袁銀輝， 路浩， 胡波， 閆德俊， 邢立偉， 王龍權

(1.西安石油大學,西安 710065; 2.中船黃埔文沖船舶有限公司，廣東省艦船先進焊接技術企業(yè)重點實驗室,廣州 510715；3.哈爾濱焊接研究院有限公司，哈爾濱 150028)

0 前言

輕量化、高速化是兩棲艦船發(fā)展的重要方向，目前采用輕質鋁合金材料作為船舶主結構已成為發(fā)展趨勢，因此鋁合金框架蒙皮單元結構在甲板面、艙室底板、頂板，船側等部位得到大量應用[1-4]。該類單元結構具有結構簡單、形式統(tǒng)一、焊縫類型固定、焊接工藝規(guī)程數量少，便于熟練焊工培訓、可大批量建造等特點。但此類結構具有焊縫集中、框架拘束度大、蒙皮板材剛性小等缺點，焊后會不可避免地產生大量局部凸起變形[5-7]，造成蒙皮結構尺寸精度下降，不滿足結構型線精度要求，影響產品外觀和后續(xù)裝配。此外，對于船體上層結構的孔洞狀快速戰(zhàn)場搶修，采用模塊化的蒙皮框架單元進行替換或補洞修復，也需要對焊接變形進行快速矯形。

傳統(tǒng)火焰矯形工藝在形變處進行火焰加熱并配合錘擊的矯形方式，勞動強度大，對凸起變形的消除效果差。同時由于鋁合金承受高溫時顏色變化不明顯，采用常規(guī)矯形工藝時加熱溫度與高溫停留時間難以控制，從而導致加熱焰道隨意、變形一次矯形消除量小，需反復多次矯形，延長交船周期，降低了母材性能。因此，開發(fā)一種適用于鋁合金蒙皮框架局部凸起變形的高效矯形方法具有重要意義。

該研究針對鋁合金框架蒙皮結構特點，提出一種基于預形變的火焰矯形方法—漲拉火焰矯形技術，即在焊接變形調修前使用漲拉工裝反向施加拉伸強制變形，同時進行火焰調修作業(yè)，受熱部位后方未施加水冷冷卻工藝，選擇空冷至室溫相比常規(guī)矯形工藝。其關鍵技術與區(qū)別在于，下火矯形前蒙皮薄板已產生適量反向彈性變形，并且在矯形過程中漲拉工裝一直保持加載狀態(tài)，待矯形完畢，工件冷至室溫再去除工裝。經批量試驗驗證，漲拉矯形工藝的數值計算結果與實際矯形吻合良好，取得了完美的矯形效果。采用漲拉火焰矯形后，船體凸起變形矯形效率提升了2.5倍。為造船工業(yè)提供了一種有效控制大面積波浪焊接變形的新方法。

1 船體變形及蒙皮單元

鋁合金框架蒙皮單元結構是兩棲輕質艦船蒙皮結構大量采用的子單元結構，材料為軋制態(tài)的1561鋁合金，為不可熱處理強化鋁合金。

某兩棲輕質艦船采用4 mm的鋁合金框架蒙皮單元結構，焊接變形表現為蒙皮薄板表面的凸起變形，且中心區(qū)域產生的變形量最大，焊后最大撓曲變形量約9 mm，如圖1a所示。該單元結構由鋁合金蒙皮薄板、加強筋板條兩部分組焊而成，焊縫為內外8條同樣角焊縫，焊腳尺寸為3.0 mm，焊縫長400 mm；蒙皮薄板尺寸為450 mm×450 mm×4 mm，加強筋尺寸為400 mm×25 mm×8 mm，如圖1b所示。

圖1 船舶甲板蒙皮結構

2 漲拉矯形工藝模擬

2.1 矯形有限元計算關鍵

2.1.1 焊接變形計算

建立船舶標準框架蒙皮結構有限元模型，采用八節(jié)點六面體類型單元，單元數量16 896個，節(jié)點數量31 674個，如圖2所示。

圖2 標準框架蒙皮結構有限元模型

首先對蒙皮框架單元的焊接變形進行計算。焊接熱源采用雙橢球熱源模型，具體參數見表1?？蚣苊善卧暮缚p順序、焊接約束等按照實際焊接工藝進行施加。模擬計算得到的蒙皮中心最大焊后凸起變形量為7.5 mm，統(tǒng)計實際生產中大量單元框架焊接變形，其蒙皮中心的最大凸起撓曲變形峰值范圍為：7.0～9.0 mm。計算變形和實際變形誤差不大，證明建立的計算模型準確度高，框架蒙皮結構的焊后變形模擬結果準確。然后在此計算模型上疊加矯形工藝，對常規(guī)矯形工藝、漲拉矯形工藝分別進行數值計算，分析塑性應變云圖、殘余應力分布的差異。

