陳沖，李自良，劉彥辛，高永豪，遲鎖進(jìn)，李春妹

（650500 云南省 昆明市 昆明理工大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院）

0 引言

隨著社會(huì)發(fā)展和科技進(jìn)步，對(duì)制造業(yè)提出了更高的標(biāo)準(zhǔn)，也對(duì)機(jī)械制造中的焊接工藝要求越來(lái)越嚴(yán)格，雖然連接技術(shù)發(fā)展迅速，但由于焊接有其他連接方式所沒有的優(yōu)點(diǎn)，仍然是連接金屬最常用的方法。但是大型、長(zhǎng)型、薄壁件等工件在焊接完成后由于受力不均勻，受工件的約束不能自由收縮和膨脹，容易產(chǎn)生變形的現(xiàn)象。

T 型焊是指將兩個(gè)相互垂直的構(gòu)件用角焊縫連接起來(lái)的焊接方式，是一種比較常見的焊接結(jié)構(gòu)，根據(jù)不同的焊接方式，能承受一定大小的力和力矩，由于其結(jié)構(gòu)和焊接方式比較簡(jiǎn)單，廣泛應(yīng)用于生活中，同時(shí)也在石油化工、起重設(shè)備、航空航天、車輛、農(nóng)業(yè)設(shè)備、橋梁等方面廣泛應(yīng)用。在焊接過(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。焊接變形在一定程度上對(duì)焊接接頭質(zhì)量有影響，從而對(duì)焊接構(gòu)件的安全性造成影響，需要在保證制造成本不變的前提下，結(jié)合實(shí)際焊接條件，科學(xué)地改變焊接工藝，降低焊接變形對(duì)工件造成的影響[1]。

實(shí)踐證明，改變焊接的結(jié)構(gòu)和焊接工藝可以有效地減小焊接變形，其中斷續(xù)焊是焊接工藝方式中的一種，主要用在焊接比較長(zhǎng)的工件時(shí)，不需要完全焊接的非關(guān)鍵連接的工件。當(dāng)焊件的兩側(cè)對(duì)稱焊接時(shí)，可以改變焊接方式，采用間歇焊接的方法來(lái)減小焊接變形。

本文以T 型構(gòu)件為模型，采用CO2氣體保護(hù)焊進(jìn)行焊接數(shù)值模擬。由于在實(shí)際工程中焊縫較為復(fù)雜，通過(guò)試驗(yàn)的方法去測(cè)量焊接殘余應(yīng)力與變形比較困難，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)算不同的焊接順序和焊接結(jié)構(gòu)對(duì)焊接變形的影響[2]。基于數(shù)值模擬可以為實(shí)際的焊接過(guò)程提供理論依據(jù)[2]。

1 焊接熱源模型

熱源模型的選取是影響仿真結(jié)果的關(guān)鍵，也是焊接數(shù)值模擬的基礎(chǔ)。由于熱源的溫度局部集中、升溫快速的特性，建立合理的熱源模型在一定程度上可以提高計(jì)算精度。熱源模型主要有集中、平面、體積分布熱源模型。集中熱源是將熱源看作點(diǎn)、線、面作用在焊縫處，由于計(jì)算過(guò)程不需要迭代計(jì)算，所以比較廣泛應(yīng)用于一般焊接中；平面熱源模型包括平面高斯熱源模型和雙橢球熱源模型，主要用于電弧沖擊相對(duì)較小、熔池較淺的焊接方式；體積熱源分布有均勻體熱源模型、半球狀熱源模型、螺旋高斯體熱源模型和雙橢球熱源模型，體熱源模型適用于計(jì)算精度要求較高的情況和高能量焊接方式[3]。

根據(jù)焊接類型和精度要求選取合理的熱源模型，常用的有雙橢球熱源模型和高斯熱源模型，本文選用與實(shí)際焊接工況相近的熔池前后兩部分不對(duì)稱分布的雙橢球熱源，具體參數(shù)如下[4]：

前半部分熱源分布

后半部分熱源分布

式中：qf，qr——雙橢球內(nèi)熱源的熱流分布；af，ar——橢球的前后半軸；af，ar，b，c——橢球形狀參數(shù)；Q=ηUI 中：η——熱源效率；U——焊接電壓，V；I——焊接電流，A。

為確保模擬結(jié)果的一致性，仿真計(jì)算中使用相同的熱源模型和焊接參數(shù)。前軸長(zhǎng)1.5 mm，后軸長(zhǎng)6 mm，寬度5 mm，深度5 mm，高斯參數(shù) 3，熱源前端比例因子 0.4。相關(guān)焊接參數(shù)：環(huán)境溫度為常溫20 ℃，對(duì)流換熱系數(shù)20 W/(m3·K)，接觸換熱系數(shù)1 000 W/(m3·K)，輻射換熱系數(shù)0.6，焊槍移動(dòng)速度10 mm/s，電流180 A，電壓 25 V，效率 0.8。

