基于ANSYS數(shù)值模擬高頻焊接工藝優(yōu)化及試驗(yàn)研究

張 馳， 梁 峰， 王文彪， 張 蕊，單慧云

(1.重慶理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院， 重慶 400054；2.汽車零部件先進(jìn)制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(重慶理工大學(xué)), 重慶 400054)

結(jié)構(gòu)用鋼管大多是通過高頻感應(yīng)焊接生產(chǎn)，而高頻感應(yīng)焊接是多因素相互耦合的一個復(fù)雜過程[1]。這種焊接方法雖然能有效地提高生產(chǎn)效率，但是在焊管質(zhì)量方面還存在著一定缺陷，嚴(yán)重時會存在很大的安全隱患。如今大部分企業(yè)設(shè)計高頻感應(yīng)焊接工藝時，主要還是靠工人的實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)和在生產(chǎn)過程中的不斷嘗試，費(fèi)時費(fèi)力，焊管質(zhì)量不能得到優(yōu)先保證，造成時間和經(jīng)濟(jì)利益上的損失。因此，如何在實(shí)際生產(chǎn)中提高高頻感應(yīng)焊管質(zhì)量是現(xiàn)如今亟待解決的問題。相較于傳統(tǒng)的依靠反復(fù)調(diào)試和生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)的設(shè)計生產(chǎn)工藝，通過運(yùn)用有限元分析技術(shù)對高頻感應(yīng)焊接過程進(jìn)行分析來選取較好的焊接工藝參數(shù)，可以實(shí)現(xiàn)對高頻感應(yīng)焊管的可制造性和產(chǎn)品質(zhì)量的預(yù)測，進(jìn)而達(dá)到節(jié)約生產(chǎn)成本、縮短工藝開發(fā)時間的目的[2]。圖1、2為高頻感應(yīng)焊接中常見缺陷。

圖1 焊管發(fā)生冷焊

本文以某企業(yè)生產(chǎn)的Q195高頻感應(yīng)焊接鋼管為研究對象，通過ANSYS有限元軟件建立高頻感應(yīng)焊接熱源模型和焊接實(shí)體模型，設(shè)計正交試驗(yàn)，并結(jié)合有限元數(shù)值模擬對焊接工藝參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析[3]，確定最佳的工藝參數(shù)組合，并對其進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，分析得到了高頻感應(yīng)焊接溫度場和應(yīng)力場的分布規(guī)律。這對實(shí)際的高頻感應(yīng)焊接生產(chǎn)有著重要的理論及現(xiàn)實(shí)指導(dǎo)意義[4-5]。

1 有限元模型的建立

1.1 高頻感應(yīng)焊接過程數(shù)學(xué)模型的建立

1) 高頻焊管溫度場控制方程

高頻感應(yīng)焊接溫度場的求解是非線性瞬態(tài)熱分析過程，焊管材料的熱物理性能參數(shù)隨著溫度的變化而變化，因此溫度場控制方程為[6]：

(1)

2) 高頻焊管熱邊界條件

① 對流換熱

高頻感應(yīng)焊管與空氣之間的熱對流方程為

qn=h(TS-TB)

(2)

式中：qn為邊界熱流密度(W/m2)；h為對流換熱系數(shù)；TS為焊管表面的溫度(℃)；TB為周圍空氣的溫度(℃)。

② 輻射

焊管表面輻射的公式為

(3)

式中：q為邊界熱流密度(W/m)；σ0為熱輻射系數(shù)(W·K/m2)；ε為熱輻射率(黑度)。

③ 相變潛熱

焊接過程中焊縫金屬融化凝固的相變過程伴隨著吸熱和放熱的現(xiàn)象，考慮到相變的影響因素，本文采用熱焓法[7]，可以利用材料的密度、比熱以及溫度函數(shù)來表述其焓值的變化ΔH：

(4)

3) 高頻感應(yīng)焊管應(yīng)力場控制方程

應(yīng)力平衡方程[8]為

σij=0

(5)

式中σij為應(yīng)力分量，包括熱應(yīng)力項(xiàng)。

熱應(yīng)變方程可以寫為

(6)

應(yīng)力-應(yīng)變之間的本構(gòu)模型為

(7)

1.2 高頻感應(yīng)焊接有限元模型的建立

1.2.1 材料屬性及數(shù)值模擬參數(shù)

本文選取Q195鋼為研究對象。為保證其高頻感應(yīng)焊接的良好性，通過查手冊得到Q195鋼在不同溫度下的熱物理性能參數(shù)，并采用線性插值法得到未知的高溫度范圍內(nèi)物理性能參數(shù)，結(jié)合實(shí)際生產(chǎn)中的質(zhì)量問題及理論分析，重新對高頻感應(yīng)焊接工藝進(jìn)行設(shè)計，其數(shù)值模擬參數(shù)如表1。