表1 雙橢球熱源模型具體參數值

2.1.2 矯形熱源

由于鋁合金材料性能對溫度變化敏感，所以矯形溫度的控制非常重要。根據材料技術規(guī)范EN AW-3103/5754規(guī)定，對于不可熱處理強化鋁合金，火焰矯形溫度應在300～450 ℃之間[8-10]。

由于火焰矯形過程中熱源的瞬態(tài)性和復雜性，模擬時將溫度場視為非線性瞬態(tài)傳熱問題，建立準確的物理模型。Eagar和Tsail提出的高斯分布面熱源，可以很好地描述熱流密度在待矯正件表面上的分布，對薄板有很強的適用性[11]：

(1)

式中：R為面熱源有效加熱半徑；r為熱源作用區(qū)某點距離加熱中心的距離；Q為熱源瞬時傳給工件的熱能。

文中矯形工藝的火焰加熱以高斯熱源模型進行計算，面熱源的加熱半徑取R=20 mm，火焰矯形的加熱溫度控制在330 ℃左右。

2.1.3 加熱路徑

以蒙皮外表面的幾何中心為圓心，采用圓圈形加熱路徑(焰道)，加熱時火焰槍熱源作用于蒙皮薄板外表面。焰道Q1(內圈)設置加熱帶半徑分別為80 mm，焰道Q2(外圈)的加熱帶半徑為160 mm，熱源沿加熱路徑以3.2 mm/s的速度逆時針勻速移動，熱矯形參數、矯形加熱路徑均通過編寫子程序實現，如圖3所示。

圖3 矯形加熱焰道

2.1.4 預漲拉加載

文中提出的“漲拉矯形工藝”是在框架蒙皮結構內表面中心點施加預漲拉力，預置變形方向與蒙皮凸起變形方向相反，使帶有焊后變形的蒙皮薄板在火焰矯形時沿Z方向產生一定彈性形變。

2.2 矯形工藝模擬

針對框架蒙皮單元結構，在焊后變形模擬結果的基礎上施加移動熱源，計算“常規(guī)矯形”、“漲拉火焰”兩類矯形工藝，兩類工藝包含7種不同的矯形控制工藝，相關工藝細節(jié)見表2。

表2 火焰矯形工藝模擬

2.2.1 常規(guī)矯形工藝模擬

對常規(guī)矯形工藝進行數值計算，在計算模型中實現焊接、漲拉、矯形等不同工藝過程中應力、變形的傳遞模擬?！俺Ｒ?guī)火焰矯形”計算過程：焊接變形、冷卻至室溫、火焰矯形(雙圈加熱間隔冷至室溫)。常規(guī)矯形工藝模擬焰道加熱設計采用以下3種工藝路線：①單獨內圈Q1加熱；②單獨外圈Q2加熱；③由內向外Q1-Q2順序加熱。

2.2.2 漲拉矯形工藝模擬

對漲拉矯形工藝進行數值計算，在計算模型中實現焊接、漲拉、矯形等不同工藝過程中應力、變形的傳遞模擬?！皾q拉火焰矯形”計算過程：焊接變形、冷卻至室溫、預漲拉變形、火焰矯形。其中預漲拉變形模擬采用大位移收斂準則。漲拉變形技術模擬焰道加熱設計采用以下3組工藝路線：①施加5.0 mm預彈性形變，圓圈形Q1-Q2加熱路徑；②施加6.0 mm預彈性形變量。配合圓圈形Q1-Q2加熱路徑；③施加7.5 mm預彈性形變量，配合圓圈形Q1-Q2加熱路徑。

2.2.3 矯形模擬結果

不同矯形工藝變形控制計算效果見表2。計算發(fā)現，對于預漲拉熱矯形工藝，其矯形效果明顯優(yōu)于常規(guī)熱矯形，經計算可得，N5工藝是常規(guī)單圈熱矯形工藝N1，N2平均效果的4倍，是N3工藝的2.5倍，可顯著提高矯形效率。

值得注意的是，預先施加的彈性形變量不能超過最大凸起變形量，否則會產生反方向拉伸作用，減弱火焰矯形效果，如N6。

2.3 漲拉矯形工藝驗證

現場進行準框架蒙皮單元結構的漲拉火焰矯形工藝驗證，其中人工預置變形方向與框架單元蒙皮焊后凸起變形方向相反，沿Z方向施加。漲拉工裝的施加方式如圖4a所示，現場采用固定在大型工裝上的彈性拉環(huán)施加，具有施加方式簡單高效的特點。采用計算得到的N5矯形工藝進行批量試驗驗證，矯形效果如圖4b所示，經統(tǒng)計，新型漲拉矯形工藝在輕質船舶蒙皮結構焊后變形消除率在80%～90%之間，與常規(guī)火焰矯形消除率比較，效率提高2.5倍，其矯形后的殘余變形符合企業(yè)質量驗收標準。

