基于塑性反变形法的角焊缝焊接变形控制研究

张 凯，李培勇，毕洪坤，宋 林

(1.武汉理工大学 交通学院，湖北 武汉 430063；2.大连船舶重工集团有限公司，辽宁 大连 116005)

基于塑性反变形法的角焊缝焊接变形控制研究

张 凯1，李培勇1，毕洪坤2，宋 林2

(1.武汉理工大学 交通学院，湖北 武汉 430063；2.大连船舶重工集团有限公司，辽宁 大连 116005)

焊接残余变形的存在会极大地影响焊接构件的质量和企业的生产效益，船厂现行的火工矫正消除焊接变形的方法费时费力。为实现焊接变形的有效控制，在热弹塑性有限元法预测焊接残余变形的基础上，采用正交试验设计寻求使变形量最小的工艺参数组合，并通过2种反变形施加方法进行预置塑性反变形下的T型接头焊接变形控制研究。结果显示：预置塑性反变形法能够补偿焊接变形量，构件的焊后平整度较好，可为生产工作提供参考。

焊接变形；塑性反变形法；热弹塑性有限元；角焊缝；正交试验设计

0 引言

焊接作为船体结构件连接的主要手段，广泛应用于船舶制造行业。然而，焊接所产生的残余应力和变形也给船舶制造带来了很大困扰。焊接变形的存在不仅会影响构件的性能和服役寿命，还会给后续的装配带来很大困难。为了控制焊接变形，生产实践中提出了一些焊接工艺方法，如分段退焊法、跳焊法等，但这些方法需要多次的引弧与熄弧，容易产生焊接缺陷且难以实现自动化。因此，生产实践希望能找到更方便有效的变形控制手段。

随着计算机技术的发展，数值模拟已成为了研究焊接变形的重要手段[1-2]。Davies等[3]通过热弹塑性有限元法研究了板材初始变形缺陷对焊后残余变形的影响。朱平[4]采用固有应变理论对转向架结构焊后残余变形进行了有限元分析。对于消除焊接残余变形，尤其是T型接头角焊缝焊接产生的角变形，目前船厂主要采用的是焊后火工矫正的方法，这不仅要求工人有较高的操作水平，而且需要消耗大量的时间和能源。刘玉君等[5-6]采用焊接前施加弹性反变形的方法消除T型接头的焊接变形，并通过数值模拟和实验验证说明了其可行性。然而弹性反变形也有其局限性，对于部分截面尺寸较大的构件使用难度较大[7]。

考虑生产实际，本文采用预置塑性反变形法控制焊接变形，即焊接前对板材进行反向塑性预加工。

为了了解塑性预加工量及其控制效果，本文采用有限元分析方法进行数值模拟，其思路是：首先利用ANSYS软件对T型接头角焊缝进行焊接热弹塑性有限元模拟，根据变形结果确定反变形量，然后据此得到反变形的形状并建立新的有限元模型，最后通过数值模拟了解预置塑性反变形法对焊接变形的控制效果。

1 热弹塑性有限元模拟

1.1 有限元模型

基于目前的计算条件，选择相对简单的T型接头焊接试件进行研究，几何模型如图1所示。图中，底板尺寸为400 mm×400 mm×6 mm，腹板尺寸为400 mm×150 mm×8 mm，焊角高度为6 mm。试件材料为AH36船用高强钢，材料随温度变化的性能参数参考文献[8]确定。

考虑到焊接过程的复杂性，在进行有限元模拟过程中作部分简化处理：熔敷金属与母材取为同一材料，且材料属性设定为各向同性；忽略T型接头的装配间隙以及焊接熔池的流动作用等。

假定选取的T型接头采用不开坡口双边焊，且同时施焊。考虑构件和工艺等的对称性，本文只选取模型的一半来进行有限元建模。此外，为兼顾模型的计算精度和计算效率，在网格划分时采用过渡网格划分的方式，即焊缝附近采用细网格，随着与焊缝距离的增加，网格尺寸逐渐增大，网格划分如图2所示。

