基于正交試驗(yàn)的X80管線鋼MIG焊工藝優(yōu)化?

侯 陽(yáng)，李雪芝，周建平，王恪典,2?

(1.新疆大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，新疆 烏魯木齊 830047；2.西安交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，陜西 西安 710049)

0 引言

X80管線鋼屬于低碳微合金鋼種，通過(guò)復(fù)雜的控冷控軋工藝，使其具備了優(yōu)異的抗延性斷裂水平和高強(qiáng)度水平，是目前世界各國(guó)輸氣管線使用的主要鋼種[1].近年來(lái)，隨著X80管線鋼的大量使用，其接頭質(zhì)量引起廣泛關(guān)注，制定合理的焊接工藝，成為管線鋼焊接的重要環(huán)節(jié).

目前，郭楊柳基于ABAQUS進(jìn)行了X80管線鋼焊接過(guò)程應(yīng)力場(chǎng)的仿真計(jì)算，發(fā)現(xiàn)焊前熱處理會(huì)使管線接頭外表面和內(nèi)表面的應(yīng)力峰值大幅減小[1]；張錦洲對(duì)X70管線焊接應(yīng)力及形變程度進(jìn)行了仿真分析，發(fā)現(xiàn)焊接殘余變形在初始焊接的內(nèi)壁處最為顯著[2]；Wang Lei研究發(fā)現(xiàn)2A14-T6鋁合金板材的熔合線處和熔合區(qū)內(nèi)的應(yīng)力峰值隨著熱輸入的增加而增大[3].本文利用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，研究分析了5 mm厚X80管線鋼在不同工藝參數(shù)下接頭的應(yīng)力峰值，并采用數(shù)值模擬的方法探究了焊接過(guò)程及冷卻后的應(yīng)力分布情況，為生產(chǎn)中的管線鋼焊接提供參考.

1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)采用MIG焊（熔化極惰性氣體保護(hù)焊），并且用純氬氣來(lái)保證熱源穩(wěn)定，整個(gè)焊接的過(guò)程由松下TA1800焊接機(jī)器人完成.使用的焊接填充材料為ER50S-6焊絲，絲徑為2 mm.焊件為管線工程中常用的X80管線鋼，尺寸為250 mm×100 mm×5 mm（長(zhǎng)×寬×高），采用對(duì)接焊方式，氬氣的恒定流量為14 L/min.焊接接頭處的應(yīng)力峰值待焊件完全冷卻后用應(yīng)力檢測(cè)儀來(lái)檢測(cè).

1.2 正交表的選用

為了全面系統(tǒng)的分析焊接過(guò)程中不同參數(shù)對(duì)接頭處應(yīng)力及焊接結(jié)束后應(yīng)力峰值的影響規(guī)律，本文采用正交試驗(yàn)法進(jìn)行試驗(yàn).在MIG焊中，焊接速度、坡口間隙、電弧電壓以及焊接電流是影響焊接接頭成形和質(zhì)量的四個(gè)重要工藝參數(shù)，因此對(duì)這四個(gè)參數(shù)建立因素水平表.由于前期進(jìn)行了改變焊槍移動(dòng)速度的單因素試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)焊接速度V=10 mm/s、電弧電壓U=23 V、焊接電流I=154 A、坡口間隙L=3 mm時(shí)，接頭質(zhì)量良好，若進(jìn)行多因素試驗(yàn)，在該組合附近可能存在更優(yōu)參數(shù)組合，所以在選取試驗(yàn)參數(shù)時(shí)，各因素應(yīng)在上述參數(shù)附近設(shè)定水平，具體數(shù)據(jù)見(jiàn)表1.

表1 MIG焊接工藝參數(shù)因素水平Tab 1 Factor level of MIG welding process parameters

在因素水平表確定之后，需選擇可滿足三水平四因素的正交表.目前常用的L9(34)正交表符合要求，將焊接速度、電弧電壓、焊接電流和坡口間隙四個(gè)因素依次放在L9(34)表的第2、3、4、5列上[4]，將表1數(shù)據(jù)按照L9(34)正交表要求填入，可以得到表2，焊接試驗(yàn)按表2數(shù)據(jù)進(jìn)行.

表2 MIG焊接試驗(yàn)參數(shù)的正交設(shè)計(jì)Tab 2 Orthogonal test design of MIG welding process parameters

1.3 有限元模型建立

由于本次試驗(yàn)的焊接模型為對(duì)稱模型，故只需建立250 mm×100 mm×5 mm的焊接模型，進(jìn)行焊接溫度場(chǎng)仿真時(shí)使用SOLID70的三維熱分析單元，焊接應(yīng)力場(chǎng)仿真時(shí)使用SOLID45結(jié)構(gòu)單元[5].建立溫度-應(yīng)力耦合場(chǎng)，將溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)保存，然后加載到應(yīng)力場(chǎng)結(jié)構(gòu)單元進(jìn)行分析.為提高計(jì)算效率和準(zhǔn)確率，在溫度梯度小的地方，網(wǎng)格尺寸劃分較大；在溫度變化較大的位置，網(wǎng)格的尺寸較細(xì)小.本文有限元模型共生成10 954個(gè)單元、7 899個(gè)節(jié)點(diǎn)，最小網(wǎng)格尺寸為1 mm×1 mm×1 mm，所建模型如圖1所示.

