鋁合金船體漲拉火焰矯形工藝應(yīng)力應(yīng)變分析

袁銀輝， 路浩， 胡波， 閆德俊， 邢立偉， 王龍權(quán)

(1.西安石油大學(xué),西安 710065; 2.中船黃埔文沖船舶有限公司，廣東省艦船先進(jìn)焊接技術(shù)企業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,廣州 510715；3.哈爾濱焊接研究院有限公司，哈爾濱 150028)

0 前言

輕量化、高速化是兩棲艦船發(fā)展的重要方向，目前采用輕質(zhì)鋁合金材料作為船舶主結(jié)構(gòu)已成為發(fā)展趨勢(shì)，因此鋁合金框架蒙皮單元結(jié)構(gòu)在甲板面、艙室底板、頂板，船側(cè)等部位得到大量應(yīng)用[1-4]。該類單元結(jié)構(gòu)具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、形式統(tǒng)一、焊縫類型固定、焊接工藝規(guī)程數(shù)量少，便于熟練焊工培訓(xùn)、可大批量建造等特點(diǎn)。但此類結(jié)構(gòu)具有焊縫集中、框架拘束度大、蒙皮板材剛性小等缺點(diǎn)，焊后會(huì)不可避免地產(chǎn)生大量局部凸起變形[5-7]，造成蒙皮結(jié)構(gòu)尺寸精度下降，不滿足結(jié)構(gòu)型線精度要求，影響產(chǎn)品外觀和后續(xù)裝配。此外，對(duì)于船體上層結(jié)構(gòu)的孔洞狀快速戰(zhàn)場(chǎng)搶修，采用模塊化的蒙皮框架單元進(jìn)行替換或補(bǔ)洞修復(fù)，也需要對(duì)焊接變形進(jìn)行快速矯形。

傳統(tǒng)火焰矯形工藝在形變處進(jìn)行火焰加熱并配合錘擊的矯形方式，勞動(dòng)強(qiáng)度大，對(duì)凸起變形的消除效果差。同時(shí)由于鋁合金承受高溫時(shí)顏色變化不明顯，采用常規(guī)矯形工藝時(shí)加熱溫度與高溫停留時(shí)間難以控制，從而導(dǎo)致加熱焰道隨意、變形一次矯形消除量小，需反復(fù)多次矯形，延長(zhǎng)交船周期，降低了母材性能。因此，開(kāi)發(fā)一種適用于鋁合金蒙皮框架局部凸起變形的高效矯形方法具有重要意義。

該研究針對(duì)鋁合金框架蒙皮結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，提出一種基于預(yù)形變的火焰矯形方法—漲拉火焰矯形技術(shù)，即在焊接變形調(diào)修前使用漲拉工裝反向施加拉伸強(qiáng)制變形，同時(shí)進(jìn)行火焰調(diào)修作業(yè)，受熱部位后方未施加水冷冷卻工藝，選擇空冷至室溫相比常規(guī)矯形工藝。其關(guān)鍵技術(shù)與區(qū)別在于，下火矯形前蒙皮薄板已產(chǎn)生適量反向彈性變形，并且在矯形過(guò)程中漲拉工裝一直保持加載狀態(tài)，待矯形完畢，工件冷至室溫再去除工裝。經(jīng)批量試驗(yàn)驗(yàn)證，漲拉矯形工藝的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)際矯形吻合良好，取得了完美的矯形效果。采用漲拉火焰矯形后，船體凸起變形矯形效率提升了2.5倍。為造船工業(yè)提供了一種有效控制大面積波浪焊接變形的新方法。

1 船體變形及蒙皮單元

鋁合金框架蒙皮單元結(jié)構(gòu)是兩棲輕質(zhì)艦船蒙皮結(jié)構(gòu)大量采用的子單元結(jié)構(gòu)，材料為軋制態(tài)的1561鋁合金，為不可熱處理強(qiáng)化鋁合金。

某兩棲輕質(zhì)艦船采用4 mm的鋁合金框架蒙皮單元結(jié)構(gòu)，焊接變形表現(xiàn)為蒙皮薄板表面的凸起變形，且中心區(qū)域產(chǎn)生的變形量最大，焊后最大撓曲變形量約9 mm，如圖1a所示。該單元結(jié)構(gòu)由鋁合金蒙皮薄板、加強(qiáng)筋板條兩部分組焊而成，焊縫為內(nèi)外8條同樣角焊縫，焊腳尺寸為3.0 mm，焊縫長(zhǎng)400 mm；蒙皮薄板尺寸為450 mm×450 mm×4 mm，加強(qiáng)筋尺寸為400 mm×25 mm×8 mm，如圖1b所示。

圖1 船舶甲板蒙皮結(jié)構(gòu)

