基于塑性反變形法的角焊縫焊接變形控制研究

張 凱，李培勇，畢洪坤，宋 林

(1.武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院，湖北 武漢 430063；2.大連船舶重工集團(tuán)有限公司，遼寧 大連 116005)

基于塑性反變形法的角焊縫焊接變形控制研究

張 凱1，李培勇1，畢洪坤2，宋 林2

(1.武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院，湖北 武漢 430063；2.大連船舶重工集團(tuán)有限公司，遼寧 大連 116005)

焊接殘余變形的存在會(huì)極大地影響焊接構(gòu)件的質(zhì)量和企業(yè)的生產(chǎn)效益，船廠現(xiàn)行的火工矯正消除焊接變形的方法費(fèi)時(shí)費(fèi)力。為實(shí)現(xiàn)焊接變形的有效控制，在熱彈塑性有限元法預(yù)測焊接殘余變形的基礎(chǔ)上，采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)尋求使變形量最小的工藝參數(shù)組合，并通過2種反變形施加方法進(jìn)行預(yù)置塑性反變形下的T型接頭焊接變形控制研究。結(jié)果顯示：預(yù)置塑性反變形法能夠補(bǔ)償焊接變形量，構(gòu)件的焊后平整度較好，可為生產(chǎn)工作提供參考。

焊接變形；塑性反變形法；熱彈塑性有限元；角焊縫；正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

0 引言

焊接作為船體結(jié)構(gòu)件連接的主要手段，廣泛應(yīng)用于船舶制造行業(yè)。然而，焊接所產(chǎn)生的殘余應(yīng)力和變形也給船舶制造帶來了很大困擾。焊接變形的存在不僅會(huì)影響構(gòu)件的性能和服役壽命，還會(huì)給后續(xù)的裝配帶來很大困難。為了控制焊接變形，生產(chǎn)實(shí)踐中提出了一些焊接工藝方法，如分段退焊法、跳焊法等，但這些方法需要多次的引弧與熄弧，容易產(chǎn)生焊接缺陷且難以實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化。因此，生產(chǎn)實(shí)踐希望能找到更方便有效的變形控制手段。

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，數(shù)值模擬已成為了研究焊接變形的重要手段[1-2]。Davies等[3]通過熱彈塑性有限元法研究了板材初始變形缺陷對焊后殘余變形的影響。朱平[4]采用固有應(yīng)變理論對轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)焊后殘余變形進(jìn)行了有限元分析。對于消除焊接殘余變形，尤其是T型接頭角焊縫焊接產(chǎn)生的角變形，目前船廠主要采用的是焊后火工矯正的方法，這不僅要求工人有較高的操作水平，而且需要消耗大量的時(shí)間和能源。劉玉君等[5-6]采用焊接前施加彈性反變形的方法消除T型接頭的焊接變形，并通過數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證說明了其可行性。然而彈性反變形也有其局限性，對于部分截面尺寸較大的構(gòu)件使用難度較大[7]。

考慮生產(chǎn)實(shí)際，本文采用預(yù)置塑性反變形法控制焊接變形，即焊接前對板材進(jìn)行反向塑性預(yù)加工。

為了了解塑性預(yù)加工量及其控制效果，本文采用有限元分析方法進(jìn)行數(shù)值模擬，其思路是：首先利用ANSYS軟件對T型接頭角焊縫進(jìn)行焊接熱彈塑性有限元模擬，根據(jù)變形結(jié)果確定反變形量，然后據(jù)此得到反變形的形狀并建立新的有限元模型，最后通過數(shù)值模擬了解預(yù)置塑性反變形法對焊接變形的控制效果。

1 熱彈塑性有限元模擬

1.1 有限元模型

基于目前的計(jì)算條件，選擇相對簡單的T型接頭焊接試件進(jìn)行研究，幾何模型如圖1所示。圖中，底板尺寸為400 mm×400 mm×6 mm，腹板尺寸為400 mm×150 mm×8 mm，焊角高度為6 mm。試件材料為AH36船用高強(qiáng)鋼，材料隨溫度變化的性能參數(shù)參考文獻(xiàn)[8]確定。

考慮到焊接過程的復(fù)雜性，在進(jìn)行有限元模擬過程中作部分簡化處理：熔敷金屬與母材取為同一材料，且材料屬性設(shè)定為各向同性；忽略T型接頭的裝配間隙以及焊接熔池的流動(dòng)作用等。