圖1 有限元模型網(wǎng)格劃分Fig 1 Finite element model mesh division

由于焊接過(guò)程是一個(gè)快速而劇烈的熱循環(huán)過(guò)程，為了使所建模型更加準(zhǔn)確，需獲取X80管線鋼隨溫度變化的熱物理性能參數(shù)，由文獻(xiàn)[6]可獲取20～1 200 ℃熱物理性能參數(shù)，如表3所示，其余參數(shù)通過(guò)外推法和插值法獲取.

表3 X80管線鋼熱物理性參數(shù)Tab 3 Thermal and physical properties of X80 pipeline steel

1.4 焊接熱源及邊界條件

焊接熱源采用雙橢球型熱源，使用“生死單元”的方法加載到焊縫，熱源在焊縫的移動(dòng)通過(guò)時(shí)間步的增加來(lái)實(shí)現(xiàn).焊接時(shí)的傳熱主要考慮熱傳導(dǎo)，同時(shí)在熱源移動(dòng)過(guò)程中，熱量輸入集中，導(dǎo)致局部溫度劇烈升高，此時(shí)在焊件上共存有相變潛熱及輻射散熱，這是非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)[7,8].將焊件開(kāi)始焊接時(shí)的溫度設(shè)定為20 ℃，除焊件焊縫處，其余外表面設(shè)置對(duì)流散熱條件以及輻射散熱邊界條件，取對(duì)流系數(shù)為11 W/(m2·K)，輻射率為0.8.同時(shí)在焊件遠(yuǎn)離焊縫的兩端施加水平和垂直約束，以阻止焊件產(chǎn)生變形和位移[9].

非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)的控制方程如下[7]：

焊件外表面換熱邊界條件如下[7]：

式中：ρ為材料密度；c為比熱容；λ為熱導(dǎo)率；Q為內(nèi)熱源密度；a為表面對(duì)流換熱系數(shù).

2 正交試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算及分析

2.1 極差分析原理

在實(shí)踐中進(jìn)行多因素試驗(yàn)時(shí)，試驗(yàn)次數(shù)繁多，且試驗(yàn)結(jié)果難以探尋規(guī)律，而正交試驗(yàn)則可將試驗(yàn)次數(shù)大幅地減少，并且針對(duì)試驗(yàn)結(jié)果用合適的分析方法計(jì)算，便可找出其規(guī)律，并得到有意義的結(jié)論，所以被廣泛使用，本文使用極差分析方法.

極差分析方法是基于數(shù)理統(tǒng)計(jì)的方法得出正交表中每個(gè)因素的極差R值，R值越大代表影響程度越大，根據(jù)R值可確定出因素的排列順序，然后選出最大的Kij值對(duì)應(yīng)的水平，便為最優(yōu)的組合.具體計(jì)算公式如下[4]：

式中：i為水平數(shù)；j為因素?cái)?shù)；r為第j因素在相同水平下重復(fù)的試驗(yàn)次數(shù)；Kij為第i水平下第j因素的試驗(yàn)平均值；Tij為正交表中第j因素在第i水平下對(duì)應(yīng)的評(píng)價(jià)指標(biāo)數(shù)據(jù)的總和；Kij(max)為第j因素的最大值；Kij(min)為第j因素的最小值；Rj為第j因素的極差值.

2.2 焊接試驗(yàn)及極差分析結(jié)果

根據(jù)表2設(shè)計(jì)的數(shù)據(jù)進(jìn)行焊接試驗(yàn)，焊接結(jié)果按表2編號(hào)依次排列，如圖2所示，可見(jiàn)9組試驗(yàn)所得到的焊縫均成形良好，呈魚(yú)鱗狀分布且飛濺較少，焊縫兩側(cè)熔合線也清晰可見(jiàn)，整條焊縫無(wú)明顯缺陷.這是因?yàn)楸?試驗(yàn)數(shù)據(jù)都是基于前期改變焊接速度的單因素試驗(yàn)得出，對(duì)于后期進(jìn)行試驗(yàn)有較好的指導(dǎo)性.待焊件冷卻后，使用600#的砂紙對(duì)焊縫周邊進(jìn)行打磨，直至表面光滑，然后在焊縫附近貼應(yīng)變片、轉(zhuǎn)小孔，使用JH-30應(yīng)力峰值檢測(cè)儀測(cè)焊后應(yīng)力峰值，所得結(jié)果填入極差分析表4.