2 有限元模型

2.1 網(wǎng)格的劃分

采用的幾何模型是T 形構(gòu)件，使用建模軟件SolidWorks 建立構(gòu)件的三維模型。如圖1 所示，底板尺寸為200×70×6 mm，立板尺寸為200×50×6 mm 。劃分網(wǎng)格采用HyperMesh?？紤]到計(jì)算精度和效率，離焊縫較遠(yuǎn)的網(wǎng)格較稀疏，靠近焊縫的網(wǎng)格較密。如圖2 所示，整體上采用從密集到稀疏的過(guò)渡。整個(gè)模型共有18 580 個(gè)節(jié)點(diǎn)和17 600 個(gè)單元。

圖1 幾何模型Fig.1 Geometric model

圖2 網(wǎng)格模型Fig.2 Grid model

2.2 材料特征

模型中使用的焊接材料是機(jī)械中常用的普通碳素結(jié)構(gòu)鋼Q235。在仿真中，考慮了Q235 的機(jī)械性能和熱物理性能隨溫度的變化。假設(shè)焊接材料和基礎(chǔ)材料具有同樣的機(jī)械參數(shù)和熱物理性能[5]。材料參數(shù)見表1

表1 材料參數(shù)（Q235）Tab.1 Material parameters (Q235)

表2 焊絲與母材的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.2 Chemical composition of welding wire and base metal (mass fraction)

2.3 焊縫位置

如圖3所示，立板和底板之間主要有2道焊縫。

2.4 焊接結(jié)構(gòu)

如圖4 所示，斷續(xù)焊接分為2 種：交錯(cuò)斷續(xù)和并列斷續(xù)。

圖3 焊縫位置Fig.3 Weld position

圖4 斷續(xù)焊分類Fig.4 Classification of intermittent welding

3 不同焊接順序、結(jié)構(gòu)下數(shù)值模擬

利用專業(yè)焊接仿真軟件對(duì)Q235 鋼板進(jìn)行T型焊接數(shù)值模擬，分別對(duì)3 種焊接方式在不同焊接順序下仿真計(jì)算焊接過(guò)程中的溫度和變形的大小[6]，并對(duì)焊接完成后的殘余變形進(jìn)行分析。

焊接模擬過(guò)程中，對(duì)工件添加重力，給底板添加支撐進(jìn)行焊接，在焊接完成后冷卻，使其冷卻到室溫，以確保變形和應(yīng)力不受溫度的影響，分析兩塊板變形的情況。

3.1 連續(xù)焊接

為了分析不同焊接順序?qū)附幼冃蔚牟煌绊懀鶕?jù)實(shí)際焊接情況設(shè)計(jì)了焊縫方案，如圖5所示。相同的序號(hào)表示兩個(gè)焊縫同時(shí)焊接，而不同的序號(hào)表示焊縫的焊接順序。

圖5 連續(xù)焊焊接方案Fig.5 Continuous welding scheme

在上述方案中，方案a 和方案b 是2 個(gè)焊槍同時(shí)焊接，a 是從左到右同時(shí)焊接，b 是在相反方向上焊接，而方案c、方案d 是用1 個(gè)焊槍進(jìn)行2 次焊縫焊接，方案c 是在第1 次焊縫完成后再焊接另一焊縫。2 條焊縫的焊接方向相同。方案d也采用順序焊接，但2 個(gè)焊縫的焊接方向不同。

3.2 交錯(cuò)斷續(xù)

對(duì)于交錯(cuò)斷續(xù)焊接，如圖6 所示，可以根據(jù)焊接順序?qū)⑵浞譃橐韵? 個(gè)方案。

圖6 交錯(cuò)斷續(xù)焊接方案Fig.6 Staggered intermittent welding scheme

在上述交錯(cuò)焊接方案中，方案a、方案b 和方案c 均由單個(gè)焊槍焊接。方案a 總體上從左到右進(jìn)行焊接；方案b 是先在一側(cè)焊接，然后在焊接后從另一側(cè)焊接回初始位置；方案c 中的第一次焊接后，再進(jìn)行另一側(cè)焊接沿相同方向焊接；方案d 是兩個(gè)焊槍的同時(shí)焊接，兩個(gè)焊槍同時(shí)在相反的方向上焊接；方案e兩個(gè)焊槍的焊接方向相同。

