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 交通學院，湖北 武漢 430063；2.大連船舶重工集團有限公司，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 交通學院，湖北 武漢 430063；2.大連船舶重工集團有限公司，遼寧 大連 116005)

焊接殘余變形的存在會極大地影響焊接構件的質量和企業的生產效益，船廠現行的火工矯正消除焊接變形的方法費時費力。為實現焊接變形的有效控制，在熱彈塑性有限元法預測焊接殘余變形的基礎上，采用正交試驗設計尋求使變形量最小的工藝參數組合，并通過2種反變形施加方法進行預置塑性反變形下的T型接頭焊接變形控制研究。結果顯示：預置塑性反變形法能夠補償焊接變形量，構件的焊后平整度較好，可為生產工作提供參考。

焊接變形；塑性反變形法；熱彈塑性有限元；角焊縫；正交試驗設計

0 引言

焊接作為船體結構件連接的主要手段，廣泛應用于船舶制造行業。然而，焊接所產生的殘余應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影響構件的性能和服役壽命，還會給后續的裝配帶來很大困難。為了控制焊接變形，生產實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，容易產生焊接缺陷且難以實現自動化。因此，生產實踐希望能找到更方便有效的變形控制手段。

隨著計算機技術的發展，數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]采用固有應變理論對轉向架結構焊后殘余變形進行了有限元分析。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，并通過數值模擬和實驗驗證說明了其可行性。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件使用難度較大[7]。

考慮生產實際，本文采用預置塑性反變形法控制焊接變形，即焊接前對板材進行反向塑性預加工。

為了了解塑性預加工量及其控制效果，本文采用有限元分析方法進行數值模擬，其思路是：首先利用ANSYS軟件對T型接頭角焊縫進行焊接熱彈塑性有限元模擬，根據變形結果確定反變形量，然后據此得到反變形的形狀并建立新的有限元模型，最后通過數值模擬了解預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

基于目前的計算條件，選擇相對簡單的T型接頭焊接試件進行研究，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船用高強鋼，材料隨溫度變化的性能參數參考文獻[8]確定。

考慮到焊接過程的復雜性，在進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作用等。

假定選取的T型接頭采用不開坡口雙邊焊，且同時施焊。考慮構件和工藝等的對稱性，本文只選取模型的一半來進行有限元建模。此外，為兼顧模型的計算精度和計算效率，在網格劃分時采用過渡網格劃分的方式，即焊縫附近采用細網格，隨著與焊縫距離的增加，網格尺寸逐漸增大，網格劃分如圖2所示。

1.2 有限元計算方法

本次模擬采用1.2 mm細焊絲的CO2氣體保護焊短路過渡焊，參考文獻[9]焊接規范參數，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。根據文獻[10]及本文模擬中的材料特征，模擬時選用均勻熱源模型，并配合生死單元技術實現焊縫金屬的填充。在ANSYS中以單元內部生熱率HGEN的形式進行施加，公式如下：

(1)

式中：HGEN為dt時間內的生熱率,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為每個載荷步的加載時間，s。

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

對焊接溫度場的研究應按照非線性瞬態熱傳導來處理：

(2)

溫度場分析時設置環境溫度為20 ℃。考慮模型的對稱性，對稱面上設為絕熱，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；T′為節點溫度；Ta為環境溫度。

應力應變分析時，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。

根據熱彈塑性理論，材料處在彈性或塑性狀態時，其應力應變存在如下關系：

{dσ}=[D]{dε}-{C}dT

(4)

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

由此即可根據單元所處狀態求解計算出焊接過程中應力應變的動態變化以及最終的變形狀態。

1.3 有限元模擬結果

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，圖中對計算結果進行了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域都發生在焊縫及其熱影響區。這是由于焊接過程中，焊縫及其附近區域熔化的金屬受熱膨脹產生塑性變形，凝固時金屬收縮會產生橫向和縱向的拉應力，從而導致焊件冷卻后接頭處產生收縮變形。

T型接頭焊后角變形量是本文研究的重點。對角變形的研究通常采用測量底板距離焊縫中心適當位置的豎向位移，然后通過式(5)計算得到角變形量。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位置處的節點撓度值；b為該點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驗提出了角變形φ0的計算公式[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。

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

表1 角變形結果數據對比

由表中數據可知，本文模擬的角變形結果與公式法計算結果的相對誤差為9.56%，與文獻[12]結果的相對誤差為16.53%。綜合考慮材料參數取值的部分誤差以及結構參數和焊接工藝參數等的影響，可以說明本文數值模擬結果是準確的。

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生焊接角變形的根本原因。隨著焊接過程的繼續，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上進行的，因此焊接角變形會有逐漸增大的趨勢。

2 正交試驗設計

為了掌握工藝參數對焊接變形的影響，本文采用正交試驗設計(Orthogonal experimental design)確定計算方案。正交試驗設計是目前公認的進行多因素試驗時比較高效的設計方法，其特點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，從而達到在不影響試驗效果的條件下盡可能減少試驗次數的目的。