假定選取的T型接頭采用不開坡口雙邊焊，且同時(shí)施焊?？紤]構(gòu)件和工藝等的對稱性，本文只選取模型的一半來進(jìn)行有限元建模。此外，為兼顧模型的計(jì)算精度和計(jì)算效率，在網(wǎng)格劃分時(shí)采用過渡網(wǎng)格劃分的方式，即焊縫附近采用細(xì)網(wǎng)格，隨著與焊縫距離的增加，網(wǎng)格尺寸逐漸增大，網(wǎng)格劃分如圖2所示。

1.2 有限元計(jì)算方法

本次模擬采用1.2 mm細(xì)焊絲的CO2氣體保護(hù)焊短路過渡焊，參考文獻(xiàn)[9]焊接規(guī)范參數(shù)，選取焊接電流I=130 A，電壓U=20 V，焊接速度v=6 mm/s，有效熱效率η=0.8。根據(jù)文獻(xiàn)[10]及本文模擬中的材料特征，模擬時(shí)選用均勻熱源模型，并配合生死單元技術(shù)實(shí)現(xiàn)焊縫金屬的填充。在ANSYS中以單元內(nèi)部生熱率HGEN的形式進(jìn)行施加，公式如下：

(1)

式中：HGEN為dt時(shí)間內(nèi)的生熱率,W/m3；η為電弧有效熱效率；U為焊接電壓,V；I為焊接電流，A；S為焊縫橫截面積，m2；v為焊接速度，m/s；dt為每個(gè)載荷步的加載時(shí)間，s。

采用ANSYS軟件中的間接熱力耦合分析方法進(jìn)行焊接過程的模擬，即先進(jìn)行焊接過程的溫度場分析，獲得其溫度分布，然后將對應(yīng)的溫度場結(jié)果作為初始溫度載荷施加到結(jié)構(gòu)分析中。

對焊接溫度場的研究應(yīng)按照非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)來處理：

(2)

溫度場分析時(shí)設(shè)置環(huán)境溫度為20 ℃?？紤]模型的對稱性，對稱面上設(shè)為絕熱，其他外表面的換熱邊界條件以對流與輻射綜合換熱系數(shù)的方式施加。

qs=β(T′-Ta)

(3)

式中：qs為因邊界換熱而損失的熱能;β為等效換熱系數(shù)；T′為節(jié)點(diǎn)溫度；Ta為環(huán)境溫度。

應(yīng)力應(yīng)變分析時(shí)，對T型接頭的對稱面施加對稱約束，限制其水平位移；對腹板頂部平面施加Y方向和Z方向的約束，限制其豎向和縱向位移。這樣既控制了模型整體的剛體位移，又能保證焊接變形可以自由開展。

根據(jù)熱彈塑性理論，材料處在彈性或塑性狀態(tài)時(shí)，其應(yīng)力應(yīng)變存在如下關(guān)系：

{dσ}=[D]{dε}-{C}dT

(4)

式中：{dσ}為應(yīng)力增量；{dε}為應(yīng)變增量；dT為溫度增量；[D]為彈性或彈塑性矩陣；{C}為與溫度相關(guān)的向量。

由此即可根據(jù)單元所處狀態(tài)求解計(jì)算出焊接過程中應(yīng)力應(yīng)變的動(dòng)態(tài)變化以及最終的變形狀態(tài)。

1.3 有限元模擬結(jié)果

T型接頭焊后殘余變形主要有縱向收縮變形、橫向收縮變形以及角變形等。T型接頭焊后在X、Y、Z方向和對稱模型總的焊接變形(USUM)云圖如圖3所示。為方便觀察，圖中對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了3倍放大。

從變形分布云圖可知，焊后橫向和縱向收縮量最大的區(qū)域都發(fā)生在焊縫及其熱影響區(qū)。這是由于焊接過程中，焊縫及其附近區(qū)域熔化的金屬受熱膨脹產(chǎn)生塑性變形，凝固時(shí)金屬收縮會(huì)產(chǎn)生橫向和縱向的拉應(yīng)力，從而導(dǎo)致焊件冷卻后接頭處產(chǎn)生收縮變形。

T型接頭焊后角變形量是本文研究的重點(diǎn)。對角變形的研究通常采用測量底板距離焊縫中心適當(dāng)位置的豎向位移，然后通過式(5)計(jì)算得到角變形量。從圖3中可以清楚地看到底板自由端有明顯的上翹，說明角焊縫焊后夾角變小。