1.2 有限元计算方法

本次模拟采用1.2 mm细焊丝的CO2气体保护焊短路过渡焊，参考文献[9]焊接规范参数，选取焊接电流I=130 A，电压U=20 V，焊接速度v=6 mm/s，有效热效率η=0.8。根据文献[10]及本文模拟中的材料特征，模拟时选用均匀热源模型，并配合生死单元技术实现焊缝金属的填充。在ANSYS中以单元内部生热率HGEN的形式进行施加，公式如下：

(1)

式中：HGEN为dt时间内的生热率,W/m3；η为电弧有效热效率；U为焊接电压,V；I为焊接电流，A；S为焊缝横截面积，m2；v为焊接速度，m/s；dt为每个载荷步的加载时间，s。

采用ANSYS软件中的间接热力耦合分析方法进行焊接过程的模拟，即先进行焊接过程的温度场分析，获得其温度分布，然后将对应的温度场结果作为初始温度载荷施加到结构分析中。

对焊接温度场的研究应按照非线性瞬态热传导来处理：

(2)

温度场分析时设置环境温度为20 ℃。考虑模型的对称性，对称面上设为绝热，其他外表面的换热边界条件以对流与辐射综合换热系数的方式施加。

qs=β(T′-Ta)

(3)

式中：qs为因边界换热而损失的热能;β为等效换热系数；T′为节点温度；Ta为环境温度。

应力应变分析时，对T型接头的对称面施加对称约束，限制其水平位移；对腹板顶部平面施加Y方向和Z方向的约束，限制其竖向和纵向位移。这样既控制了模型整体的刚体位移，又能保证焊接变形可以自由开展。

根据热弹塑性理论，材料处在弹性或塑性状态时，其应力应变存在如下关系：

{dσ}=[D]{dε}-{C}dT

(4)

式中：{dσ}为应力增量；{dε}为应变增量；dT为温度增量；[D]为弹性或弹塑性矩阵；{C}为与温度相关的向量。

由此即可根据单元所处状态求解计算出焊接过程中应力应变的动态变化以及最终的变形状态。

1.3 有限元模拟结果

T型接头焊后残余变形主要有纵向收缩变形、横向收缩变形以及角变形等。T型接头焊后在X、Y、Z方向和对称模型总的焊接变形(USUM)云图如图3所示。为方便观察，图中对计算结果进行了3倍放大。

从变形分布云图可知，焊后横向和纵向收缩量最大的区域都发生在焊缝及其热影响区。这是由于焊接过程中，焊缝及其附近区域熔化的金属受热膨胀产生塑性变形，凝固时金属收缩会产生横向和纵向的拉应力，从而导致焊件冷却后接头处产生收缩变形。

T型接头焊后角变形量是本文研究的重点。对角变形的研究通常采用测量底板距离焊缝中心适当位置的竖向位移，然后通过式(5)计算得到角变形量。从图3中可以清楚地看到底板自由端有明显的上翘，说明角焊缝焊后夹角变小。

θ=arctan(f/b)

(5)

式中：θ为角变形；f为底板距离焊缝中心适当位置处的节点挠度值；b为该点与焊缝中心之间的距离。

对于本文所研究的简单T型接头角焊缝，Watanabe等基于理论解析和实验提出了角变形φ0的计算公式[11]：

(6)

式中：I为焊接电流，A；v为焊接速度，m/s；h为底板厚度，m；K1、K2、m为系数。

此外，文献[12]也采用了同向同时焊对高强钢T型接头双面焊进行了数值模拟。本文的研究与其在材料参数、焊接形式等方面相似性较大，有较强的对比性。表1为本文与公式法及文献[12]的结果对比。

表1 角变形结果数据对比

由表中数据可知，本文模拟的角变形结果与公式法计算结果的相对误差为9.56%，与文献[12]结果的相对误差为16.53%。综合考虑材料参数取值的部分误差以及结构参数和焊接工艺参数等的影响，可以说明本文数值模拟结果是准确的。

图4为角变形量沿着焊缝长度方向的分布。由图可知，T型接头焊接构件底板自由端的角变形量从焊缝始端到焊缝末端逐渐增大。底板厚度方向上不均匀的横向收缩是产生焊接角变形的根本原因。随着焊接过程的继续，新的熔敷金属的横向收缩是在之前填充的熔敷金属的基础上进行的，因此焊接角变形会有逐渐增大的趋势。

