電動(dòng)法消除船體焊接結(jié)構(gòu)凸起類局部變形

L.М.洛巴諾夫，N.А.巴辛，韓善果，О.L.米霍杜伊，王亞琴, Т.G.索洛米丘克

（1.廣州有色金屬研究院，廣東廣州510651；2.烏克蘭國(guó)家科學(xué)院巴頓焊接研究所，烏克蘭基輔03150）

電動(dòng)法消除船體焊接結(jié)構(gòu)凸起類局部變形

L.М.洛巴諾夫1，2，N.А.巴辛1，2，韓善果1，О.L.米霍杜伊1，2，王亞琴1, Т.G.索洛米丘克1，2

（1.廣州有色金屬研究院，廣東廣州510651；2.烏克蘭國(guó)家科學(xué)院巴頓焊接研究所，烏克蘭基輔03150）

凸起變形是船體焊接結(jié)構(gòu)中常見(jiàn)的缺陷，相對(duì)于傳統(tǒng)變形校正法，電動(dòng)加工處理法有諸多優(yōu)勢(shì)。為了研究電動(dòng)法對(duì)凸起類變形的影響，通過(guò)點(diǎn)狀處理法、環(huán)形處理法和螺旋處理法等三種電動(dòng)法處理АМг6鋁合金和Ст3低碳鋼試樣。結(jié)果表明，點(diǎn)狀處理法能耗最小，環(huán)形處理法和螺旋處理法的效率近似，但后者能耗更低，且螺旋法降低凸起變形的效果最好。通過(guò)對(duì)比分析，電動(dòng)法的能耗遠(yuǎn)低于傳統(tǒng)方法，符合耗能最小標(biāo)準(zhǔn)。采用銅襯墊的電動(dòng)處理可消除其對(duì)加工金屬結(jié)構(gòu)表面的影響。

局部變形；凸起變形；低碳鋼；鋁合金；電動(dòng)處理法

0 前言

縱向或橫向受力的船體骨架在焊接時(shí)，由于結(jié)構(gòu)受熱不均，導(dǎo)致骨架間板失穩(wěn)，在其相鄰區(qū)域交替產(chǎn)生凸起和凹陷類型的局部殘余變形，稱為凸起變形。凸起變形具有交替性，在板的兩面均會(huì)產(chǎn)生凹凸變形，對(duì)結(jié)構(gòu)的工作效率、外觀和使用性能等造成不利影響，特別是凸起變形會(huì)降低船體的流體動(dòng)力，在某些情況下甚至降低船速達(dá)10％[1]。薄板船體焊接結(jié)構(gòu)凹凸變形更為明顯，有時(shí)超過(guò)允許值，因此降低凹凸變形極其重要，目前降低變形的主要方法為校正[2]。

在造船中，對(duì)凸起變形校正的普遍做法為動(dòng)力加局部加熱法，但會(huì)伴隨有繁重的勞動(dòng)、極大的噪音（120～140 dB）和結(jié)構(gòu)振動(dòng)，在某些情況下甚至?xí)斐杉庸け砻娴钠茐?。校正主要是在船臺(tái)焊接的最后階段進(jìn)行，如果該工序占用了大量工時(shí)，會(huì)導(dǎo)致整個(gè)工期的延長(zhǎng)。采用熱校正法會(huì)造成混合氣體的浪費(fèi)以及校正區(qū)熱量擴(kuò)散，增加了工作環(huán)境的惡劣性。高熱導(dǎo)性的鋁合金采用熱校正的效果十分不明顯。機(jī)械拉伸法可有效消除凸起變形，但高定位精度、大結(jié)構(gòu)尺寸及昂貴的設(shè)備等因素制約了其使用范圍。

綜上所述，開(kāi)發(fā)能耗低及加工表面損傷小的凸起變形校正法十分緊迫。其中脈沖電磁場(chǎng)對(duì)結(jié)構(gòu)加工法越來(lái)越受到青睞[3-6]，而電動(dòng)加工法最具代表性。本研究通過(guò)使用電動(dòng)加工法處理鋁合金和結(jié)構(gòu)鋼焊接接頭，研究了電動(dòng)處理法對(duì)降低凸起類局部變形的影響[7]。