2 漲拉矯形工藝模擬

2.1 矯形有限元計(jì)算關(guān)鍵

2.1.1 焊接變形計(jì)算

建立船舶標(biāo)準(zhǔn)框架蒙皮結(jié)構(gòu)有限元模型，采用八節(jié)點(diǎn)六面體類型單元，單元數(shù)量16 896個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)量31 674個(gè)，如圖2所示。

圖2 標(biāo)準(zhǔn)框架蒙皮結(jié)構(gòu)有限元模型

首先對(duì)蒙皮框架單元的焊接變形進(jìn)行計(jì)算。焊接熱源采用雙橢球熱源模型，具體參數(shù)見(jiàn)表1。框架蒙皮單元的焊縫順序、焊接約束等按照實(shí)際焊接工藝進(jìn)行施加。模擬計(jì)算得到的蒙皮中心最大焊后凸起變形量為7.5 mm，統(tǒng)計(jì)實(shí)際生產(chǎn)中大量單元框架焊接變形，其蒙皮中心的最大凸起撓曲變形峰值范圍為：7.0～9.0 mm。計(jì)算變形和實(shí)際變形誤差不大，證明建立的計(jì)算模型準(zhǔn)確度高，框架蒙皮結(jié)構(gòu)的焊后變形模擬結(jié)果準(zhǔn)確。然后在此計(jì)算模型上疊加矯形工藝，對(duì)常規(guī)矯形工藝、漲拉矯形工藝分別進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，分析塑性應(yīng)變?cè)茍D、殘余應(yīng)力分布的差異。

表1 雙橢球熱源模型具體參數(shù)值

2.1.2 矯形熱源

由于鋁合金材料性能對(duì)溫度變化敏感，所以矯形溫度的控制非常重要。根據(jù)材料技術(shù)規(guī)范EN AW-3103/5754規(guī)定，對(duì)于不可熱處理強(qiáng)化鋁合金，火焰矯形溫度應(yīng)在300～450 ℃之間[8-10]。

由于火焰矯形過(guò)程中熱源的瞬態(tài)性和復(fù)雜性，模擬時(shí)將溫度場(chǎng)視為非線性瞬態(tài)傳熱問(wèn)題，建立準(zhǔn)確的物理模型。Eagar和Tsail提出的高斯分布面熱源，可以很好地描述熱流密度在待矯正件表面上的分布，對(duì)薄板有很強(qiáng)的適用性[11]：

(1)

式中：R為面熱源有效加熱半徑；r為熱源作用區(qū)某點(diǎn)距離加熱中心的距離；Q為熱源瞬時(shí)傳給工件的熱能。

文中矯形工藝的火焰加熱以高斯熱源模型進(jìn)行計(jì)算，面熱源的加熱半徑取R=20 mm，火焰矯形的加熱溫度控制在330 ℃左右。

2.1.3 加熱路徑

以蒙皮外表面的幾何中心為圓心，采用圓圈形加熱路徑(焰道)，加熱時(shí)火焰槍熱源作用于蒙皮薄板外表面。焰道Q1(內(nèi)圈)設(shè)置加熱帶半徑分別為80 mm，焰道Q2(外圈)的加熱帶半徑為160 mm，熱源沿加熱路徑以3.2 mm/s的速度逆時(shí)針勻速移動(dòng)，熱矯形參數(shù)、矯形加熱路徑均通過(guò)編寫(xiě)子程序?qū)崿F(xiàn)，如圖3所示。

圖3 矯形加熱焰道

2.1.4 預(yù)漲拉加載

文中提出的“漲拉矯形工藝”是在框架蒙皮結(jié)構(gòu)內(nèi)表面中心點(diǎn)施加預(yù)漲拉力，預(yù)置變形方向與蒙皮凸起變形方向相反，使帶有焊后變形的蒙皮薄板在火焰矯形時(shí)沿Z方向產(chǎn)生一定彈性形變。

2.2 矯形工藝模擬

針對(duì)框架蒙皮單元結(jié)構(gòu)，在焊后變形模擬結(jié)果的基礎(chǔ)上施加移動(dòng)熱源，計(jì)算“常規(guī)矯形”、“漲拉火焰”兩類矯形工藝，兩類工藝包含7種不同的矯形控制工藝，相關(guān)工藝細(xì)節(jié)見(jiàn)表2。

