T形接頭多熱源焊接變形有限元分析

劉鑫，劉錢，劉寶輝，羅雄，陳慶城

廣船國(guó)際有限公司 廣東廣州 511462

1 序言

目前，船體結(jié)構(gòu)縱骨是一種長(zhǎng)T形接頭結(jié)構(gòu)，為減少焊接時(shí)間，提高施工進(jìn)度，在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中往往采用多臺(tái)焊機(jī)同時(shí)焊接。但焊接過(guò)程中存在劇烈的局部溫度變化，產(chǎn)生瞬態(tài)熱變形，焊接結(jié)束冷卻至室溫后會(huì)導(dǎo)致工件產(chǎn)生塑性殘余變形，在一定程度上會(huì)對(duì)工件尤其是薄板構(gòu)件的安全性造成影響[1]。同時(shí)降低了結(jié)構(gòu)精度，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)在后道工序無(wú)法裝配，使生產(chǎn)成本提高。因此，需要科學(xué)地改變薄板構(gòu)件焊接順序，從而降低焊接變形對(duì)工件造成的影響[2]。

多焊機(jī)同時(shí)焊接，焊接方向是影響焊接變形的重要因素之一，合理控制焊接方向可以有效地控制焊接變形的大小[2]。由于實(shí)際工程中焊縫布置較為復(fù)雜，通過(guò)試驗(yàn)的方法來(lái)測(cè)量焊接變形是比較困難的，但隨著有限元數(shù)值模擬在工業(yè)應(yīng)用中逐漸成熟，可以采用有限元數(shù)值模擬方法來(lái)計(jì)算不同的焊接方向?qū)附幼冃蔚挠绊慬3]。許多學(xué)者對(duì)T形接頭焊接過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，并取得了良好的效果[4-6]，但針對(duì)高強(qiáng)鋼薄板多熱源深熔焊的研究較少。本文采用ABAQUS軟件對(duì)T形接頭采用多焊機(jī)在一條焊縫上同時(shí)焊接，且其相鄰兩臺(tái)焊機(jī)焊接方向不同進(jìn)行有限元分析試驗(yàn)，通過(guò)研究焊接變形的趨勢(shì)，分析焊接變形的規(guī)律，優(yōu)化T形接頭焊接變形的控制方案，數(shù)值模擬的結(jié)果可以為實(shí)際生產(chǎn)提供理論依據(jù)。

2 有限元分析準(zhǔn)備

2.1 焊接材料

試驗(yàn)材料選用船舶生產(chǎn)常用高強(qiáng)鋼A H36，其熱物理性能參數(shù)見表1[7，8]。角接焊縫底板尺寸為1080m m×300m m×6m m，腹板尺寸為1080mm×100mm×6mm，腹板與底板的裝配角度為90°，焊腳尺寸為4mm，如圖1所示。

圖1 有限元分析模型

表1 AH36鋼的熱物理性能參數(shù)

2.2 焊接參數(shù)

氣體保護(hù)焊采用雙橢球熱源模型計(jì)算精度高，因此本次試驗(yàn)均采用雙橢球熱源模型[9]。共分為3種試驗(yàn)方案，模擬多臺(tái)焊機(jī)中的相鄰2臺(tái)角焊小車的深熔焊模式，為保證焊接過(guò)程的一致性，焊接參數(shù)均保持一致，見表2。

表2 焊接參數(shù)

2.3 焊接方向

為驗(yàn)證焊接方向?qū)ψ冃蔚挠绊懀?種方案的兩臺(tái)焊接小車同時(shí)焊接，但焊接方向均不同，焊接時(shí)雙熱源均有獨(dú)立的焊縫區(qū)，無(wú)重復(fù)焊接的區(qū)域。1#為相同方向焊接，2#為相反方向焊接，3#為相對(duì)方向焊接。

2.4 網(wǎng)格劃分

在焊接過(guò)程中，焊縫及熱影響區(qū)的網(wǎng)格活動(dòng)劇烈，遠(yuǎn)離焊縫的網(wǎng)格活動(dòng)平緩[10]。為增加有限元分析速率，同時(shí)不改變分析精度，焊縫及熱影響區(qū)的網(wǎng)格劃分比較密集，其余區(qū)域采用均勻過(guò)渡式網(wǎng)格劃分法，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域的網(wǎng)格經(jīng)過(guò)兩次過(guò)渡將網(wǎng)格尺寸增加而數(shù)量降低。有限元分析最小網(wǎng)格尺寸為1m m×1m m×2m m，一次過(guò)渡網(wǎng)格尺寸為1m m×2m m×6m m，二次過(guò)渡網(wǎng)格尺寸為1m m×6m m×18m m，最大網(wǎng)格尺寸為1mm×18mm×18mm，總網(wǎng)格數(shù)量為32400個(gè)，網(wǎng)格類型為8節(jié)點(diǎn)6面體單元，如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分