θ=arctan(f/b)

(5)

式中：θ為角變形；f為底板距離焊縫中心適當(dāng)位置處的節(jié)點(diǎn)撓度值；b為該點(diǎn)與焊縫中心之間的距離。

對于本文所研究的簡單T型接頭角焊縫，Watanabe等基于理論解析和實(shí)驗(yàn)提出了角變形φ0的計(jì)算公式[11]：

(6)

式中：I為焊接電流，A；v為焊接速度，m/s；h為底板厚度，m；K1、K2、m為系數(shù)。

此外，文獻(xiàn)[12]也采用了同向同時(shí)焊對高強(qiáng)鋼T型接頭雙面焊進(jìn)行了數(shù)值模擬。本文的研究與其在材料參數(shù)、焊接形式等方面相似性較大，有較強(qiáng)的對比性。表1為本文與公式法及文獻(xiàn)[12]的結(jié)果對比。

表1 角變形結(jié)果數(shù)據(jù)對比

由表中數(shù)據(jù)可知，本文模擬的角變形結(jié)果與公式法計(jì)算結(jié)果的相對誤差為9.56%，與文獻(xiàn)[12]結(jié)果的相對誤差為16.53%。綜合考慮材料參數(shù)取值的部分誤差以及結(jié)構(gòu)參數(shù)和焊接工藝參數(shù)等的影響，可以說明本文數(shù)值模擬結(jié)果是準(zhǔn)確的。

圖4為角變形量沿著焊縫長度方向的分布。由圖可知，T型接頭焊接構(gòu)件底板自由端的角變形量從焊縫始端到焊縫末端逐漸增大。底板厚度方向上不均勻的橫向收縮是產(chǎn)生焊接角變形的根本原因。隨著焊接過程的繼續(xù)，新的熔敷金屬的橫向收縮是在之前填充的熔敷金屬的基礎(chǔ)上進(jìn)行的，因此焊接角變形會(huì)有逐漸增大的趨勢。

2 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為了掌握工藝參數(shù)對焊接變形的影響，本文采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)(Orthogonal experimental design)確定計(jì)算方案。正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)是目前公認(rèn)的進(jìn)行多因素試驗(yàn)時(shí)比較高效的設(shè)計(jì)方法，其特點(diǎn)是按照正交性的原則從所有方案中選出部分具有代表性的方案來安排試驗(yàn)，從而達(dá)到在不影響試驗(yàn)效果的條件下盡可能減少試驗(yàn)次數(shù)的目的。

2.1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為研究焊接結(jié)構(gòu)及工藝參數(shù)對焊后殘余變形的影響，并討論對T型接頭焊接變形的控制，以上述T型接頭試件為基本研究對象，保持試件材料屬性及焊接方案不變，選取了底板厚度、焊接電流、焊接電壓及焊接速度4個(gè)試驗(yàn)因素，并對每個(gè)試驗(yàn)因素選取了3個(gè)水平值，其值見表2。

2.2 結(jié)果分析

忽略各因素之間的交互作用，本文選用L9(34)正交試驗(yàn)表，試驗(yàn)次數(shù)共9次，具體方案安排見表3，按此安排進(jìn)行數(shù)值模擬并記錄最大角變形量結(jié)果。表3中：Kn(n=1，2，3)分別表示A、B、C、D4個(gè)因素的第n(n=1，2，3)個(gè)水平所在的試驗(yàn)方案對應(yīng)的角變形量之和；kn(n=1，2，3)為對應(yīng)Kn(n=1，2，3)行中的4個(gè)數(shù)的平均值；R為極差，是各因素所對應(yīng)的k1，k2，k33行數(shù)值中最大和最小值之差；角變形量表示焊后最大角變形量。。

表2 試驗(yàn)因素水平表

表3 試驗(yàn)方案和結(jié)果分析表

極差的大小標(biāo)志著各影響因素的影響程度，比較表3中各極差的大小可知A>B>D>C。這說明該試驗(yàn)中，各影響因素對底板最大角變形量的影響主次順序依次為底板厚度、電流、焊接速度、電壓。此外，由表3的分析計(jì)算可知參數(shù)組合A3B1C1D3，即底板厚度為8 mm、電流為130 A 、電壓為20 V、焊接速度為8 mm/s，為優(yōu)選出的最優(yōu)工藝參數(shù)組合，所得到的焊接角變形量將會(huì)最小。取該設(shè)計(jì)方案重新進(jìn)行數(shù)值模擬，得到的角變形結(jié)果如圖5所示，最大角變形量僅為3.012 mm，比上述9組方案的結(jié)果更為理想。由此說明通過正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)可以獲得較優(yōu)的參數(shù)組合。