1 試驗(yàn)方法

在帶有搭接接頭的АМг6鋁合金和Ст3低碳鋼工件上，模擬了凸起變形彎曲值f（見(jiàn)圖1a）。該工件四周為4個(gè)肋板并通過(guò)角焊縫與中心薄板連接。薄板和肋板的尺寸如圖1b所示。在此研究了兩種尺寸（δ=2.0和4.0 mm）的АМг6鋁合金工件變形及一種尺寸（δ=2 mm）的Ст3鋼工件變形。在肋板方向的薄板彎曲值f用“+”號(hào)表示，在相反方向上用“-”號(hào)表示。在АМг6鋁合金（δ=4 mm）工件上既給出肋板方向的彎曲值，也給出偏離肋板方向的彎曲值。而在АМг6鋁合金和Ст3鋼（δ=2 mm）的工件上只確定肋板方向的彎曲值。

圖1 含“凸起”類型變形的焊接接頭示例

使用直徑為3.0 mm的填充焊絲，在電流為130 A、焊速為1.3 mm/s的氬氣保護(hù)環(huán)境下，通過(guò)手工TIG焊完成АМг6鋁合金試樣的角焊縫。焊接中采用不同的焊道覆蓋截面，確保了符合不同f值的凸起成型幾何特征。使用直徑為3.0 mm的焊條，當(dāng)電流為120 A、焊速為1.5 mm/s時(shí)，通過(guò)手工焊完成Ст3鋼試樣的接頭。

根據(jù)電動(dòng)作用下壓力脈沖參數(shù)[8]以及Follansbee和Sinclair的試驗(yàn)數(shù)據(jù)[9]，與電極相接觸的外表面上的金屬受到徑向擠壓，因此電動(dòng)處理法可以局部降低相近區(qū)域的凸起，且電動(dòng)處理區(qū)域應(yīng)為最大凸起處，作用方向?yàn)榻档蚮值的方向。

采用配備有銅電極（見(jiàn)圖2）的平面感應(yīng)器，在半球狀的斷面上完成電動(dòng)加工處理，并使用電容儲(chǔ)能器作為脈沖發(fā)生器[6]。電動(dòng)加工與電容儲(chǔ)能器存儲(chǔ)的能量Eк1一致，對(duì)于單次電動(dòng)作用來(lái)說(shuō)（n=1）能量不超過(guò)800 J。對(duì)于n次電動(dòng)作用，儲(chǔ)存能量值E總可用式（1）來(lái)計(jì)算

電動(dòng)作用的距離應(yīng)在10（針對(duì)Ст3鋼）～30 mm（針對(duì)АМг6鋁合金）之間變化，以保證工件表面加工區(qū)在長(zhǎng)度上的校正結(jié)果穩(wěn)定。在厚度4 mm的АMr6鋁合金工件表面上使用了三種電動(dòng)處理法：從中心到邊緣的點(diǎn)處理法、環(huán)形處理法和螺旋處理法。使用刨尺和卡尺測(cè)量了工件橫向截面的彎曲值f。

圖2 合金АМг6“凸起”工件的電動(dòng)處理法（δ=2.0 mm）

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 點(diǎn)處理法對(duì)АМг6鋁合金凸起變形影響

