基于ANSYS數值模擬高頻焊接工藝優化及試驗研究

張 馳， 梁 峰， 王文彪， 張 蕊，單慧云

(1.重慶理工大學 材料科學與工程學院， 重慶 400054；2.汽車零部件先進制造技術教育部重點實驗室(重慶理工大學), 重慶 400054)

結構用鋼管大多是通過高頻感應焊接生產，而高頻感應焊接是多因素相互耦合的一個復雜過程[1]。這種焊接方法雖然能有效地提高生產效率，但是在焊管質量方面還存在著一定缺陷，嚴重時會存在很大的安全隱患。如今大部分企業設計高頻感應焊接工藝時，主要還是靠工人的實際生產經驗和在生產過程中的不斷嘗試，費時費力，焊管質量不能得到優先保證，造成時間和經濟利益上的損失。因此，如何在實際生產中提高高頻感應焊管質量是現如今亟待解決的問題。相較于傳統的依靠反復調試和生產經驗的設計生產工藝，通過運用有限元分析技術對高頻感應焊接過程進行分析來選取較好的焊接工藝參數，可以實現對高頻感應焊管的可制造性和產品質量的預測，進而達到節約生產成本、縮短工藝開發時間的目的[2]。圖1、2為高頻感應焊接中常見缺陷。

圖1 焊管發生冷焊

本文以某企業生產的Q195高頻感應焊接鋼管為研究對象，通過ANSYS有限元軟件建立高頻感應焊接熱源模型和焊接實體模型，設計正交試驗，并結合有限元數值模擬對焊接工藝參數進行優化分析[3]，確定最佳的工藝參數組合，并對其進行試驗驗證，分析得到了高頻感應焊接溫度場和應力場的分布規律。這對實際的高頻感應焊接生產有著重要的理論及現實指導意義[4-5]。

1 有限元模型的建立

1.1 高頻感應焊接過程數學模型的建立

1) 高頻焊管溫度場控制方程

高頻感應焊接溫度場的求解是非線性瞬態熱分析過程，焊管材料的熱物理性能參數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；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(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、比熱以及溫度函數來表述其焓值的變化ΔH：

(4)

3) 高頻感應焊管應力場控制方程

應力平衡方程[8]為

σij=0

(5)

式中σij為應力分量，包括熱應力項。

熱應變方程可以寫為

(6)

應力-應變之間的本構模型為

(7)

1.2 高頻感應焊接有限元模型的建立

1.2.1 材料屬性及數值模擬參數

本文選取Q195鋼為研究對象。為保證其高頻感應焊接的良好性，通過查手冊得到Q195鋼在不同溫度下的熱物理性能參數，并采用線性插值法得到未知的高溫度范圍內物理性能參數，結合實際生產中的質量問題及理論分析，重新對高頻感應焊接工藝進行設計，其數值模擬參數如表1。

表1 高頻感應焊接數值模擬參數

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)進行分析。選用熱分析實體單元SOLID70進行熱分析計算，計算時將熱源載荷加載在實體表面單元上，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寬度為管厚的1/4～1/3[9]，約為0.3 mm，不必要進行細化網格，因而本文取模型劃分網格大小為0.3 mm，網格的劃分如圖4所示，劃分后得到86 149個節點和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。空氣域外觀上只是一個圓柱體形狀，這里沒有顯示。對模型進行網格劃分，如圖6所示。

圖5 半個焊接熱源有限元實體模型

2 正交試驗

2.1 正交試驗設計

本文針對影響焊管質量的4個主要參數：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)正交試驗法進行優化設計[10]，則高頻感應焊接正交實驗的表頭設計如表2所示。

正交試驗總試驗組數為9組，方案如表3所示。

表2 正交試驗因素水平

表3 正交試驗方案

2.2 正交試驗及結果分析

本文在最大熱源溫度均滿足焊接要求下，以焊管最大殘余應力為誤差判定指標進行分析，表4為正交試驗結果及分析。表4中，kmi為各因素3個水平所對應的試驗指標之和的平均值；R為極差，是反映數據波動大小的重要指標，且R=kmax-kmin。

表4 正交試驗結果及分析

通過對試驗結果進行極差分析來確定試驗因素的最優組合及各焊接參數對試驗指標影響的主次因素。由表4可知，極差分別為：RA=86.295；RB=61.382；RC=79.878；RD=31.229，則可知試驗中4因素3水平的正交試驗對高頻焊接管材質量的主次因素。根據極差分析結果，極差值越大，表明該因素對試驗結果的影響范圍越大，由此可知各工藝參數中的主次因素為：開口角度>激勵電流>焊接頻率>焊接速度。

根據表4正交試驗極差分析結果數據可知：A因素開口角度的3號水平(7°)的數值較小，B因素焊接頻率的1號水平(325 kHz)的數值較小，C因素激勵電流的1號水平(1 400 A)的數值較小，D因素焊接速度的1號水平(70m /min)的值較小。因此根據正交試驗結果判定方法可知：Q195鋼高頻感應焊接的最佳工藝參數組合為：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中不僅影響高頻感應焊接過程，對前期的管坯冷管成型影響很大，因此焊接速度的選取實際生產為參考，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行分析，找到高頻感應焊接過程中對焊管殘余應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。為驗證根據正交試驗分析得到的最佳工藝參數組合的可靠性，需要對該工藝參數進行數值模擬分析和試驗驗證。