2.5 邊界條件設(shè)置

在焊接有限元分析過(guò)程中，為保證數(shù)值模擬的正常運(yùn)行，選擇腹板頂部作為固定面，此固定面在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響較小，如圖3所示。定義空氣熱對(duì)流系數(shù)10，熱輻射率0.8，絕對(duì)零度－273.15℃，波爾茲曼常數(shù)5.67×10－8，固相線溫度1450℃，液相線溫度1500℃，熔化潛熱270kJ/kg，試板初始溫度20℃。

圖3 腹板頂部固定位置

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 焊接溫度場(chǎng)

焊接溫度場(chǎng)分布云圖如圖4所示，3種方案均記錄焊接時(shí)間為20s和50s的溫度場(chǎng)分布，將1500℃以上的溫度定義為熔池。試驗(yàn)方案采用相同的焊接參數(shù)，熔池最高溫度均為2400～2500℃，熱影響區(qū)的溫度均為1377～1500℃。

圖4 焊接溫度場(chǎng)分布云圖

焊縫截面熔池溫度場(chǎng)分布云圖如圖5所示，試驗(yàn)?zāi)M角焊小車的深熔焊模式，3種方案均采用相同的焊接參數(shù)，其熔池尺寸均保持一致，以1#方案為例，圖中灰色區(qū)域表示液態(tài)熔池，在焊接過(guò)程中焊縫區(qū)的能量集中，整個(gè)焊腳截面均被熔透，且熔池深度已熔至接頭根部，底板與腹板均有熔深，但板材并未熔透，溫度場(chǎng)的分布梯度較大，在遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域溫度迅速降低。焊縫熔池最高溫度2400～2500℃，在鋼的熔點(diǎn)溫度1500℃與氣化溫度2750℃之間，焊接過(guò)程穩(wěn)定進(jìn)行。

圖5 焊縫熔池截面溫度場(chǎng)分布云圖

為進(jìn)一步探究試板溫度場(chǎng)的變化情況，3種方案的焊接參數(shù)一致，以1#方案為例，選擇焊接時(shí)間在40s后的焊縫截面，在底板厚度方向選擇A1～E1共5個(gè)點(diǎn)，寬度方向選擇A2～E2共5個(gè)點(diǎn)，其中A1與A2位置相同，位于焊腳截面的中間位置，B1位于焊腳底部中間位置，B1與C1的距離為1mm，C1與D1的距離為2mm，D1與E1的距離為3mm；B2位于焊腳的邊緣位置，B2與C2的距離為3mm，C2與D2的距離為6mm，D2與E2的距離為18mm，如圖6所示。

圖6 溫度場(chǎng)測(cè)量點(diǎn)

底板溫度隨時(shí)間變化曲線如圖7所示。通過(guò)A1或A2曲線可知，約40s時(shí)焊接熱源行至測(cè)溫點(diǎn)，焊縫溫度升高，在1s內(nèi)溫度驟升至2400～2500℃，液態(tài)熔池形成；焊后熔池溫度急劇下降，在0.5s內(nèi)焊縫溫度降至1500℃左右，此時(shí)熔池凝固，溫度曲線下降趨勢(shì)減緩，在10s內(nèi)溫度下降至500℃左右，之后焊縫溫度逐漸降至室溫狀態(tài)。B1～E1測(cè)溫點(diǎn)的最高溫度分別為2150℃、1800℃、800℃、600℃，B2～E2測(cè)溫點(diǎn)的最高溫度分別為1400℃、400℃、350℃、200℃。碳素鋼材料的溫度在200℃以上時(shí)，會(huì)形成中心壓縮塑性區(qū)，由此可知，在焊接過(guò)程中，底板厚度方向6mm，以及在焊縫區(qū)以外、底板寬度方向27mm以內(nèi)的區(qū)域，均會(huì)產(chǎn)生中心壓縮塑性區(qū)，當(dāng)板材冷卻至室溫狀態(tài)時(shí)，焊接試板整體會(huì)產(chǎn)生焊后殘余應(yīng)力變形。

圖7 底板溫度隨時(shí)間變化曲線

3.2 焊接變形

（1）橫向收縮變形 焊接橫向收縮變形分布云圖如圖8所示。由圖8可知，3種方案的橫向收縮變形量均比較小，對(duì)板材變形的影響小，且最大變形量均集中在焊縫位置。1#～3#方案焊接底板的橫向收縮最大變形量分別為0.19～0.23mm、0.14～0.17mm、0.15～0.18mm，因此橫向收縮變形量可忽略不計(jì)。

圖8 橫向收縮變形分布云圖

（2）縱向收縮變形 焊接縱向收縮變形分布云圖如圖9所示。由圖9可知，3種方案的縱向收縮變形量也比較小，最大變形量同樣位于焊縫的位置，1#～3#方案焊接底板縱向收縮最大變形量分別為0.11～0.14mm、0.04～0.09mm、0.03～0.06mm，因此縱向收縮變形量可忽略不計(jì)。