在АМг6鋁合金薄板（δ=4 mm）中心共進(jìn)行5次電動(dòng)作用（n=5）完成點(diǎn)處理，薄板原始變形及每次點(diǎn)處理后的彎曲特征如圖3所示，其橫坐標(biāo)為薄板上的點(diǎn)到角焊縫的垂直距離，縱坐標(biāo)為彎曲f值。曲線1為原始凸起變形，其特征為在偏離肋板方向產(chǎn)生彎曲，最大彎曲值fmax=-5.0 mm。電動(dòng)處理區(qū)對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)x=110 mm，當(dāng)n=1時(shí)，f=-4.0 mm，此時(shí)降低變形的效率最大（曲線2）；經(jīng)過(guò)多次點(diǎn)處理，當(dāng)n=5時(shí)，f值單調(diào)遞減到-2.0 mm（曲線5）。對(duì)于半球形壓頭（銅電極）與彈塑性介質(zhì)的相互作用，可用非彈性物體正常接觸理論來(lái)解釋[9]，此時(shí)，沿著壓頭邊緣應(yīng)有置換材料塑性流動(dòng)的位置。在電動(dòng)處理循環(huán)過(guò)程中；當(dāng)n＞3時(shí)，在加工區(qū)該機(jī)械作用應(yīng)體現(xiàn)金屬的置換，表現(xiàn)在圖3為在坐標(biāo)x=75 mm和125 mm的凸起表面有局部變形；n=4～5時(shí)，電極接觸區(qū)的二次塑性流動(dòng)在約束變形條件下發(fā)生，對(duì)表面的影響不太顯著，可從曲線4和曲線5的相似性中得出。文獻(xiàn)[10]表明，當(dāng)n＞3，在電動(dòng)處理循環(huán)過(guò)程中，顯著增加АМг6鋁合金的σ0.2值及凸起與電極的相互作用，導(dǎo)致在無(wú)顯著殘余變形的情況下轉(zhuǎn)入到彈性階段。這樣，即使對(duì)工件表面固定區(qū)域進(jìn)行多次局部電動(dòng)作用，f也很難降低到初始值的60％以下。根據(jù)局部變形標(biāo)準(zhǔn)OCT5.9079-72，可允許的f值應(yīng)符合式（2），對(duì)于處理的工件來(lái)說(shuō)允許的f值不能超過(guò)3.75 mm，因此點(diǎn)處理法不是電動(dòng)處理法的有效方案

1—初始值；2—在n=1時(shí)電動(dòng)處理后的f值；3—在n=2時(shí)的f值；4—在n=3時(shí)的f值；5—在n=4和5時(shí)的f值。圖3 АМг6鋁合金（δ=4mm）薄板中部進(jìn)行電動(dòng)處理后工件凸起變形

式中a為肋板之間的距離。

該方案的優(yōu)勢(shì)在于變形所需的電容儲(chǔ)存能量E總最小（與其他方案相比），根據(jù)式（1），當(dāng)n=5時(shí)E總不超過(guò)4 000 J。

2.2 環(huán)形處理法對(duì)АМг6鋁合金凸起變形的影響

在工件（見(jiàn)圖4a）表面上，通過(guò)對(duì)不同半徑R的同心圓區(qū)域進(jìn)行電動(dòng)處理，其中每個(gè)作用點(diǎn)進(jìn)行三次沖擊，其原始形狀（曲線1）與圖3類似。R值分別取15 mm、50 mm和90 mm，而對(duì)于設(shè)定圓周的電動(dòng)加工處理法來(lái)說(shuō)，n和E總值（依據(jù)式（1））相應(yīng)的為8、30、55和6.4×102J、2.4×104J、4.4×104J。

由圖4b可知，隨著R的增加，f值單調(diào)遞減，同時(shí)彎曲形狀從典型形狀逐步變化到波浪形。當(dāng)n=1～3時(shí)，R=15 mm的f值（曲線2）及凸起的變化接近圖3所示，其原因?yàn)镽值較??；當(dāng)R增加50 mm時(shí)（曲線3），中心區(qū)與薄板一致，彎曲形狀接近波浪形，彎曲值f最大處達(dá)1 mm；當(dāng)R=90 mm時(shí)（曲線4），電動(dòng)加工處理過(guò)程中的fmax值超過(guò)圖4b所示，因此在R值離散增長(zhǎng)情況下，采用同心圓示意圖可完全消除局部變形，但會(huì)增加fmax值。

