温度场和应力应变场分析中作以下假设：a ）工件所有外边界仅与空气发生对流换热，将辐射换热的影响折算到对流换热中，而不单独考虑；b ）忽略熔池内部的化学反应和搅拌、对流等现象；c ）忽略焊条与母材材料的不一致性，采用随温度变化的热物性参数；d ）工件的初始温度为室温（20）；e ）焊接以恒定速度V 进行。本

14、次计算旨在分析焊接残余应力的分布规律，所以在热源方面采用了直接瞬时加温到1500a 整体模型 b 焊缝处放大图图1 模型网格图4强 度 与 环境 2010年 ，然后删除方式进行。为模拟焊接过程以及该类构件在现场的实际情况，本研究利用ANSYS 的单元生死技术及该软件所提供的APDL 语言编制了焊接过程的分步分层焊接程序，程序解决了以下问题：单元的编号及其具体位置、焊接顺序、焊接移动速度与焊接时间等问题。本次研究对连续施焊与跳焊进行了分析和研究，图2和图3分别为球管采用连续焊与跳焊方法下刚完成焊接时刻焊件温度分布图。 从图2和图3中可以看出焊接温度分布在每一焊接时刻成“梭形”布置，此时刻的最高温

15、度相差不多，但是由于其焊接工艺的不同，其温度在球面上的布置有较大的差别，对称跳焊法焊后，球体总体温度分布较为对称。焊接速度对温度的影响主要反应在其温度分布梯度方面，低速焊接其焊接完成时刻最高温度与高速焊接时较为接近，但其温度分布有明显差异。5 焊接应力与应变场分析由于该问题不能采用焊接直接模拟法，故采用了间接模拟法。该方法利用温度场分析所获取的温度场分布结果，将其作为后续应力场分析的荷载来实现两种场的耦合，其要点为热分析之后重新进入前处理，将热单元转换为相应的结构单元。在焊接过程应力应变场的有限元模拟图2 T=36s 时的温度分布（连续焊）图3 T=36s 时的温度分布（跳焊）第37卷第4期

16、袁志军等 球管焊接应力应变有限元三维数值模拟5 中，由于焊接时的局部快速热交换、热力耦合的不可忽略以及所包含的塑性、有限变形等非线性因素，使得要保证求解精度和解的收敛性有一定困难3。本研究采用的非线性措施有：激活大应变效应；缓慢加载到最终的载荷值；采用修正的Newton-Raphson 迭代方法；打开自动时间步长，激活二分法；关闭外推法；以上非线性措施的使用使得焊接模拟得以实现。考虑该类构件的工程使用情况（现场高空安装及现场焊接），在进行应力应变分析时，在杆（管）端和与球管相贯线关于球中心面（该面垂直于管中轴线）对称部位进行了约束。焊接模拟结果可看出：焊缝处均存在较大的焊后应力，其峰值均大于1

17、90MPa ，最大等效应力峰值达到材料的屈服强度值（本次球体材料屈服强度设定为220MPa ，如图4、图5所示）。图6给出了焊缝四角点所在圆周线路径的焊接等效应力分布图（HF1HF4分别对应于焊缝与管相交部分外侧、内侧圆周线及与球相接的内侧、外侧所在圆周线）。对比两种焊接工艺所产生的焊接应力可知：连续焊与跳焊所产生的最大焊接应力水平接近，但在球与管径相贯线内侧（前视图状态下球的顶部）焊接应力前者应力水平大于后者。 a 俯视图 b 前视图图5 跳焊冷确至常温球管焊接应力a 俯视图 b 前视图图4 连续焊冷确至常温球管焊接应力6 强 度 与 环 境 2010 年 另外，应力峰值均出现在焊缝起落弧处

18、，但分段施焊方法可使整体焊接应力水平降低。 通过对比各路径上应力计算结果可以看出：慢速焊接较快速焊接应力要小很多，慢速焊接 残余应力是快速焊接的1/31/2（由于篇幅未将各路径上的应力图给出） ，当然焊件残余应力的 大小还要取决于实际的焊接速度以及相关的焊件尺寸如厚度与直径等。 SEQV(MPa 220 200 180 160 140 120 100 0 0.05 0.1 0.15 CON_WELD_SEQV 0.2 0.25 SWI_WELD_SEQV 0.3 l (m 160 0 0.05 0.1 CON_WELD_SEQV 0.15 0.2 SWI_WELD_SEQV 0.25 l (m

19、 180 200 焊缝HF1路径等效应力分布图 SEQV(MPa 220 焊缝HF2路径等效应力分布图 SEQV(MPa 220 200 180 160 140 120 0 0.05 焊缝HF3路径等效应力分布图 SEQV(MPa 190 170 150 130 110 90 70 50 焊缝HF4路径等效应力分布图 0.1 CON_WELD_SEQV 0.15 0.2 SWI_WELD_SEQV 0.25 l (m 0 0.05 0.1 0.15 CON_WELD_SEQV 0.2 0.25 SWI_WELD_SEQV 0.3 l (m 图 6 HF1HF4 各路径上等效应力分布图 6 结论