2.1 正交試驗設計

為研究焊接結構及工藝參數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個試驗因素，并對每個試驗因素選取了3個水平值，其值見表2。

2.2 結果分析

忽略各因素之間的交互作用，本文選用L9(34)正交試驗表，試驗次數共9次，具體方案安排見表3，按此安排進行數值模擬并記錄最大角變形量結果。表3中：Kn(n=1，2，3)分別表示A、B、C、D4個因素的第n(n=1，2，3)個水平所在的試驗方案對應的角變形量之和；kn(n=1，2，3)為對應Kn(n=1，2，3)行中的4個數的平均值；R為極差，是各因素所對應的k1，k2，k33行數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 試驗因素水平表

表3 試驗方案和結果分析表

極差的大小標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的分析計算可知參數組合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，為優選出的最優工藝參數組合，所得到的焊接角變形量將會最小。取該設計方案重新進行數值模擬，得到的角變形結果如圖5所示，最大角變形量僅為3.012 mm，比上述9組方案的結果更為理想。由此說明通過正交試驗設計可以獲得較優的參數組合。

上述研究表明，在規范要求范圍內選取合適的焊接工藝參數，對于減小焊接變形有一定的效果，但并不能實現完全消除焊接變形的目的。

3 反變形控制焊接變形

為了實現焊接變形的消除，本文提出了一種塑性反變形法，其思路是：根據焊接數值模擬的變形結果，確定反變形量，然后據此得到反變形的形狀并建立新的有限元模型，最后通過數值模擬了解預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鍵是要確定反變形量值的大小和分布，即預置塑性加工量。由自由狀態下的焊接變形結果可知，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)上節點的焊后殘余變形量，然后將其轉換為反變形量進行后續預置反變形下的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，在焊縫區域附近表面變形近似為弧線，而遠離焊縫區域處的板材表面基本不產生變形，僅是隨著焊縫區域附近板材的變形而運動。

3.1.2 等曲率法

考慮到生產實踐中柱面更易于加工，還采取以等曲率的柱狀形式進行反變形的施加。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際變形量之間的誤差，使模擬結果更合理，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，并將其近似作為構件整體的反變形量進行建模分析。此時，預置反變形的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 反變形法計算實例

下面將以正交試驗設計法得到的最優參數組合模型為例，分別按照上述2種方法研究預置反變形法對焊接變形的控制作用。

提取模型在自由狀態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置反變形狀態下的有限元模型。保持材料參數、焊接工藝參數及約束等條件與自由狀態下的模擬一致，分別對2組預置反變形下的模型進行有限元模擬，得到焊后殘余角變形結果如圖8所示。

要確定預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。由于底板表面節點眾多，全部測量會導致數據量過大，綜合考慮變形分布規律及數據總量，在焊縫底板表面采用非均勻網格進行測量，以網格角點處對應的節點數據近似表達整個底板的節點數據。提取節點數據并進行計算整理，得到預置反變形下T型接頭的焊后變形結果如圖9所示。變形結果數據見表4。

表4 變形結果

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行反變形的提取與施加可以很好地實現對焊接變形的控制。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，但也補償了焊接變形量。

4 結論

本文基于ANSYS有限元軟件，采用熱彈塑性有限元法進行焊接變形的數值模擬，在驗證模型準確性的基礎上得出以下結論：

(1)采用正交試驗設計法研究了4種因素對焊接變形的影響主次關系，并優選出使焊接變形最小的工藝參數組合。正交試驗設計的研究表明：在規范要求范圍內選取合適的焊接工藝參數對于減小焊接變形有一定的效果，但并不能實現消除焊接變形的目的。

(2)在數值模擬預測焊接變形的基礎上，采用2種反變形施加方法進行預置塑性反變形法控制焊接變形的數值模擬研究。結果表明：預置塑性反變形可以補償焊接變形，使構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行了試用，焊后變形控制效果較好。但是，這一方法在使用時也存在不便，要求施工現場配備與預置反變形量相匹配的支撐。

[1] 薛忠明, 曲文卿, 柴鵬,等. 焊接變形預測技術研究進展[J]. 焊接學報, 2003, 24(3):87-90.

[2] 徐琳, 佘昌蓮, 周旭春,等. 焊接變形預測的研究進展[J]. 機械工程師, 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. 基于固有應變法預測轉向架焊接變形的研究[D]. 天津: 天津大學, 2012.

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

[6] 劉玉君, 李艷君. 焊接反變形規律的實驗驗證[J].造船技術,2006(2):35-37.

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

[9] 陳冰泉. 船舶及海洋工程結構焊接[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, 2010, 40(6):41-45.

[11] 徐建設, 陳以一. 搭接接頭與T型接頭焊接角變形的分析[J]. 鋼結構, 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，主要從事船舶先進制造技術方面的研究。

U671.83

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