3 溫度場及應力場模擬分析

根據正交試驗分析所得到的最佳工藝參數組合：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，對高頻感應焊接應力場和溫度場進行求解[11]，經ANSYS軟件模擬得到冷卻時間12 s內的高頻感應焊管的瞬態溫度場和應力場。

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分布，開始時焊縫處的溫度最高，離焊縫越遠其溫度則越低；由于熱輻射和熱傳導的作用，焊縫溫度先發生變化，隨著冷卻時間推移逐步向遠離焊縫且溫度低的管體均勻擴散，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，熱應力會逐漸釋放，最后無法釋放的則會在焊管內形成殘余應力和變形，如果這種殘余應力和變形較大，則會對后續的加工和生產造成一定的影響，因此有必要對其應力場進行分析。圖8為焊管3種不同冷卻時刻的等效應力場。

圖8 焊管不同冷卻時刻的等效應力場

從圖8可以看出：隨著冷卻時間的推移，焊管內的應力沒有全部集中在焊縫區域，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時的焊管等效應力圖可以看出：其最大殘余應力值僅為0.328 MPa，與材料本身的屈服強度195 MPa相比，殘余應力很小，基本可以推測上述優化后的工藝參數具有可靠性。

4 試驗驗證

4.1 形貌組織分析

根據優化后的試驗參數(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)來指導某企業的一種鍍鋅Q195高頻感應焊接鋼管(直徑76.2 mm、厚度1 mm，化學成分見表6)的實際生產，并對該工藝條件下的Q195高頻感應焊接鋼管切割取樣。圖9為實驗生產所得到的Q195高頻感應焊接鋼管，圖中紅圈部分為試樣取樣部位示意。

表6 Q195鋼主要化學元素含量

焊管廠對最終高頻感應焊管產品的技術要求如下：

1) 焊管在高頻感應焊接過程中不允許出現過燒、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。

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

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

圖9 實驗生產所得焊管

圖11(b)是200倍光學顯微鏡下焊管焊縫部位的金相組織，可見其晶粒較為細小，分布均勻。從中可以看出：焊縫的內部結構為鐵素體+珠光體+少量馬氏體，焊縫區域的晶粒組織較母材發生了轉變。

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

圖11 焊縫及周邊區域金相組織圖(×200)

4.2 拉伸性能分析

將Q195高頻感應焊接鋼管按照API Spec 5L規范加工成符合標準的拉伸試樣，如圖12所示。然后將加工后的拉伸試樣在萬能試驗機上進行室溫拉伸試驗，并記錄拉伸試驗數據。

圖12 母材和焊縫拉伸試樣示意圖

對不同樣件進行室溫拉伸試驗研究，得到的結果如表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

結合表7與圖13(a)和(b)可以看出：對母材樣件進行拉伸試驗，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度相差不大，均在Q195鋼的抗拉強度范圍內，符合生產要求；對焊縫樣件進行拉伸試驗時，其拉伸斷裂部位均在遠離焊縫大約5 mm的母材部位，而非靠近焊縫的熱影響區，其平均抗拉強度與母材樣件相差不大，由此可說明焊縫的抗拉強度不比母材差。

通過以上對優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，發現焊管整體質量有較大改善，焊管焊縫處質量得到提高。將優化工藝參數用于指導工廠批量生產后客戶的實際應用后反饋較好，焊管質量穩定，減少了因傳統工藝設計操作帶來的高成本和原材料浪費等問題，有效提高了企業的經濟效益。這說明了通過數值模擬優化焊接工藝參數來實現對高頻感應焊管的可制造性和產品質量的預測是可行的、可靠的。

5 結論

1) 通過正交試驗對Q195鋼高頻感應焊接最佳工藝參數進行優化設計，以焊管最大殘余應力為誤差判定指標進行分析，得出各工藝參數中的主次因素為：開口角度>激勵電流>焊接頻率>焊接速度。并根據正交試驗結果判定方法得到Q195鋼高頻感應焊接的最佳工藝參數組合：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) 對正交試驗得到的最優工藝方案進行有限元分析得到高頻感應焊接焊管溫度場和應力場的變化規律：在焊接完成后冷卻過程中，高頻焊管的溫度呈階梯狀態分布，隨著冷卻時間推移逐步向遠離焊縫且溫度低的管體均勻擴散，直至整個焊管溫度趨于一致。焊管內的應力沒有全部集中在焊縫區域，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域殘余應力集中較小。

3) 對優化條件下生產的Q195高頻感應焊接鋼管取樣并通過顯微觀察發現：焊管整個截面并未出現氣孔、裂紋等缺陷，且在焊縫位置處也未出現未填滿、咬邊等焊接缺陷，焊縫部位晶粒較為細小，分布均勻。對焊管作拉伸性能分析，發現焊管的抗拉強度也符合要求。這說明焊管的焊接質量較好，驗證了高頻感應焊接成形數值模擬參數優化的準確性，這一研究對實際的高頻感應焊接生產具有重要的理論及現實指導意義。

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