上述研究表明，在規(guī)范要求范圍內(nèi)選取合適的焊接工藝參數(shù)，對于減小焊接變形有一定的效果，但并不能實(shí)現(xiàn)完全消除焊接變形的目的。

3 反變形控制焊接變形

為了實(shí)現(xiàn)焊接變形的消除，本文提出了一種塑性反變形法，其思路是：根據(jù)焊接數(shù)值模擬的變形結(jié)果，確定反變形量，然后據(jù)此得到反變形的形狀并建立新的有限元模型，最后通過數(shù)值模擬了解預(yù)置塑性反變形法對焊接變形的控制效果。

3.1 反變形量的提取及施加

研究預(yù)置塑性反變形法控制焊接變形首先要建立有限元模型，而建立模型的前提和關(guān)鍵是要確定反變形量值的大小和分布，即預(yù)置塑性加工量。由自由狀態(tài)下的焊接變形結(jié)果可知，角變形量沿著焊縫方向的分布是不均勻的。為方便操作，文中考慮采用變曲率法和等曲率法這2種近似方法簡化處理反變形量。

3.1.1 變曲率法

變形量提取路徑示意圖如圖6所示，預(yù)置反變形下的底板表面剖線示意圖如圖7所示。為了更接近真實(shí)的變形曲面，提取焊縫始端(圖6中路徑1)和焊縫末端(圖6中路徑2)上節(jié)點(diǎn)的焊后殘余變形量，然后將其轉(zhuǎn)換為反變形量進(jìn)行后續(xù)預(yù)置反變形下的T型接頭有限元建模。由于焊接殘余變形在焊縫長度方向上的不均勻性，預(yù)置塑性反變形下的T型接頭模型底板表面近似為錐面，如圖7a)所示，從焊縫始端到末端曲率逐漸增大。此外，在預(yù)置反變形下的T型接頭橫截面上底板各處的變化也是不均勻的，在焊縫區(qū)域附近表面變形近似為弧線，而遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域處的板材表面基本不產(chǎn)生變形，僅是隨著焊縫區(qū)域附近板材的變形而運(yùn)動(dòng)。

3.1.2 等曲率法

考慮到生產(chǎn)實(shí)踐中柱面更易于加工，還采取以等曲率的柱狀形式進(jìn)行反變形的施加。由于焊接殘余變形量沿焊縫方向的變化趨勢較為平緩，且近似為線性變化，為了減小所施加的反變形量值與實(shí)際變形量之間的誤差，使模擬結(jié)果更合理，選取焊縫中間長度處的截面(圖6中的路徑3)提取焊后殘余變形量，并將其近似作為構(gòu)件整體的反變形量進(jìn)行建模分析。此時(shí)，預(yù)置反變形的T型接頭模型示意圖如圖7b)所示，T型接頭模型在焊縫長度方向上變形曲率一致，在橫截面上各處的變化與變曲率方法基本一致。

3.2 反變形法計(jì)算實(shí)例

下面將以正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)法得到的最優(yōu)參數(shù)組合模型為例，分別按照上述2種方法研究預(yù)置反變形法對焊接變形的控制作用。

提取模型在自由狀態(tài)下各條路徑上的焊后殘余變形量，并將其作為反變形量分別建立預(yù)置反變形狀態(tài)下的有限元模型。保持材料參數(shù)、焊接工藝參數(shù)及約束等條件與自由狀態(tài)下的模擬一致，分別對2組預(yù)置反變形下的模型進(jìn)行有限元模擬，得到焊后殘余角變形結(jié)果如圖8所示。

