I-core全鋼三明治板的剛度分析范文

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《焊接學報》2015年第十一期

摘要:

激光焊接i-core三明治板常用的剛度設計公式，沒有考慮接頭幾何參數的影響，在實際應用中其準確性受到影響．通過外伸三點彎曲試驗，對六種接頭幾何參數的I-core全鋼三明治板的彎曲剛度和剪切剛度進行測量，并結合有限元計算，分析了接頭幾何參數對彎曲剛度和剪切剛度的影響．結果表明，增加焊縫寬度可顯著提高彎曲剛度和剪切剛度，而焊縫寬度大于60%芯板厚度后，焊縫寬度對剛度的影響減?。g隙對剛度的影響可忽略．基于此結果，對三明治板設計時常用的剛度公式進行了修正．

關鍵詞:

激光焊接;I-core全鋼三明治;彎曲剛度;剪切剛度;接頭幾何參數

三明治板是一種由上、下面板和芯板組成的新型輕質高強結構．其特有的“夾芯效應”，可為艦船減重50%、節省空間50%、降噪20%等．I-core全鋼三明治板是芯部結構最簡單也是最具發展前景的一種三明治結構，近年來備受國內外研究者青睞［1－4］．彎曲剛度和剪切剛度是三明治結構設計中兩個重要衡量指標．針對I-core三明治板的剛度，文獻［5］中Lok＆Cheng等人分別提出了各自的計算公式．這些公式中都假設連接面板和芯板的接頭在幾何上是連續完整的，即“全焊縫接頭”．實際接頭具有幾何不連續特征，即焊縫寬度小于芯板厚度、面板和芯板連接處存在間隙、焊縫中心偏離芯板中心．Romanoff等人［6］發現試驗測量的剪切剛度比用上述公式計算的值小30%～50%，其原因認為與接頭幾何參數有關，因此Romanoff初步提出了考慮接頭幾何參數的剪切剛度公式．為進一步提高剛度設計公式的準確性，應首先分析接頭幾何參數對彎曲剛度和剪切剛度的影響．文中采用外伸三點彎曲試驗方法對改變接頭幾何參數的I-core全鋼三明治板的彎曲剛度和剪切剛度進行測量，并結合有限元分析，研究接頭幾何參數對彎曲剛度和剪切剛度的影響．在此基礎上，對三明治板設計常用的剛度公式進行修正和簡化．

1試驗及有限元模型

1．1I-core三明治板的制備及幾何尺寸試板如圖1所示，總體尺寸為1200mm×500mm×60mm，面板板厚tf和芯板板厚tw都為5mm，芯板高度hc為5mm，芯板間距s為100mm．面板和芯板材料都是BS960．試板均采用CO2激光深熔焊方法制備，焊接功率為12kW，保護氣體為99．9%的氬氣．為獲取不同接頭幾何參數的三明治板，選用2種焊接速度，每種速度下采用3種焊前表面清理方式，見表1．接頭典型的橫截面形貌如圖2所示．

1．2外伸三點彎曲試驗參照國家標準GB/T1456—2005《夾層結構彎曲性能試驗方法》，設計了滿足簡支條件的三點彎曲試驗裝置，示意圖見圖3．在簡支條件下，通過在跨中加集中載荷，經安裝在跨中和左右兩外伸端的位移傳感器(左右外伸端的位移傳感器距支座中心的距離a為跨距l的1/3)，測量跨中、左右外伸端撓度．根據載荷－撓度曲線，可計算彎曲剛度和剪切剛度.

1．3有限元模型借助ABAQUS有限元計算軟件，分析接頭幾何參數對三明治板彎曲剛度和剪切剛度的影響．根據試板幾何尺寸和試驗加載條件創建有限元分析用幾何模型，如圖4所示．在網格劃分時，接頭處劃分比較精細的網格(最小尺寸為0．1mm×0．1mm，最大尺寸為0．1mm×0．3mm)．材料模型中，面板和芯板的彈性模量都為206GPa，泊松比為0．3，屈服強度為961MPa，加工硬化指數為0．16．采用位移加載方式，壓頭施加的位移為15mm．