分析圖4b的數(shù)據(jù)可知，相對(duì)于R=15 mm和R= 90 mm，R=50 mm的薄板中心部分進(jìn)行電動(dòng)處理最有效。

2.3 螺旋處理法對(duì)АМг6鋁合金凸起變形的影響

前兩種處理法進(jìn)一步發(fā)展完善為螺旋狀電動(dòng)加工處理法（見(jiàn)圖5），采用工件中心到邊緣區(qū)（見(jiàn)圖5a）的可變半徑R的螺旋形狀來(lái)進(jìn)行表面電動(dòng)處理。此時(shí)在靠近肋板的方向初始凸起變形呈拋物線，而fmax值達(dá)到8 mm（見(jiàn)圖5b曲線1）。在R值增加到15 mm，50 mm和90 mm時(shí)，調(diào)節(jié)f值可與圖4所示的電動(dòng)加工法環(huán)形示意圖進(jìn)行對(duì)比。R值達(dá)到15 mm、50 mm和90 mm時(shí)，n值和電動(dòng)加工法的E總值相應(yīng)的為8，30，22和6.4×102J，2.4×104J，1.7×104J。

1—初始值；2—R=15 mm時(shí)電動(dòng)處理后的f值；3—R=50 mm時(shí)電動(dòng)處理后的f值；4—R=90 mm時(shí)電動(dòng)處理后的f值。圖4 半徑R變化的情況下，環(huán)形法電動(dòng)處理АМг6鋁合金工件

由圖5b可知，當(dāng)R=15 mm時(shí)，凸起中心區(qū)的f值（曲線2）從8 mm降到5 mm；當(dāng)R值增加到50 mm（曲線3）時(shí)，薄板f值伴隨著負(fù)半波幅值0～-2 mm，而正半波幅值0.5～3 mm的變化；當(dāng)R增加到90 mm（曲線4）時(shí)，f值由非對(duì)稱的正弦曲線3轉(zhuǎn)變?yōu)閷?duì)稱曲線，此時(shí)負(fù)半波振幅達(dá)2 mm，而正半波幅值被控制在0.5 mm以內(nèi)。依據(jù)式（2），當(dāng)肋板間距a=300 mm時(shí)，螺旋處理后的f值遠(yuǎn)低于允許值。相對(duì)于R=15mm和R=90 mm，從降低f值角度和參考環(huán)形處理法，當(dāng)R值增加到50 mm時(shí)，對(duì)薄板中心部分進(jìn)行電動(dòng)處理是最有效的。應(yīng)當(dāng)指出，在肋板（R=90 mm）的壓縮應(yīng)力區(qū)采用電動(dòng)加工處理會(huì)對(duì)凸起變形表面產(chǎn)生局部修正作用。

1—初始值；2—R=15 mm時(shí)電動(dòng)處理后的f值；3—R=50 mm時(shí)電動(dòng)處理后的f值；4—R=90 mm時(shí)電動(dòng)處理后的f值。圖5 半徑R變化的情況下，螺旋法電動(dòng)處理АМг6鋁合金工件

對(duì)比圖3、圖4、圖5可知，點(diǎn)處理法的效率和能耗是最小的，而環(huán)形和螺旋處理法在效率上是均等的，但后者所需的Eк值更小。因此，對(duì)于校正凹凸不平的局部變形來(lái)說(shuō)最適宜的方法是螺旋狀電動(dòng)加工處理法。

與圖5類似，采用螺旋處理法對(duì)АМг6（δ=2 mm）合金和Cт3（δ=2 mm）鋼工件進(jìn)行電動(dòng)處理。如果降低的fmax值接近圖5所示，相對(duì)于Eк值較高的Ст3鋼，δ=4 mm的АМг6鋁合金工件只需更小的Eк值。

3 分析與討論

不同電動(dòng)加工處理法對(duì)彎曲初始值f0，殘余值f總影響的對(duì)比數(shù)據(jù)，以及整體加工后的相應(yīng)∑Eк值見(jiàn)表1。在f0和f總數(shù)值的基礎(chǔ)上確定不同電動(dòng)加工處理法示意圖下彎曲變化絕對(duì)值和單位能效∑Eк/Δf。