2 正交试验设计

为了掌握工艺参数对焊接变形的影响，本文采用正交试验设计(Orthogonal experimental design)确定计算方案。正交试验设计是目前公认的进行多因素试验时比较高效的设计方法，其特点是按照正交性的原则从所有方案中选出部分具有代表性的方案来安排试验，从而达到在不影响试验效果的条件下尽可能减少试验次数的目的。

2.1 正交试验设计

为研究焊接结构及工艺参数对焊后残余变形的影响，并讨论对T型接头焊接变形的控制，以上述T型接头试件为基本研究对象，保持试件材料属性及焊接方案不变，选取了底板厚度、焊接电流、焊接电压及焊接速度4个试验因素，并对每个试验因素选取了3个水平值，其值见表2。

2.2 结果分析

忽略各因素之间的交互作用，本文选用L9(34)正交试验表，试验次数共9次，具体方案安排见表3，按此安排进行数值模拟并记录最大角变形量结果。表3中：Kn(n=1，2，3)分别表示A、B、C、D4个因素的第n(n=1，2，3)个水平所在的试验方案对应的角变形量之和；kn(n=1，2，3)为对应Kn(n=1，2，3)行中的4个数的平均值；R为极差，是各因素所对应的k1，k2，k33行数值中最大和最小值之差；角变形量表示焊后最大角变形量。。

表2 试验因素水平表

表3 试验方案和结果分析表

极差的大小标志着各影响因素的影响程度，比较表3中各极差的大小可知A>B>D>C。这说明该试验中，各影响因素对底板最大角变形量的影响主次顺序依次为底板厚度、电流、焊接速度、电压。此外，由表3的分析计算可知参数组合A3B1C1D3，即底板厚度为8 mm、电流为130 A 、电压为20 V、焊接速度为8 mm/s，为优选出的最优工艺参数组合，所得到的焊接角变形量将会最小。取该设计方案重新进行数值模拟，得到的角变形结果如图5所示，最大角变形量仅为3.012 mm，比上述9组方案的结果更为理想。由此说明通过正交试验设计可以获得较优的参数组合。

上述研究表明，在规范要求范围内选取合适的焊接工艺参数，对于减小焊接变形有一定的效果，但并不能实现完全消除焊接变形的目的。

3 反变形控制焊接变形

为了实现焊接变形的消除，本文提出了一种塑性反变形法，其思路是：根据焊接数值模拟的变形结果，确定反变形量，然后据此得到反变形的形状并建立新的有限元模型，最后通过数值模拟了解预置塑性反变形法对焊接变形的控制效果。

3.1 反变形量的提取及施加

研究预置塑性反变形法控制焊接变形首先要建立有限元模型，而建立模型的前提和关键是要确定反变形量值的大小和分布，即预置塑性加工量。由自由状态下的焊接变形结果可知，角变形量沿着焊缝方向的分布是不均匀的。为方便操作，文中考虑采用变曲率法和等曲率法这2种近似方法简化处理反变形量。

3.1.1 变曲率法

变形量提取路径示意图如图6所示，预置反变形下的底板表面剖线示意图如图7所示。为了更接近真实的变形曲面，提取焊缝始端(图6中路径1)和焊缝末端(图6中路径2)上节点的焊后残余变形量，然后将其转换为反变形量进行后续预置反变形下的T型接头有限元建模。由于焊接残余变形在焊缝长度方向上的不均匀性，预置塑性反变形下的T型接头模型底板表面近似为锥面，如图7a)所示，从焊缝始端到末端曲率逐渐增大。此外，在预置反变形下的T型接头横截面上底板各处的变化也是不均匀的，在焊缝区域附近表面变形近似为弧线，而远离焊缝区域处的板材表面基本不产生变形，仅是随着焊缝区域附近板材的变形而运动。