圖9 縱向收縮變形分布云圖

（3）焊接角變形 焊接角變形分布云圖如圖10所示。由圖10可知，1#～3#方案焊接最大變形量分別為4.05mm、4.24mm、4.16mm，3種方案的最大變形位置均集中在底板側(cè)邊位置，且變形量較大的紅色區(qū)域分布不均勻。同時(shí)，結(jié)合3種方案雙熱源的焊接方向，均是按照從引弧至熄弧底板側(cè)邊焊接變形逐漸增大。

由圖8～圖10可知，對(duì)T形接頭焊接變形影響最大的是底板角變形，為進(jìn)一步研究雙熱源不同焊接方向的底板變形狀態(tài)，需繪制底板角變形特性曲線，其路徑選擇如圖11所示，沿著T形接頭底板邊緣長(zhǎng)度方向設(shè)定路徑1。

圖10 焊接角變形分布云圖

圖11 路徑選擇

焊接底板角變形特性曲線如圖12所示。由圖12可知，3種方案的角變形曲線不同，但三者的變形趨勢(shì)均是按照從焊接引弧位置至熄弧位置逐漸升高。

圖12 焊接底板角變形特性曲線

1#方案為雙熱源同方向焊接，前一個(gè)熱源從焊縫的端頭引弧，在焊接底板側(cè)邊焊縫端頭的引弧位置出現(xiàn)最小的變形量約3.40mm，在焊接熱源前進(jìn)過(guò)程中，焊接變形逐漸升高，在靠近焊接熄弧位置處出現(xiàn)此熱源最大的焊接變形量約3.72mm；后一個(gè)熱源從焊縫的中間位置引弧，即后一個(gè)熱源的引弧位置為前一個(gè)熱源的熄弧位置，引弧點(diǎn)的焊接變形被增加，最小變形位置向后移動(dòng)，變形量約3.51mm，之后隨著焊接的進(jìn)行在焊縫另一端頭的熄弧位置出現(xiàn)1#方案的最大變形量約4.05mm。焊縫中間位置的焊接變形量差值約0.21mm，焊接最大變形與最小變形量差值約0.65mm。

2#方案為雙熱源相反方向焊接，兩個(gè)熱源的引弧位置均在焊縫的中間，分別向兩端頭行走。在焊接的引弧位置存在兩個(gè)熔池，其焊接底板的最小變形量增大，約3.52mm，比1#方案的最小變形量大0.1mm。隨著雙熱源沿著相反方向行走，以焊縫的中間位置為中線，焊接底板呈現(xiàn)出對(duì)稱增加的趨勢(shì)，在兩端頭處出現(xiàn)最大變形量約4.25mm，焊接最大變形與最小變形量差值約0.73mm。

3#方案為雙熱源相對(duì)方向焊接，兩個(gè)熱源的引弧位置分別在焊縫的兩端頭，至焊縫中間熄弧，在兩端頭位置出現(xiàn)最小變形量約3.40mm，與1#方案的最小變形量基本相同，變形趨勢(shì)與2#方案相反。以焊縫的中間位置為中線，焊接底板呈現(xiàn)從焊縫兩端頭至焊縫中間位置對(duì)稱增加，在雙熱源熄弧位置出現(xiàn)的最大變形量約4.15mm，焊接最大變形與最小變形量差值為0.75mm。

4 結(jié)束語(yǔ)

本文開展了針對(duì)T形接頭的多焊機(jī)在一條焊縫上同時(shí)焊接，其相鄰兩臺(tái)焊機(jī)設(shè)定不同焊接方向的有限元分析試驗(yàn)。通過(guò)分析焊接變形的趨勢(shì)，總結(jié)焊接變形的規(guī)律，優(yōu)化T形接頭的焊接變形，得出了以下結(jié)論。

1）焊接時(shí)，對(duì)T形接頭焊接變形影響最大的是底板厚度方向的角變形，焊接變形遵循從焊接引弧位置至熄弧位置逐漸增加的趨勢(shì)。

2）1#方案雙熱源引弧與熄弧均不在同一位置，焊接最小變形量約3.40mm，最大焊接變形量約4.05mm，兩者的差值為0.65mm，在焊縫的中間位置，焊縫收縮變形量差值約0.21mm；2#方案雙熱源在焊縫中間位置同時(shí)引弧，最小焊接變形量約3.52mm，熄弧位置的焊接最大變形量約4.25mm，兩者差值約0.73mm；3#方案雙熱源在焊縫中間位置同時(shí)熄弧，焊接最小變形量約3.40mm，焊接最大變形量約4.15mm，兩者差值0.75mm。

3）在實(shí)際焊接過(guò)程中，多臺(tái)焊機(jī)在一條角焊縫上同時(shí)焊接，焊機(jī)的布置應(yīng)按照均勻分布方案，多焊機(jī)同方向焊接，結(jié)構(gòu)件變形量小、平整度最高。