鋁合金模板焊接變形數(shù)值模擬

方 平，侯越鋒，帥歌旺

（南昌航空大學(xué)，江西 南昌 330063）

0 前言

隨著建筑施工技術(shù)的不斷發(fā)展，由于鋁合金模板質(zhì)量輕、平整度好、周轉(zhuǎn)使用次數(shù)多等優(yōu)勢(shì)，已在施工建筑中逐漸得到了應(yīng)用，并呈快速發(fā)展的趨勢(shì)。熔化極惰性氣體保護(hù)焊（MIG）是一種最為常見(jiàn)的熔焊方法，可以焊接所有的金屬且勞動(dòng)生產(chǎn)率高，廣泛地應(yīng)用于建筑模板的制造中。鋁模板的焊接變形要求很?chē)?yán)格，焊接過(guò)程中鋁模板容易產(chǎn)生焊接變形，影響整體的裝配精度，使用壽命，降低了鋁模板強(qiáng)度，因而對(duì)焊接變形進(jìn)行優(yōu)化十分必要。

針對(duì)焊接變形的預(yù)測(cè)和優(yōu)化一直是焊接學(xué)者的研究熱點(diǎn)，趙利華[1]為了能夠?qū)附禹樞蚝头较蜻M(jìn)行優(yōu)化，借鑒C語(yǔ)言編程中指針和堆棧的概念，生成所有的排序組合，通過(guò)對(duì)指針變量的分析實(shí)現(xiàn)對(duì)焊接順序和方向的優(yōu)化。崔曉芳[2]基于遺傳算法與熱－機(jī)耦合彈塑性有限元模型有機(jī)結(jié)合，表明對(duì)一個(gè)特定的幾何形狀的最優(yōu)焊接順序不是唯一的，它取決于約束的類(lèi)型。然而，當(dāng)約束給定后，必有最優(yōu)焊接順序。Deo和Michaleris[3]研究表明，溫差拉伸可適用于對(duì)屈曲變形的控制，但焊件的角扭曲變形依然較明顯，隨后又通過(guò)使用機(jī)械束縛對(duì)角變形進(jìn)行了控制。借助有限元軟件SYSWELD對(duì)鋁模板結(jié)構(gòu)焊接過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，量化不同焊接順序下的焊接變形，并進(jìn)行了理論分析，為鋁模板結(jié)構(gòu)的工藝完善及工程應(yīng)用提供數(shù)據(jù)支撐。

1 焊接有限元模擬

1.1 焊接有限元模型的建立

鋁合金模板分成多種規(guī)格，本研究是應(yīng)用最為廣泛的平面模板標(biāo)準(zhǔn)構(gòu)件，由厚度為4 mm的U形底板和工字梁采用MIG焊接而成，幾何尺寸如圖1所示。網(wǎng)格模型為三維實(shí)體模型，模型單元為八節(jié)點(diǎn)六面體，網(wǎng)格最小尺寸2 mm×2 mm×2 mm，為了提高計(jì)算效率采用疏密過(guò)渡方法進(jìn)行網(wǎng)格劃分，鋁模板模型中共有138 672個(gè)單元，204 189個(gè)節(jié)點(diǎn)，如圖2a所示。在每個(gè)工字梁與U形底板的焊接中，采用四條間斷焊縫進(jìn)行連接，工字梁的兩端焊縫長(zhǎng)度均為180 mm，中段兩條焊縫均為30 mm，焊接順序?yàn)轫槙r(shí)針?lè)较颍鐖D2b所示。

圖1 鋁合金模板結(jié)構(gòu)

圖2 有限元模型

1.2 材料模型

鋁模板材料為6061-T6鋁合金，化學(xué)成分如表1所示。在熱彈塑性焊接數(shù)值模擬中，材料的物理性能參數(shù)隨溫度變化呈現(xiàn)出高度非線性，6061-T6鋁合金物理性能參數(shù)如圖3所示。

表1 6061-T6鋁合金的化學(xué)成分 %

圖3 6061-T6材料參數(shù)

1.3 初始條件和邊界條件

初始溫度設(shè)置為環(huán)境溫度20℃，換熱邊界采用對(duì)流和輻射換熱條件。焊接過(guò)程中不考慮工作夾具的作用，約束的設(shè)定以限制構(gòu)件不發(fā)生剛體位移即可，如圖4所示。