由表1可知，在同等加工面積下，電動(dòng)加工處理法的∑Eк值明顯小于傳統(tǒng)校正法的∑Eк值，可證明電動(dòng)加工處理法符合能效要求。此時(shí)АМг6鋁合金（δ=4 mm）點(diǎn)狀電動(dòng)加工法效率最低，在最小輸入能∑Eк（第1行）下，可確保f0值降低到標(biāo)準(zhǔn)OCT 5.9079-72的要求。對(duì)于АМг6鋁合金（δ=2 mm）來(lái)說(shuō)，單位彎曲的能耗值在螺旋加工處理法下的（第4行）∑Ек/Δf約等于點(diǎn)動(dòng)加工處理法下δ=4 mm（第1行）的∑Eк/Δf值。

表1 合金АМг6和鋼Ст3不同校正法下彎曲f0、f總和能量ΣЕк值

對(duì)比АМг6（δ=4mm）合金電動(dòng)加工法環(huán)形示意圖（第2行）和螺旋形示意圖（第3行）的∑Eк/Δf可知，在同等工作效率下后者的能耗量約為前者的1/2。就儲(chǔ)能水平來(lái)說(shuō)，δ=2 mm的Ст3鋼電動(dòng)處理法耗能最大（第5行），∑Eк和∑Eк/Δf值高出同等厚度下АМг6鋁合金的4倍（第4行），而∑Eк/Δf值與δ=4 mm的АМг6鋁合金環(huán)形處理法接近。

電脈動(dòng)作用對(duì)結(jié)構(gòu)材料的結(jié)構(gòu)起到了積極影響[6]，但在局部電動(dòng)作用區(qū)形成了深度小于0.3 mm的半球形小坑，其在某些情況下會(huì)影響船體使用性能?；谏鲜鲈?，優(yōu)化電動(dòng)處理法工藝旨在降低相互接觸作用區(qū)的表面深度，在電極和加工金屬間采用M1工藝銅襯墊的基礎(chǔ)上研究了降低小坑深度到最小化的方法。

圖6為在脈沖能Eк=800 J，通過(guò)厚度0.5 mm的銅襯墊電動(dòng)處理鋼Ст3后的結(jié)構(gòu)局部圖。在電動(dòng)處理區(qū)形成了深0.1 mm的小坑（見(jiàn)圖6а），在其表面未發(fā)現(xiàn)金屬結(jié)構(gòu)的改變。研究電動(dòng)處理區(qū)小坑中心的金屬顯微結(jié)構(gòu)（見(jiàn)圖6b）結(jié)果表明其與母材金屬的鐵素體-珠光體組織相似。

圖6 厚度為0.5mm的М1銅襯墊、電動(dòng)處理后的Ст3鋼結(jié)構(gòu)

圖7 厚度為0.5 mm的銅襯墊、電動(dòng)處理АМг6鋁合金后的結(jié)構(gòu)

使用厚度為0.5mm的銅襯墊（見(jiàn)圖7），對(duì)鋁合金АМг6電動(dòng)加工處理后，在金屬表面形成深度小于0.3 mm的小坑（見(jiàn)圖7a），其表面結(jié)構(gòu)未發(fā)生變化。電動(dòng)處理后的金屬顯微結(jié)構(gòu)為α+β（Mg5Al8）+Mg2Si。

對(duì)比圖6、圖7可知，采用銅襯墊能夠完全消除電動(dòng)加工法對(duì)加工材料表面結(jié)構(gòu)的影響，使坑深減小到最低限度。因此對(duì)于電動(dòng)加工工藝可推薦使用工藝襯墊來(lái)降低處理過(guò)程中對(duì)焊接船體表面的損壞。

4 結(jié)論

（1）通過(guò)對(duì)比點(diǎn)狀電動(dòng)加工法、環(huán)形電動(dòng)加工法和螺旋電動(dòng)加工法發(fā)現(xiàn)，點(diǎn)狀電動(dòng)加工法效率最低、能耗最?。画h(huán)形和螺旋狀電動(dòng)加工法在效率上一致，但后者所需能耗更低。對(duì)于校正凸起類局部變形最合理的方法是螺旋電動(dòng)處理法。

（2）與熱校正及預(yù)熱沖擊校正法等傳統(tǒng)校正方法相比，電動(dòng)加工處理法能耗大幅度降低。

（3）在電動(dòng)加工處理法下采用牌號(hào)М1的銅工藝襯墊可從實(shí)質(zhì)上排除電動(dòng)作用對(duì)加工金屬結(jié)構(gòu)表面的影響。

[1]米哈伊洛夫В С.船體焊接接頭校正[M].哈爾濱：造船出版社，1972：152.