3.3 并列斷續(xù)

同樣，并列斷續(xù)可以根據(jù)焊接順序分為以下4 種方案，如圖7 所示。

圖7 并列斷續(xù)焊接方案Fig.7 Parallel intermittent welding scheme

與連續(xù)焊接相同，方案a 和方案b 是兩個(gè)焊槍的同時(shí)焊接，方案a 是從左到右的同時(shí)焊接，b 是在相反方向的同時(shí)焊接；方案c 和方案d 是兩側(cè)的一個(gè)焊槍，解決方案c 是在一側(cè)的焊接完成后在另一側(cè)焊接，兩側(cè)的焊接方向相同；方案d 也被順序焊接，但是兩側(cè)的焊接方向不同。

4 變形結(jié)果分析與討論

焊接過(guò)程中變形主要是焊縫處局部加熱溫差過(guò)大造成的，加熱時(shí)產(chǎn)生的組織和熱變形會(huì)受到焊件的剛度條件限制，在焊接加熱過(guò)程中產(chǎn)生的變形和應(yīng)力稱為瞬態(tài)應(yīng)力應(yīng)變，冷卻后瞬態(tài)應(yīng)力得到部分釋放，在工件上依然存在的應(yīng)力和變形稱為殘余應(yīng)力變形。

變形最大處均位于離焊縫較遠(yuǎn)的位置，可選取底板的兩側(cè)和立板的上側(cè)來(lái)進(jìn)行變形分析。由于T 型為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，所以采取只分析底板的右側(cè)和立板的上側(cè)進(jìn)行分析，即不討論A3-F3，只對(duì)A1-F1 和A2-F2 進(jìn)行分析討論。如圖8 所示。

圖8 焊接后變形測(cè)量點(diǎn)Fig.8 Deformation measurement points after welding

圖9 底板右側(cè)變形量Fig.9 Right side deformation of bottom plate

對(duì)于底板右側(cè)A1-F1 不同焊接結(jié)構(gòu)順序下的變形量的大小，并列斷續(xù)中采用方案c 變形最大，最小變形出現(xiàn)在方案b 中，但方案b 相對(duì)于方案d波動(dòng)較大；交錯(cuò)斷續(xù)的變形量波動(dòng)雖然較大，但采用方案a 的變形量和波動(dòng)大小比較??；連續(xù)焊接由于是滿焊，與其余兩種斷續(xù)焊相比相對(duì)均勻，采用方案c 的變形量最小。通過(guò)對(duì)比以上3種焊接，可以看出交錯(cuò)斷續(xù)焊接、連續(xù)焊接的最大變形均在方案b中，分別為0.622 1，1.468 mm，最小變形量為并排斷續(xù)時(shí)的方案b 為0.151 8 mm，連續(xù)焊接中變形最大的方案c 是0.256 2 mm?？傮w上看，連續(xù)焊接比其他兩種焊接方式變形量大，交錯(cuò)斷續(xù)變形量最小，但是變形不均勻。如圖9 所示。

在立板上側(cè)取測(cè)量點(diǎn)A2-F2。在并列斷續(xù)中，方案d 的變形量比較小，方案b 的變形量最大；在交錯(cuò)斷續(xù)焊接中，方案e和方案d的變形量較小，但方案d 變形量比較穩(wěn)定；在連續(xù)焊接中，最大和最小變形量出現(xiàn)在方案d 中，但是方案a 的變形量很小且穩(wěn)定。比較這3 種焊接方法，最小變形和最大變形均在連續(xù)焊接的方案d 中出現(xiàn)，最小變形量為交錯(cuò)斷續(xù)中的方案e，如圖10 所示。

5 結(jié)論

使用焊接模擬軟件，研究了3 種焊接方案（連續(xù)焊接、并列斷續(xù)焊接和交錯(cuò)斷續(xù)焊接）在不同焊接順序下的T 型接頭的變形情況。結(jié)果表明：

圖10 立板上側(cè)變形量Fig.10 Deformation on the upper side of vertical plate

（1）3 種不同類型的焊接方法，變形量從小到大的是交錯(cuò)斷續(xù)焊接、連續(xù)焊接、并列斷續(xù)焊接。

（2）采用斷續(xù)焊接的方式會(huì)對(duì)工件的應(yīng)力和變形產(chǎn)生影響。

（3）斷續(xù)交錯(cuò)焊接可以減小焊接變形。在間歇焊接時(shí)，應(yīng)同時(shí)考慮焊接變形和焊接應(yīng)力?？梢钥紤]通過(guò)調(diào)整斷續(xù)的焊接間隙大小來(lái)改變焊接變形和焊接應(yīng)力。