1.4 熱輸入模型

為了能夠描述MIG焊熔池的前后不對(duì)稱(chēng)性采用雙橢球熱源模型，獲得的熔池呈碗狀。SYSWELD中預(yù)定義的雙橢球體熱源作用區(qū)域由前、后兩部分組成，分別以?xún)蓚€(gè)不同軸長(zhǎng)的橢球體的1/4進(jìn)行表示，其熱流分布函數(shù)也分為兩部分，表達(dá)式為

前半部分熱流分布函數(shù)

后半部分熱流分布函數(shù)

式中 Qf/r=ηUI（η為電弧熱效率，U為電弧電壓，I為焊接電流）；ff、fr分別為前、后 1/4 橢球部分熱輸入量，即前、后部分所占總輸入量的比例；af、ar、b、c分別為雙橢球體的參數(shù)，與熔池形狀有關(guān)。

圖4 約束條件

2 模型的可靠性驗(yàn)證

2.1 實(shí)驗(yàn)參數(shù)的確定

如圖5所示，翼板尺寸為220 mm×98 mm×4 mm，腹板尺寸220 mm×50 mm×4 mm，焊腳高6 mm，六個(gè)測(cè)量點(diǎn)用于測(cè)量厚度方向（z方向）的位移。焊接時(shí)無(wú)工裝夾具，保護(hù)氣體為純氬氣，氣體流量20L/min，焊絲牌號(hào)為ER5356，焊接工藝參數(shù)如表2所示。

圖5 T型接頭示意圖和測(cè)量點(diǎn)

表2 焊接工藝參數(shù)

2.2 熱源模型校核

利用SYSWELD軟件中的Input Fitting Tool模塊，根據(jù)熱源參數(shù)構(gòu)造出熱源函數(shù)模型。通過(guò)模擬中的熔池形貌與實(shí)際熔池形貌的對(duì)比，改進(jìn)熱源參數(shù)使兩者吻合，如圖6所示。表3為最終的雙橢球熱源模型參數(shù)。

圖6 SYSWELD中熱源模型和實(shí)際熔池形貌對(duì)比

表3 熱源參數(shù)

2.3 焊接溫度場(chǎng)驗(yàn)證

如圖7所示，熱電偶測(cè)量距離焊縫中心10 mm處瞬時(shí)溫度變化，模擬的最高溫度比實(shí)測(cè)值略高，冷卻速度也更快。這主要是由于實(shí)際焊接時(shí)T型接頭的底部與鋼墊板接觸，散熱速度更快，模擬時(shí)忽略了該條件的影響，造成了一定的誤差；利用熱電偶測(cè)量瞬時(shí)溫度場(chǎng)時(shí)，由于熱電偶導(dǎo)線的接觸問(wèn)題也會(huì)影響測(cè)量結(jié)果的準(zhǔn)確性。但兩者的變化趨勢(shì)吻合較好，從一方面可以驗(yàn)證模型參數(shù)的準(zhǔn)確性。

2.3 焊接變形驗(yàn)證

圖8為T(mén)形接頭的角變形計(jì)算示意，計(jì)算式為

圖7 焊接溫度場(chǎng)驗(yàn)證

圖8 角變形量計(jì)算示意

式中 θ為所得的角變形；a為翼板端面在z方向上的偏移量；b為翼板端面端點(diǎn)與靠近焊接線的測(cè)量點(diǎn)之間的距離（w為底板寬度的一半），wl=49 mm，相似的角變形計(jì)算可以在文獻(xiàn)[4]查詢(xún)。

圖9為模擬和試驗(yàn)的結(jié)果，六個(gè)測(cè)量點(diǎn)的模擬值和實(shí)測(cè)值見(jiàn)表4，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表5所示，模擬結(jié)果中的角變形量能夠與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合，誤差率為9%～10.1%。

圖9 模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

表4 模擬/實(shí)測(cè)變形量

表5 角變形平均值的對(duì)比

3 焊接順序?qū)︿X合金模板變形的模擬

3.1 模擬方案

鋁模板結(jié)構(gòu)由六個(gè)工字梁與U形底板焊接而成，將各個(gè)工字梁進(jìn)行編號(hào)（見(jiàn)圖1），合理的焊接順序可以減小結(jié)構(gòu)的變形，擬定了以下三種焊接順序方案。