圖2 正交試驗(yàn)所得焊縫形貌Fig 2 The weld morphologies obtained by orthogonal test

表4 極差分析表Tab 4 Range analysis table

根據(jù)公式(3)和(4)，代入評(píng)價(jià)指標(biāo)數(shù)值可得到Kij值和Rj值，見(jiàn)表4.根據(jù)所得Rj值可知：R1>R2>R3>R4，即4種因素對(duì)焊接應(yīng)力峰值影響的順序依次為：焊接速度>電弧電壓>焊接電流>坡口間隙.通過(guò)比較焊接速度下Kij的值，可知K21>K31>K11，故當(dāng)焊接速度取第二水平V=10 mm·s?1時(shí)，有最小應(yīng)力峰值；同理比較電弧電壓下的Kij值，可知K12>K22>K32，當(dāng)電弧電壓取第一水平U=17 V時(shí)，焊接應(yīng)力峰值最小；比較焊接電流下的Kij值，可知K33>K13>K23，當(dāng)焊接電流取第三水平I=162 A時(shí)，應(yīng)力峰值存在最小值；比較坡口間隙下的Kij值，可知K34>K24>K14，當(dāng)坡口間隙取第三水平L=4 mm時(shí)，應(yīng)力峰值最小.所以各因素的最優(yōu)組合為焊接速度V=10 mm·s?1，電弧電壓U=17 V，焊接電流I=162 A，坡口間隙L=4 mm.

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

由上述分析可知，正交試驗(yàn)表中未包含最優(yōu)參數(shù)組合，故為驗(yàn)證正交試驗(yàn)優(yōu)化參數(shù)結(jié)果是否可靠，本文對(duì)上述極差法計(jì)算得到的焊接優(yōu)化參數(shù)組合進(jìn)行了焊接過(guò)程的模擬分析.模擬分析中采用的工藝參數(shù)為：焊接速度V=10 mm·s?1，電弧電壓U=17 V，焊接電流I=162 A，坡口間隙L=4 mm.圖3分別是焊接熱源移動(dòng)過(guò)程中和焊件完全冷卻以后的等效應(yīng)力云圖.圖3(a)表示焊接開(kāi)始，此時(shí)應(yīng)力數(shù)值較小，圖3(b)表示焊接中間時(shí)段，可見(jiàn)焊件兩端施加的固定約束已被激活，開(kāi)始對(duì)焊件變形及剛性位移產(chǎn)生約束，圖3(c)表示焊接結(jié)束.可見(jiàn)在整個(gè)焊接過(guò)程中，除熱源附近分布的應(yīng)力數(shù)值較大外，焊件上其余位置分布的應(yīng)力數(shù)值較小，這是由于焊接過(guò)程是一個(gè)快速且熱量集中輸入的過(guò)程，熔池熔化，周?chē)鷳?yīng)力集中，其他位置則由于熱傳導(dǎo)作用的衰減，應(yīng)力作用不明顯.圖3(d)表示焊件在自然條件下冷卻30 min以后的應(yīng)力場(chǎng)分布，可知在焊件的熱影響區(qū)和焊縫周?chē)蟹植贾鴻M向和縱向的焊接應(yīng)力峰值，且在焊縫處應(yīng)力數(shù)值達(dá)到最大值.

圖3 不同時(shí)間下焊件的等效應(yīng)力場(chǎng)Fig 3 Equivalent stress field of the weldment at different time

通過(guò)對(duì)最優(yōu)工藝參數(shù)組合的模擬計(jì)算可知，從焊接開(kāi)始至結(jié)束，焊件上分布的應(yīng)力最大值為533 MPa，明顯小于極差分析表中所有的應(yīng)力值，表明正交試驗(yàn)選出的參數(shù)組合是有效且可靠的.

4 結(jié)論

（1）根據(jù)正交試驗(yàn)和極差分析法，獲得了焊接參數(shù)對(duì)X80管線鋼接頭質(zhì)量的影響規(guī)律以及焊接工藝的最優(yōu)方案.其中接頭處的應(yīng)力峰值主要由焊接速度控制，其次為電弧電壓、焊接電流、坡口間隙.

（2）根據(jù)正交試驗(yàn)與數(shù)值模擬分析的結(jié)果，可知X80管線鋼MIG焊最優(yōu)的工藝參數(shù)組合為：焊接速度V=10 mm/s，電弧電壓U=17 V，焊接電流I=162 A，坡口間隙L=4 mm，此時(shí)接頭處應(yīng)力峰值數(shù)值最小.

（3）通過(guò)對(duì)試驗(yàn)分析得出的最優(yōu)參數(shù)組合的模擬計(jì)算，發(fā)現(xiàn)焊后應(yīng)力峰值主要集中在X80管線鋼的焊縫和熱影響區(qū)附近，且在焊縫處數(shù)值最大，可知在焊縫內(nèi)部極易產(chǎn)生裂紋.