3.1.2 等曲率法

考虑到生产实践中柱面更易于加工，还采取以等曲率的柱状形式进行反变形的施加。由于焊接残余变形量沿焊缝方向的变化趋势较为平缓，且近似为线性变化，为了减小所施加的反变形量值与实际变形量之间的误差，使模拟结果更合理，选取焊缝中间长度处的截面(图6中的路径3)提取焊后残余变形量，并将其近似作为构件整体的反变形量进行建模分析。此时，预置反变形的T型接头模型示意图如图7b)所示，T型接头模型在焊缝长度方向上变形曲率一致，在横截面上各处的变化与变曲率方法基本一致。

3.2 反变形法计算实例

下面将以正交试验设计法得到的最优参数组合模型为例，分别按照上述2种方法研究预置反变形法对焊接变形的控制作用。

提取模型在自由状态下各条路径上的焊后残余变形量，并将其作为反变形量分别建立预置反变形状态下的有限元模型。保持材料参数、焊接工艺参数及约束等条件与自由状态下的模拟一致，分别对2组预置反变形下的模型进行有限元模拟，得到焊后残余角变形结果如图8所示。

要确定预置反变形法对焊接残余变形的控制效果，只需检测底板的表面平整度即可。由于底板表面节点众多，全部测量会导致数据量过大，综合考虑变形分布规律及数据总量，在焊缝底板表面采用非均匀网格进行测量，以网格角点处对应的节点数据近似表达整个底板的节点数据。提取节点数据并进行计算整理，得到预置反变形下T型接头的焊后变形结果如图9所示。变形结果数据见表4。

表4 变形结果

以变曲率的形式施加反变形后，T型接头模型底板的平整度非常理想。表面平整度最大误差仅为0.097 mm，说明采用变曲率方法进行反变形的提取与施加可以很好地实现对焊接变形的控制。以等曲率形式施加反变形后，T型接头模型底板相较于平板的最大误差为0.358 mm，虽不能完全消除焊接变形，但也补偿了焊接变形量。

4 结论

本文基于ANSYS有限元软件，采用热弹塑性有限元法进行焊接变形的数值模拟，在验证模型准确性的基础上得出以下结论：

(1)采用正交试验设计法研究了4种因素对焊接变形的影响主次关系，并优选出使焊接变形最小的工艺参数组合。正交试验设计的研究表明：在规范要求范围内选取合适的焊接工艺参数对于减小焊接变形有一定的效果，但并不能实现消除焊接变形的目的。

(2)在数值模拟预测焊接变形的基础上，采用2种反变形施加方法进行预置塑性反变形法控制焊接变形的数值模拟研究。结果表明：预置塑性反变形可以补偿焊接变形，使构件的焊后平整度较好。

本文研究的塑性反变形法在某船厂分段制造车间的加筋板焊接过程中进行了试用，焊后变形控制效果较好。但是，这一方法在使用时也存在不便，要求施工现场配备与预置反变形量相匹配的支撑。

[1] 薛忠明, 曲文卿, 柴鹏,等. 焊接变形预测技术研究进展[J]. 焊接学报, 2003, 24(3):87-90.

[2] 徐琳, 佘昌莲, 周旭春,等. 焊接变形预测的研究进展[J]. 机械工程师, 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. 基于固有应变法预测转向架焊接变形的研究[D]. 天津: 天津大学, 2012.

[5] 刘玉君, 李艳君. 确定焊接反变形的数值模拟及规律分析[J].船舶力学, 2008,12(2):277-282.

[6] 刘玉君, 李艳君. 焊接反变形规律的实验验证[J].造船技术,2006(2):35-37.

[7] 项前, 张悦. 弹性反变形法的研究[J].电焊机,2004, 34(2):52-55.

[9] 陈冰泉. 船舶及海洋工程结构焊接[M]. 北京: 人民交通出版社, 2001.

[10] 肖冯, 米彩盈. T型角接头焊接热源模型研究[J]. 电焊机, 2010, 40(6):41-45.

[11] 徐建设, 陈以一. 搭接接头与T型接头焊接角变形的分析[J]. 钢结构, 2002, 17(2): 43-44.

[12] 胡建.焊接工艺对Q345D钢T型接头双道MAG焊接变形和应力影响的有限元分析[J]. 热加工工艺, 2012, 41(11):143-146.

2016-11-14

张凯(1990—)，男，硕士研究生，主要从事船舶先进制造技术方面的研究。

U671.83

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