2試驗結果及分析

2．1接頭幾何參數對剛度的影響通過外伸三點彎曲試驗，可同時得到載荷－跨中撓度曲線和載荷－左、右外伸端撓度曲線．圖5是典型的載荷－撓度曲線，其中實線為試驗測定的曲線．斜率較大曲線是載荷－左外伸端撓度曲線ωL和載荷－右外伸端撓度曲線ωR，斜率較小的曲線是載荷－跨中撓度曲線ωM．可以看出，載荷－左外伸端撓度曲線ωL和載荷－右外伸端撓度曲線ωR重合，可選擇其中之一與曲線ωM來計算彎曲剛度和剪切剛度．若曲線ωL和曲線ωR不重合，則取平均值．根據載荷－撓度曲線，經式(1)和式(2)分別計算出彎曲剛度和剪切剛度，見表2．可以看出，從1號到6號試板，隨著焊縫寬度增大，彎曲剛度和剪切剛度都增大，如B組試板(4號～6號)比A組試板(1號～3號)的彎曲剛度和剪切剛度明顯大，焊縫寬度對彎曲剛度和剪切剛度有著顯著的影響．隨著間隙的減小，彎曲剛度和剪切剛度也會增大，但增加不明顯，如A組試板的間隙從0．11mm減小到0．06mm，彎曲剛度僅增加了6%，剪切剛度僅增加了2%．通過試驗只得到了焊縫寬度從1．38～1．73mm，間隙從0．11～0．05mm范圍的接頭幾何參數對彎曲剛度和剪切剛度的影響規律．為了全面認識接頭幾何參數對三明治板彎曲剛度和剪切剛度的影響，對焊縫寬度在1～5mm，間隙在0．02～0．20mm范圍的三明治板進行有限元分析．分析之前，首先對有限元模型進行驗證，圖6中虛線是焊縫寬度為1.73mm、間隙為0．05mm三明治板的有限元分析得到的載荷－撓度曲線，可以看出與試驗測定曲線比較吻合．基于試驗驗證模型，改變焊縫寬度和間隙，得到的彎曲剛度和剪切剛度如圖6a，b所示．可以看出，間隙對彎曲剛度和剪切剛度的影響很小，特別是當焊縫寬度大于3mm(60%芯板厚度)以后，幾乎沒有影響．間隙對剛度的影響可忽略．焊縫寬度對彎曲剛度和剪切剛度都有顯著的影響，焊縫寬度增大，彎曲剛度和剪切剛度也明顯增大，只是當焊縫寬度較大(大于3mm)時，彎曲剛度和剪切剛度的增加變緩．根據上述試驗和有限分析結果，可分別歸納出焊縫寬度與彎曲剛度和剪切剛度的關系，見圖6c，d．其中三角形為試驗結果，虛線為有限元分析結果．

2．2I-core三明治板常用的剛度設計公式修正目前激光焊接I-core三明治板的剛度設計公式都沒有考慮接頭幾何參數的影響，其中最常用的是Lok＆Cheng提出的彎曲剛度［5］．根據Lok＆Cheng剛度設計公式計算得到的剛度(簡稱Lok值)見圖6c，d中的點劃線，與試驗值比較，彎曲剛度增大31%～62%，剪切剛度增大46%～53%;與有限元計算結果比較，當焊縫寬度小于5mm時，其值均大于有限元分析結果，當焊縫寬度等于5mm時，二者相符合．可見如果不考慮接頭幾何參數，Lok＆Cheng剛度設計公式在實際應用中并不準確．利用試驗和有限元分析得到的焊縫寬度對彎曲剛度和剪切剛度影響規律，結合組合梁理論和材料力學的移軸公式，對Lok＆Cheng提出的彎曲剛度和剪切剛度進行修正．用修正后的公式計算得出的剛度見圖6c，d中的實線，與試驗測量值比較，二者吻合很好;與有限元計算的結果比較，得到的剛度與焊縫寬度的關系與有限元計算得到的剛度與焊縫寬度的關系一致．與Lok＆Cheng公式計算的值相比，在焊縫寬度為5mm時，即三明治板的接頭是全焊縫接頭時，修正后值與Lok值幾乎相等．因此在今后I-core三明治板剛度設計時，若考慮接頭幾何參數的影響，應采用式(3)和式(4)．

3結論

(1)增大焊縫寬度，激光焊接I-core三明治板的彎曲剛度和剪切剛度明顯增大，但是當焊縫寬度超過3mm(60%芯板厚度)以后，彎曲剛度和剪切剛度的增加變緩．激光焊接I-core三明治板的剛度設計中應考慮焊縫寬度的影響．(2)間隙對激光焊接I-core三明治板的彎曲剛度和剪切剛度的影響不明顯，特別在焊縫寬度大于60%芯板厚度后．激光焊接I-core三明治板的剛度設計中可忽略間隙的影響．(3)激光焊接三明治板剛度設計常用的公式因未考慮接頭實際幾何尺寸從而過高估計剛度．經修正后的剛度公式可用于考慮焊接接頭幾何參數的I-core三明治板的剛度設計．

參考文獻:

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［5］RomanoffJ，RemesH，SochaG，etal．ThestiffnessoflaserstakeweldedT-jointsinweb-coresandwichstructures［J］．Thin-walledStructures，2007，45(4):453－462．

［6］RomanoffJ．Bendingresponseoflaser-weldedweb-coresandwichplates［D］．Espoo:HelsinkiUniversityofTechnology，2007.

作者：蔣小霞 朱亮 喬及森 吳毅雄 李鑄國 陳劍虹 單位：蘭州理工大學 省部共建有色金屬先進加工與再利用國家重點實驗室 寧夏大學 機械工程學院 上海交通大學 上海市激光制造與材料改性重點實驗室