（1）方案一：依次從左到右焊接，1-2-3-4-5-6。

（2）方案二：從兩側(cè)向中心對(duì)稱(chēng)焊接，1-6-2-5-3-4。

（3）方案三：從中心向兩側(cè)對(duì)稱(chēng)焊接，4-3-5-2-6-1。

依據(jù)《鋁合金模板技術(shù)規(guī)范》中模板質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)，邊肋直線度小于等于0.5 mm，板面平面度小于等于2.0 mm，在模擬的結(jié)果中分別對(duì)應(yīng)鋁模板結(jié)構(gòu)在x、z方向上的變形量。

3.3 結(jié)果分析

MIG焊接時(shí)添加熔融狀態(tài)下的焊絲，近縫區(qū)金屬由于熱作用會(huì)產(chǎn)生壓縮塑性應(yīng)變，焊后冷卻又會(huì)受到遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域的拉伸作用。冷卻至室溫時(shí)，焊縫附近的塑性變形沿著鋁模板厚度方向（z方向）上的不協(xié)調(diào)導(dǎo)致角變形。如圖10所示，各個(gè)工字梁焊接后角變形積累使鋁模板結(jié)構(gòu)產(chǎn)生明顯的中部下凹，兩邊上翹的正V形角變形。選取圖中所示的邊肋下端為測(cè)量路徑，三種焊接方案的焊后x方向、z方向變形量結(jié)果如圖11所示，結(jié)構(gòu)的最大變形量見(jiàn)表6。

圖10 焊后鋁模板變形（100×）

圖11 三種方案下鋁模板結(jié)構(gòu)焊后變形

三種方案焊后變形量全部符合鋁模板質(zhì)量技術(shù)要求，構(gòu)件的z方向變形量對(duì)于焊接順序的調(diào)整更為敏感。x方向焊接變形趨勢(shì)大致相同，即出現(xiàn)x方向上的收縮變形，最大的收縮變形區(qū)域集中在工字梁與U形板貼合的端部，主要是由于焊縫處內(nèi)凹變形引起。不同焊接順序引起的x方向變形差異較小，在邊肋沿x方向最大變形量中，方案二引起的x方向變形量最小為0.238 mm。

相比方案一、三，方案二從兩側(cè)向中心的對(duì)稱(chēng)焊接順序在z方向變形和角變形都有所減小，板面沿z方向最大變形量為1.270 mm，角變形為179.87°。主要原因是，由外則向中間的對(duì)稱(chēng)焊接中，當(dāng)完成U形底板與外側(cè)兩邊的工字梁（1和6號(hào)工字梁）的焊接后，結(jié)構(gòu)兩端的剛度增大，抵抗變形的能力增強(qiáng)，此后采用對(duì)稱(chēng)順序焊接其余工字梁，結(jié)構(gòu)在整體上處于一種平衡的對(duì)稱(chēng)狀態(tài)，能夠使一部分變形相互抵消，使z方向變形和角變形有所減小。

表6 三種方案焊接變形量對(duì)比

4 結(jié)論

（1）基于SYSWELD軟件平臺(tái)建立了MIG焊T形接頭有限元模型，對(duì)焊接熱源、溫度場(chǎng)和焊接變形進(jìn)行了模擬與試驗(yàn)，驗(yàn)證了模型的可靠性。

（2）對(duì)鋁合金模板焊接過(guò)程進(jìn)行了模擬仿真，量化了不同工字梁焊接順序?qū)?gòu)件變形的影響規(guī)律。研究表明：由外則向中心對(duì)稱(chēng)焊接鋁模板的六個(gè)工字梁的焊接方案在x和z方向上焊接變形量最小，分別為0.238 mm和1.270 mm，角變形量為179.87°。因此采用此種焊接順序來(lái)控制鋁模板的焊接變形較為理想，也是易于操作的實(shí)施方案。

[1]趙利華.機(jī)車(chē)構(gòu)架側(cè)梁焊接數(shù)值仿真與變形控制[D].成都：西南交通大學(xué)，2012.

[2]崔曉芳.箱型結(jié)構(gòu)焊接變形預(yù)測(cè)、控制及應(yīng)用[D].遼寧：大連交通大學(xué)，2005.

[3]DeoM V，Michaleris P.Mitigation of welding induced bucklingdistortionusingtransient thermal tensioning[J].Science and Technology of Welding and Joining，2003（8）：49-54.

[4]Bradac Josef.Numerical analysis using in production of welded parts[M].ActaTechnica Corviniensis Buletin of Engineering 2010：89-93.