圖4 漲拉變形技術驗證

3 矯形工藝應力應變分析

3.1 矯形工藝應力場演變分析

提取計算模型的焊接后(矯形前)、常規(guī)矯形、漲拉矯形不同工藝環(huán)節(jié)后的殘余應力云圖，如圖5所示?？梢钥吹交鹧娉C形改變了整體殘余應力場的分布狀態(tài)，表現為：①焊后在蒙皮框架焊縫上分布拉應力，框架中心分布一定的壓應力，如圖5a所示；②火焰矯形改變了殘余應力分布，焰道產生縱向拉應力，框架單元內單純的壓應力分布區(qū)域變?yōu)槔瓑航惶娴姆植继卣?；③常?guī)矯形降低原有焊縫縱向拉應力水平，降低框架中心原有撓曲變形壓應力水平；漲拉條件下的火焰矯形，其壓應力降低作用更高，可以獲得更好的矯形效果。如圖5b和圖5c所示。

圖5 殘余應力云圖對比

沿圖3所示的路徑1、路徑2提取殘余應力分布曲線，分別如圖6和圖7所示。路徑1、路徑2的殘余應力特征：①路徑1的11方向為縱向殘余應力，矯形降低原有焊縫的縱向殘余拉應力；焰道產生拉應力，漲拉條件下，焰道上產生拉應力更高；②路徑1的22方向為橫向殘余應力，矯形在框架單元中心產生壓應力，分布區(qū)域變?yōu)槔瓑航惶娴姆植继卣?。漲拉條件下的火焰矯形，框架單元中心壓應力降低作用更高。

圖6 路徑1矯形殘余應力分布曲線

圖7 路徑2矯形殘余應力分布曲線

3.2 矯形工藝塑性場演變分析

提取計算模型的焊接后(矯形前)、常規(guī)矯形、漲拉矯形不同工藝環(huán)節(jié)后的塑性應變云圖，如圖8～圖11所示。為提高分析效率，選取圖2中路徑1與路徑2的一半長度進行應變場數據分析，如圖8a所示?？梢钥吹交鹧娉C形改變了整體殘余塑性應變場的分布狀態(tài)，表現為：①框架單元焊后(矯形前)在焊縫存在長條狀分布的壓縮塑性應變，如圖8a、圖8b所示。②Q1，Q2加熱區(qū)域均形成較大的殘余壓縮塑性應變；③常規(guī)火焰矯形后產生了“同心圓”環(huán)形拉伸塑性應變區(qū)域，分布在加熱焰道Q1，Q2之外；④漲拉火焰矯形后，“同心圓”環(huán)形拉伸塑性應變區(qū)被打亂，變?yōu)椴贿B續(xù)分布，同時同一方向的焊縫壓縮塑性應變消失。如圖9～圖10所示。路徑1的塑性應變特征：①Y方向的壓縮塑性應變絕對值大于X方向的，如圖11所示；②內圈Y方向塑性應變絕對值：N3

圖8 焊后塑性應變分布

圖9 常規(guī)矯形塑性應變分布

圖10 漲拉矯形塑性應變分布

圖11 路徑1-Y方向塑性應變分布

基于預彈性形變的火焰矯形技術通過對凸起變形位置施加反向力進行反向預形變，預形變產生的壓應力對加熱圈產生一定的壓縮作用促使加熱區(qū)域產生的殘余壓縮塑性應變增大，達到對凸起變形的有效矯正效果?；陬A彈性形變的火焰矯形技術可減小熱矯正次數，提高生產效率，且在工程實際生產中易于實現，工程意義較大。

分析認為，升溫后，材料的屈服強度、模量下降，降低了其產生塑性應變的臨界條件。在外力漲拉以后，內焰道Q1的塑性應變大于外焰道Q2產生的塑性應變，塑性應變區(qū)域擴大，極值擴大；漲拉條件下可有效增加壓縮塑性應變區(qū)，這是漲拉矯形工藝可有效改善矯形效果的核心所在。

4 結論

(1)提出的漲拉火焰矯形技術，其效果明顯優(yōu)于常規(guī)熱矯形工藝，是常規(guī)雙圈熱矯形效果的2.5倍，顯著提高了矯形效率，避免了變形的反復調控。

(2)常規(guī)矯形降低原有焊縫縱向拉應力水平，降低框架中心原有撓曲變形壓應力水平；漲拉條件下的火焰矯形，其壓應力降低作用更高，可以獲得更好的矯形效果。

(3)在漲拉矯形技術時，預形變施加力對受熱區(qū)域具有一定的壓縮作用，漲拉條件下可有效增加壓縮塑性應絕對值，擴大塑性應變分布區(qū)域，焰道內產生壓縮塑性應變，改變塑性應力場分布為壓拉交替分布。這是漲拉矯形工藝可有效改善矯形效果的核心所在。