表1 高頻感應(yīng)焊接數(shù)值模擬參數(shù)

1.2.2 高頻焊管及焊接熱源模型的建立

本文采用研究模型外徑為76.2 mm、內(nèi)徑為74.2 mm、長度為40 mm的高頻焊管。由于其具有對稱性，故選取一半模型(如圖3)進(jìn)行分析。選用熱分析實(shí)體單元SOLID70進(jìn)行熱分析計算，計算時將熱源載荷加載在實(shí)體表面單元上，熱源載荷以熱流密度的形式加載在焊管表面上。由于焊管焊縫的熱影響區(qū)寬度為管厚的1/4～1/3[9]，約為0.3 mm，不必要進(jìn)行細(xì)化網(wǎng)格，因而本文取模型劃分網(wǎng)格大小為0.3 mm，網(wǎng)格的劃分如圖4所示，劃分后得到86 149個節(jié)點(diǎn)和15 360個單元。

圖3 半個有限元焊管模型

整個焊接熱源模型包括帶有開口角的管坯、感應(yīng)線圈、阻抗器和空氣。為簡化計算，可選取模型的一半，如圖5所示?？諝庥蛲庥^上只是一個圓柱體形狀，這里沒有顯示。對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖6所示。

圖5 半個焊接熱源有限元實(shí)體模型

2 正交試驗(yàn)

2.1 正交試驗(yàn)設(shè)計

本文針對影響焊管質(zhì)量的4個主要參數(shù)：管坯開口角大小(A)、焊接頻率(B)、激勵電流(C)和焊接速度(D)。采用4因素3水平L9(34)正交試驗(yàn)法進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計[10]，則高頻感應(yīng)焊接正交實(shí)驗(yàn)的表頭設(shè)計如表2所示。

正交試驗(yàn)總試驗(yàn)組數(shù)為9組，方案如表3所示。

表2 正交試驗(yàn)因素水平

表3 正交試驗(yàn)方案

2.2 正交試驗(yàn)及結(jié)果分析

本文在最大熱源溫度均滿足焊接要求下，以焊管最大殘余應(yīng)力為誤差判定指標(biāo)進(jìn)行分析，表4為正交試驗(yàn)結(jié)果及分析。表4中，kmi為各因素3個水平所對應(yīng)的試驗(yàn)指標(biāo)之和的平均值；R為極差，是反映數(shù)據(jù)波動大小的重要指標(biāo)，且R=kmax-kmin。

表4 正交試驗(yàn)結(jié)果及分析

通過對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行極差分析來確定試驗(yàn)因素的最優(yōu)組合及各焊接參數(shù)對試驗(yàn)指標(biāo)影響的主次因素。由表4可知，極差分別為：RA=86.295；RB=61.382；RC=79.878；RD=31.229，則可知試驗(yàn)中4因素3水平的正交試驗(yàn)對高頻焊接管材質(zhì)量的主次因素。根據(jù)極差分析結(jié)果，極差值越大，表明該因素對試驗(yàn)結(jié)果的影響范圍越大，由此可知各工藝參數(shù)中的主次因素為：開口角度>激勵電流>焊接頻率>焊接速度。

根據(jù)表4正交試驗(yàn)極差分析結(jié)果數(shù)據(jù)可知：A因素開口角度的3號水平(7°)的數(shù)值較小，B因素焊接頻率的1號水平(325 kHz)的數(shù)值較小，C因素激勵電流的1號水平(1 400 A)的數(shù)值較小，D因素焊接速度的1號水平(70m /min)的值較小。因此根據(jù)正交試驗(yàn)結(jié)果判定方法可知：Q195鋼高頻感應(yīng)焊接的最佳工藝參數(shù)組合為：A3B1C1D1。即為開口角大小為7°，焊接頻率為325 kHz，激勵電流為1 400 A，焊接速度為70 m/min。

根據(jù)表4波動平方和自由度等整理計算得到表5。因素D選用的焊接速度在整個焊管生產(chǎn)中不僅影響高頻感應(yīng)焊接過程，對前期的管坯冷管成型影響很大，因此焊接速度的選取實(shí)際生產(chǎn)為參考，因此將因素D作為誤差對比，得到F值，將顯著性計算記錄表5，對各影響因素顯著性進(jìn)行分析，找到高頻感應(yīng)焊接過程中對焊管殘余應(yīng)力影響最為顯著的因素。