[2]馬赫聶卡О В，穆日欽卡А Ф，扎伊菲爾特Л.造船薄板熱校正下的數(shù)學(xué)模擬應(yīng)用[J].自動(dòng)焊，2009（1）：10-16.

[3]Tang F，Lu A L，Mei J F，et al.Research on residual stress reduction by a low frequency alternating magnetic field[J]. Jornal of Materials Processing Technology，1998（74）：255-258.

[4]安東諾夫Ю А，羅戈津Ю И.脈沖法降低殘余應(yīng)力[J].材料加工物理與化學(xué)，2001（3）：91-95.

[5]斯捷潘諾夫Г В，巴布茨基А И，馬梅耶夫И А.高密度脈沖電流引起的長(zhǎng)桿非穩(wěn)定應(yīng)變狀態(tài)[J].強(qiáng)度問(wèn)題，2004，（4）：60-67.

[6]斯特里扎洛В А，諾沃戈魯茨基Л С，沃羅比約夫Е В.電磁場(chǎng)作用下低溫材料的強(qiáng)度[M].基輔：ИЛЛ НАНУ，2008：504.

[7]洛巴諾夫Л М，巴辛Н А，米霍杜伊О Л.薄板焊接結(jié)構(gòu)部件的電動(dòng)加工校正[J].自動(dòng)焊，2013（9）：19-25.

[8]洛巴諾夫Л М，巴辛Н А，米霍杜伊О Л，等.АМг6鋁合金及其焊接接頭電動(dòng)加工處理法效果[J].自動(dòng)焊2012，（1）：3-8.

[9]約森К.接觸作用力學(xué)[M].[出版地不詳]：世界出版社，1989：510.

[10]洛巴諾夫Л М，巴辛Н А，米霍杜伊О Л.電動(dòng)加工處理法下負(fù)荷條件對(duì)АМг6鋁合金變形阻力的影響[J]. 2012（5）：15-26.

Research on electrodynamic processing to eliminate the local convex deformation of welded hull structure

Lobanov L M1，2，Pashchin N A1，2，HAN Shanguo1，Mihoduy O L1，2，Solomiychuk T G1，2，WANG Yaqin1
（1.Guangzhou Research Institute of Non-ferrous Metals，Guangzhou 516050，China；2.E.O.Paton Electric Welding Institute of National Academy of Sciences of Ukraine，Kiev 03150，Ukraine）

Convex deformation is common defect in welded hull structures，comparing with the traditional distortion correction methods，electrodynamic processing has many advantages.In this paper，АМг6 aluminum alloy and Ст3 low carbon steel samples are deals with by electrodynamic processing，which includes dot treatment，ring treatment and spiral approach.The results show：dot treatment consumes the least energy;the ring treatment and the spiral approach have similar efficiency，but the latter consumes less energy and reduces convex deformation more effectively.Through comparative analysis，the energy consumption of electrodynamic processing is much lower than traditional methods，in line with the minimum energy consumption.The electrodynamic processing with copper pad can eliminate the processing effects on metal structure surface.

local deformation；convex deformation；Low carbon steel；aluminum alloy；electrodynamic processing

TG431

A

1001-2303（2015）08-0001-06

10.7512/j.issn.1001-2303.2015.08.01

2015-03-08；

2015-04-10

鋁合金特種船舶高效焊接裝備與關(guān)鍵技術(shù)研究項(xiàng)目（2013DFR70160）；激光與等離子先進(jìn)制造技術(shù)創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)資助項(xiàng)目（201101C0104901263）

L.M.拉巴諾夫（1940—），工學(xué)博士，教授，主要從事焊接結(jié)構(gòu)的研究工作。