表2 火焰矯形工藝模擬

2.2.1 常規(guī)矯形工藝模擬

對(duì)常規(guī)矯形工藝進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，在計(jì)算模型中實(shí)現(xiàn)焊接、漲拉、矯形等不同工藝過(guò)程中應(yīng)力、變形的傳遞模擬?！俺Ｒ?guī)火焰矯形”計(jì)算過(guò)程：焊接變形、冷卻至室溫、火焰矯形(雙圈加熱間隔冷至室溫)。常規(guī)矯形工藝模擬焰道加熱設(shè)計(jì)采用以下3種工藝路線：①單獨(dú)內(nèi)圈Q1加熱；②單獨(dú)外圈Q2加熱；③由內(nèi)向外Q1-Q2順序加熱。

2.2.2 漲拉矯形工藝模擬

對(duì)漲拉矯形工藝進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，在計(jì)算模型中實(shí)現(xiàn)焊接、漲拉、矯形等不同工藝過(guò)程中應(yīng)力、變形的傳遞模擬?！皾q拉火焰矯形”計(jì)算過(guò)程：焊接變形、冷卻至室溫、預(yù)漲拉變形、火焰矯形。其中預(yù)漲拉變形模擬采用大位移收斂準(zhǔn)則。漲拉變形技術(shù)模擬焰道加熱設(shè)計(jì)采用以下3組工藝路線：①施加5.0 mm預(yù)彈性形變，圓圈形Q1-Q2加熱路徑；②施加6.0 mm預(yù)彈性形變量。配合圓圈形Q1-Q2加熱路徑；③施加7.5 mm預(yù)彈性形變量，配合圓圈形Q1-Q2加熱路徑。

2.2.3 矯形模擬結(jié)果

不同矯形工藝變形控制計(jì)算效果見(jiàn)表2。計(jì)算發(fā)現(xiàn)，對(duì)于預(yù)漲拉熱矯形工藝，其矯形效果明顯優(yōu)于常規(guī)熱矯形，經(jīng)計(jì)算可得，N5工藝是常規(guī)單圈熱矯形工藝N1，N2平均效果的4倍，是N3工藝的2.5倍，可顯著提高矯形效率。

值得注意的是，預(yù)先施加的彈性形變量不能超過(guò)最大凸起變形量，否則會(huì)產(chǎn)生反方向拉伸作用，減弱火焰矯形效果，如N6。

2.3 漲拉矯形工藝驗(yàn)證

現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行準(zhǔn)框架蒙皮單元結(jié)構(gòu)的漲拉火焰矯形工藝驗(yàn)證，其中人工預(yù)置變形方向與框架單元蒙皮焊后凸起變形方向相反，沿Z方向施加。漲拉工裝的施加方式如圖4a所示，現(xiàn)場(chǎng)采用固定在大型工裝上的彈性拉環(huán)施加，具有施加方式簡(jiǎn)單高效的特點(diǎn)。采用計(jì)算得到的N5矯形工藝進(jìn)行批量試驗(yàn)驗(yàn)證，矯形效果如圖4b所示，經(jīng)統(tǒng)計(jì)，新型漲拉矯形工藝在輕質(zhì)船舶蒙皮結(jié)構(gòu)焊后變形消除率在80%～90%之間，與常規(guī)火焰矯形消除率比較，效率提高2.5倍，其矯形后的殘余變形符合企業(yè)質(zhì)量驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)。

圖4 漲拉變形技術(shù)驗(yàn)證

3 矯形工藝應(yīng)力應(yīng)變分析

3.1 矯形工藝應(yīng)力場(chǎng)演變分析

提取計(jì)算模型的焊接后(矯形前)、常規(guī)矯形、漲拉矯形不同工藝環(huán)節(jié)后的殘余應(yīng)力云圖，如圖5所示。可以看到火焰矯形改變了整體殘余應(yīng)力場(chǎng)的分布狀態(tài)，表現(xiàn)為：①焊后在蒙皮框架焊縫上分布拉應(yīng)力，框架中心分布一定的壓應(yīng)力，如圖5a所示；②火焰矯形改變了殘余應(yīng)力分布，焰道產(chǎn)生縱向拉應(yīng)力，框架單元內(nèi)單純的壓應(yīng)力分布區(qū)域變?yōu)槔瓑航惶娴姆植继卣鳎虎鄢Ｒ?guī)矯形降低原有焊縫縱向拉應(yīng)力水平，降低框架中心原有撓曲變形壓應(yīng)力水平；漲拉條件下的火焰矯形，其壓應(yīng)力降低作用更高，可以獲得更好的矯形效果。如圖5b和圖5c所示。

圖5 殘余應(yīng)力云圖對(duì)比

沿圖3所示的路徑1、路徑2提取殘余應(yīng)力分布曲線，分別如圖6和圖7所示。路徑1、路徑2的殘余應(yīng)力特征：①路徑1的11方向?yàn)榭v向殘余應(yīng)力，矯形降低原有焊縫的縱向殘余拉應(yīng)力；焰道產(chǎn)生拉應(yīng)力，漲拉條件下，焰道上產(chǎn)生拉應(yīng)力更高；②路徑1的22方向?yàn)闄M向殘余應(yīng)力，矯形在框架單元中心產(chǎn)生壓應(yīng)力，分布區(qū)域變?yōu)槔瓑航惶娴姆植继卣?。漲拉條件下的火焰矯形，框架單元中心壓應(yīng)力降低作用更高。