表5 方差分析

由表5可以看出：開口角度、焊接頻率和激勵電流對焊接影響顯著，為主要因素。為驗(yàn)證根據(jù)正交試驗(yàn)分析得到的最佳工藝參數(shù)組合的可靠性，需要對該工藝參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬分析和試驗(yàn)驗(yàn)證。

3 溫度場及應(yīng)力場模擬分析

根據(jù)正交試驗(yàn)分析所得到的最佳工藝參數(shù)組合：管坯開口角7°、焊接頻率325 kHz、激勵電流1 400 A和焊接速度70 m/min，利用APDL語言選取焊接熱源，對高頻感應(yīng)焊接應(yīng)力場和溫度場進(jìn)行求解[11]，經(jīng)ANSYS軟件模擬得到冷卻時間12 s內(nèi)的高頻感應(yīng)焊管的瞬態(tài)溫度場和應(yīng)力場。

圖7分別是冷卻3.5、8.5、12 s時的焊管整體和焊縫處溫度場的分布情況。從圖7中可以看出：在焊接完成后冷卻過程中，高頻焊管的溫度以階梯狀態(tài)分布，開始時焊縫處的溫度最高，離焊縫越遠(yuǎn)其溫度則越低；由于熱輻射和熱傳導(dǎo)的作用，焊縫溫度先發(fā)生變化，隨著冷卻時間推移逐步向遠(yuǎn)離焊縫且溫度低的管體均勻擴(kuò)散，直至整個焊管溫度趨于一致。

圖7 焊管不同冷卻時刻的溫度場

焊管在冷卻時，熱應(yīng)力會逐漸釋放，最后無法釋放的則會在焊管內(nèi)形成殘余應(yīng)力和變形，如果這種殘余應(yīng)力和變形較大，則會對后續(xù)的加工和生產(chǎn)造成一定的影響，因此有必要對其應(yīng)力場進(jìn)行分析。圖8為焊管3種不同冷卻時刻的等效應(yīng)力場。

圖8 焊管不同冷卻時刻的等效應(yīng)力場

從圖8可以看出：隨著冷卻時間的推移，焊管內(nèi)的應(yīng)力沒有全部集中在焊縫區(qū)域，而是以焊縫為中心與溫度變化類似向管體其他部位釋放[12]。從冷卻12 s時的焊管等效應(yīng)力圖可以看出：其最大殘余應(yīng)力值僅為0.328 MPa，與材料本身的屈服強(qiáng)度195 MPa相比，殘余應(yīng)力很小，基本可以推測上述優(yōu)化后的工藝參數(shù)具有可靠性。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 形貌組織分析

根據(jù)優(yōu)化后的試驗(yàn)參數(shù)(即開口角7°，焊接頻率325 kHz，激勵電流1 400 A和焊接速度7 0m/min)來指導(dǎo)某企業(yè)的一種鍍鋅Q195高頻感應(yīng)焊接鋼管(直徑76.2 mm、厚度1 mm，化學(xué)成分見表6)的實(shí)際生產(chǎn)，并對該工藝條件下的Q195高頻感應(yīng)焊接鋼管切割取樣。圖9為實(shí)驗(yàn)生產(chǎn)所得到的Q195高頻感應(yīng)焊接鋼管，圖中紅圈部分為試樣取樣部位示意。

表6 Q195鋼主要化學(xué)元素含量

焊管廠對最終高頻感應(yīng)焊管產(chǎn)品的技術(shù)要求如下：

1) 焊管在高頻感應(yīng)焊接過程中不允許出現(xiàn)過燒、冷焊等缺陷；

2) 焊縫中不允許存在裂紋、氣孔以及夾雜等缺陷。

對優(yōu)化的Q195高頻感應(yīng)焊接鋼管取樣并作腐蝕處理，然后置于光學(xué)顯微鏡下觀察焊管焊縫及其熱影響區(qū)的微觀組織及晶粒分布。

從圖9中可以看出：焊管表面未出現(xiàn)冷焊、過燒等缺陷，表面質(zhì)量較好。圖10為50倍的焊縫截面掃描電鏡圖，從圖中可以看出：整個截面并未出現(xiàn)氣孔、裂紋等缺陷，且在焊縫位置處也沒有出現(xiàn)未填滿、咬邊等焊接缺陷。

圖9 實(shí)驗(yàn)生產(chǎn)所得焊管

圖11(b)是200倍光學(xué)顯微鏡下焊管焊縫部位的金相組織，可見其晶粒較為細(xì)小，分布均勻。從中可以看出：焊縫的內(nèi)部結(jié)構(gòu)為鐵素體+珠光體+少量馬氏體，焊縫區(qū)域的晶粒組織較母材發(fā)生了轉(zhuǎn)變。