要確定預(yù)置反變形法對焊接殘余變形的控制效果，只需檢測底板的表面平整度即可。由于底板表面節(jié)點(diǎn)眾多，全部測量會(huì)導(dǎo)致數(shù)據(jù)量過大，綜合考慮變形分布規(guī)律及數(shù)據(jù)總量，在焊縫底板表面采用非均勻網(wǎng)格進(jìn)行測量，以網(wǎng)格角點(diǎn)處對應(yīng)的節(jié)點(diǎn)數(shù)據(jù)近似表達(dá)整個(gè)底板的節(jié)點(diǎn)數(shù)據(jù)。提取節(jié)點(diǎn)數(shù)據(jù)并進(jìn)行計(jì)算整理，得到預(yù)置反變形下T型接頭的焊后變形結(jié)果如圖9所示。變形結(jié)果數(shù)據(jù)見表4。

表4 變形結(jié)果

以變曲率的形式施加反變形后，T型接頭模型底板的平整度非常理想。表面平整度最大誤差僅為0.097 mm，說明采用變曲率方法進(jìn)行反變形的提取與施加可以很好地實(shí)現(xiàn)對焊接變形的控制。以等曲率形式施加反變形后，T型接頭模型底板相較于平板的最大誤差為0.358 mm，雖不能完全消除焊接變形，但也補(bǔ)償了焊接變形量。

4 結(jié)論

本文基于ANSYS有限元軟件，采用熱彈塑性有限元法進(jìn)行焊接變形的數(shù)值模擬，在驗(yàn)證模型準(zhǔn)確性的基礎(chǔ)上得出以下結(jié)論：

(1)采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)法研究了4種因素對焊接變形的影響主次關(guān)系，并優(yōu)選出使焊接變形最小的工藝參數(shù)組合。正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的研究表明：在規(guī)范要求范圍內(nèi)選取合適的焊接工藝參數(shù)對于減小焊接變形有一定的效果，但并不能實(shí)現(xiàn)消除焊接變形的目的。

(2)在數(shù)值模擬預(yù)測焊接變形的基礎(chǔ)上，采用2種反變形施加方法進(jìn)行預(yù)置塑性反變形法控制焊接變形的數(shù)值模擬研究。結(jié)果表明：預(yù)置塑性反變形可以補(bǔ)償焊接變形，使構(gòu)件的焊后平整度較好。

本文研究的塑性反變形法在某船廠分段制造車間的加筋板焊接過程中進(jìn)行了試用，焊后變形控制效果較好。但是，這一方法在使用時(shí)也存在不便，要求施工現(xiàn)場配備與預(yù)置反變形量相匹配的支撐。

[1] 薛忠明, 曲文卿, 柴鵬,等. 焊接變形預(yù)測技術(shù)研究進(jìn)展[J]. 焊接學(xué)報(bào), 2003, 24(3):87-90.

[2] 徐琳, 佘昌蓮, 周旭春,等. 焊接變形預(yù)測的研究進(jìn)展[J]. 機(jī)械工程師, 2006(2):27-29.

[3] Davies C M, Ahn J, Tsunori M, et al. The Influence of Pre-existing Deformation on GMA Welding Distortion in Thin Steel Plates[J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2015, 24(1):261-273.

[4] 朱平. 基于固有應(yīng)變法預(yù)測轉(zhuǎn)向架焊接變形的研究[D]. 天津: 天津大學(xué), 2012.

[5] 劉玉君, 李艷君. 確定焊接反變形的數(shù)值模擬及規(guī)律分析[J].船舶力學(xué), 2008,12(2):277-282.

[6] 劉玉君, 李艷君. 焊接反變形規(guī)律的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證[J].造船技術(shù),2006(2):35-37.

[7] 項(xiàng)前, 張悅. 彈性反變形法的研究[J].電焊機(jī),2004, 34(2):52-55.

[9] 陳冰泉. 船舶及海洋工程結(jié)構(gòu)焊接[M]. 北京: 人民交通出版社, 2001.

[10] 肖馮, 米彩盈. T型角接頭焊接熱源模型研究[J]. 電焊機(jī), 2010, 40(6):41-45.

[11] 徐建設(shè), 陳以一. 搭接接頭與T型接頭焊接角變形的分析[J]. 鋼結(jié)構(gòu), 2002, 17(2): 43-44.

[12] 胡建.焊接工藝對Q345D鋼T型接頭雙道MAG焊接變形和應(yīng)力影響的有限元分析[J]. 熱加工工藝, 2012, 41(11):143-146.

2016-11-14

張凱(1990—)，男，碩士研究生，主要從事船舶先進(jìn)制造技術(shù)方面的研究。

U671.83

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