圖6 路徑1矯形殘余應(yīng)力分布曲線

圖7 路徑2矯形殘余應(yīng)力分布曲線

3.2 矯形工藝塑性場(chǎng)演變分析

提取計(jì)算模型的焊接后(矯形前)、常規(guī)矯形、漲拉矯形不同工藝環(huán)節(jié)后的塑性應(yīng)變?cè)茍D，如圖8～圖11所示。為提高分析效率，選取圖2中路徑1與路徑2的一半長(zhǎng)度進(jìn)行應(yīng)變場(chǎng)數(shù)據(jù)分析，如圖8a所示?？梢钥吹交鹧娉C形改變了整體殘余塑性應(yīng)變場(chǎng)的分布狀態(tài)，表現(xiàn)為：①框架單元焊后(矯形前)在焊縫存在長(zhǎng)條狀分布的壓縮塑性應(yīng)變，如圖8a、圖8b所示。②Q1，Q2加熱區(qū)域均形成較大的殘余壓縮塑性應(yīng)變；③常規(guī)火焰矯形后產(chǎn)生了“同心圓”環(huán)形拉伸塑性應(yīng)變區(qū)域，分布在加熱焰道Q1，Q2之外；④漲拉火焰矯形后，“同心圓”環(huán)形拉伸塑性應(yīng)變區(qū)被打亂，變?yōu)椴贿B續(xù)分布，同時(shí)同一方向的焊縫壓縮塑性應(yīng)變消失。如圖9～圖10所示。路徑1的塑性應(yīng)變特征：①Y方向的壓縮塑性應(yīng)變絕對(duì)值大于X方向的，如圖11所示；②內(nèi)圈Y方向塑性應(yīng)變絕對(duì)值：N3

圖8 焊后塑性應(yīng)變分布

圖9 常規(guī)矯形塑性應(yīng)變分布

圖10 漲拉矯形塑性應(yīng)變分布

圖11 路徑1-Y方向塑性應(yīng)變分布

基于預(yù)彈性形變的火焰矯形技術(shù)通過(guò)對(duì)凸起變形位置施加反向力進(jìn)行反向預(yù)形變，預(yù)形變產(chǎn)生的壓應(yīng)力對(duì)加熱圈產(chǎn)生一定的壓縮作用促使加熱區(qū)域產(chǎn)生的殘余壓縮塑性應(yīng)變?cè)龃?，達(dá)到對(duì)凸起變形的有效矯正效果?；陬A(yù)彈性形變的火焰矯形技術(shù)可減小熱矯正次數(shù)，提高生產(chǎn)效率，且在工程實(shí)際生產(chǎn)中易于實(shí)現(xiàn)，工程意義較大。

分析認(rèn)為，升溫后，材料的屈服強(qiáng)度、模量下降，降低了其產(chǎn)生塑性應(yīng)變的臨界條件。在外力漲拉以后，內(nèi)焰道Q1的塑性應(yīng)變大于外焰道Q2產(chǎn)生的塑性應(yīng)變，塑性應(yīng)變區(qū)域擴(kuò)大，極值擴(kuò)大；漲拉條件下可有效增加壓縮塑性應(yīng)變區(qū)，這是漲拉矯形工藝可有效改善矯形效果的核心所在。

4 結(jié)論

(1)提出的漲拉火焰矯形技術(shù)，其效果明顯優(yōu)于常規(guī)熱矯形工藝，是常規(guī)雙圈熱矯形效果的2.5倍，顯著提高了矯形效率，避免了變形的反復(fù)調(diào)控。

(2)常規(guī)矯形降低原有焊縫縱向拉應(yīng)力水平，降低框架中心原有撓曲變形壓應(yīng)力水平；漲拉條件下的火焰矯形，其壓應(yīng)力降低作用更高，可以獲得更好的矯形效果。

(3)在漲拉矯形技術(shù)時(shí)，預(yù)形變施加力對(duì)受熱區(qū)域具有一定的壓縮作用，漲拉條件下可有效增加壓縮塑性應(yīng)絕對(duì)值，擴(kuò)大塑性應(yīng)變分布區(qū)域，焰道內(nèi)產(chǎn)生壓縮塑性應(yīng)變，改變塑性應(yīng)力場(chǎng)分布為壓拉交替分布。這是漲拉矯形工藝可有效改善矯形效果的核心所在。