圖11(c)為焊管熱影響區(qū)的金相組織，可見其金相組織為鐵素體和珠光體，并且晶粒較母材區(qū)稍微變大。這是因?yàn)闊嵊绊憛^(qū)靠近焊縫，其溫度升高導(dǎo)致晶粒長大，在冷卻后形成較大的鐵素體及周圍均勻分布珠光體。

圖11 焊縫及周邊區(qū)域金相組織圖(×200)

4.2 拉伸性能分析

將Q195高頻感應(yīng)焊接鋼管按照API Spec 5L規(guī)范加工成符合標(biāo)準(zhǔn)的拉伸試樣，如圖12所示。然后將加工后的拉伸試樣在萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)，并記錄拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

圖12 母材和焊縫拉伸試樣示意圖

對不同樣件進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)研究，得到的結(jié)果如表7所示，圖13(a)、(b)分別是母材和焊縫樣件拉裂圖。

表7 不同樣件拉裂位置對照

圖13 母材和焊縫樣件拉裂圖

結(jié)合表7與圖13(a)和(b)可以看出：對母材樣件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，其斷裂位置均在母材樣件中心位置，且每個母材樣件的拉伸強(qiáng)度相差不大，均在Q195鋼的抗拉強(qiáng)度范圍內(nèi)，符合生產(chǎn)要求；對焊縫樣件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)時，其拉伸斷裂部位均在遠(yuǎn)離焊縫大約5 mm的母材部位，而非靠近焊縫的熱影響區(qū)，其平均抗拉強(qiáng)度與母材樣件相差不大，由此可說明焊縫的抗拉強(qiáng)度不比母材差。

通過以上對優(yōu)化后焊管的表面形貌及其微觀組織的觀察以及拉伸性能的分析，發(fā)現(xiàn)焊管整體質(zhì)量有較大改善，焊管焊縫處質(zhì)量得到提高。將優(yōu)化工藝參數(shù)用于指導(dǎo)工廠批量生產(chǎn)后客戶的實(shí)際應(yīng)用后反饋較好，焊管質(zhì)量穩(wěn)定，減少了因傳統(tǒng)工藝設(shè)計操作帶來的高成本和原材料浪費(fèi)等問題，有效提高了企業(yè)的經(jīng)濟(jì)效益。這說明了通過數(shù)值模擬優(yōu)化焊接工藝參數(shù)來實(shí)現(xiàn)對高頻感應(yīng)焊管的可制造性和產(chǎn)品質(zhì)量的預(yù)測是可行的、可靠的。

5 結(jié)論

1) 通過正交試驗(yàn)對Q195鋼高頻感應(yīng)焊接最佳工藝參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計，以焊管最大殘余應(yīng)力為誤差判定指標(biāo)進(jìn)行分析，得出各工藝參數(shù)中的主次因素為：開口角度>激勵電流>焊接頻率>焊接速度。并根據(jù)正交試驗(yàn)結(jié)果判定方法得到Q195鋼高頻感應(yīng)焊接的最佳工藝參數(shù)組合：A3B1C1D1,即開口角大小為7°、焊接頻率為325 kHz、激勵電流為1 400A、焊接速度為70 m/min。

2) 對正交試驗(yàn)得到的最優(yōu)工藝方案進(jìn)行有限元分析得到高頻感應(yīng)焊接焊管溫度場和應(yīng)力場的變化規(guī)律：在焊接完成后冷卻過程中，高頻焊管的溫度呈階梯狀態(tài)分布，隨著冷卻時間推移逐步向遠(yuǎn)離焊縫且溫度低的管體均勻擴(kuò)散，直至整個焊管溫度趨于一致。焊管內(nèi)的應(yīng)力沒有全部集中在焊縫區(qū)域，而是以焊縫為中心與溫度變化類似向管體其他部位釋放,焊管溫度分布均勻且焊縫區(qū)域殘余應(yīng)力集中較小。

3) 對優(yōu)化條件下生產(chǎn)的Q195高頻感應(yīng)焊接鋼管取樣并通過顯微觀察發(fā)現(xiàn)：焊管整個截面并未出現(xiàn)氣孔、裂紋等缺陷，且在焊縫位置處也未出現(xiàn)未填滿、咬邊等焊接缺陷，焊縫部位晶粒較為細(xì)小，分布均勻。對焊管作拉伸性能分析，發(fā)現(xiàn)焊管的抗拉強(qiáng)度也符合要求。這說明焊管的焊接質(zhì)量較好，驗(yàn)證了高頻感應(yīng)焊接成形數(shù)值模擬參數(shù)優(yōu)化的準(zhǔn)確性，這一研究對實(shí)際的高頻感應(yīng)焊接生產(chǎn)具有重要的理論及現(xiàn)實(shí)指導(dǎo)意義。

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