封壯壯， 黃素霞， 劉曉立， 李河宗，翟永利， 王志偉

（1. 河北省智能工業(yè)裝備技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 河北 邯鄲 056000；2. 河北工程大學(xué)機(jī)械與裝備工程學(xué)院， 河北 邯鄲 056000；3. 邯鄲正大制管集團(tuán)股份有限公司， 河北 邯鄲 056700）

0 前 言

HFW 焊管具有尺寸精度高、 生產(chǎn)效率高、 焊縫熱影響區(qū)小、 對(duì)結(jié)合面質(zhì)量要求低等優(yōu)點(diǎn)， 被廣泛應(yīng)用于能源管道、 管道機(jī)械制造和低壓流體輸送管道中[1-2]。 通常情況下， 管道連接方式多采用卡箍式， 也稱(chēng)溝槽式[3]。 而在加工溝槽時(shí)， 由于焊縫與母材的組織和力學(xué)性能存在差異， 因此在溝槽成形過(guò)程中會(huì)在焊縫處產(chǎn)生開(kāi)裂， 又稱(chēng)“滾槽開(kāi)裂”，降低焊管質(zhì)量。 故本研究基于熱-力順序耦合和顯示動(dòng)力學(xué)的理論， 采用ABAQUS 有限元分析軟件對(duì)焊管焊縫成形過(guò)程及滾槽加工過(guò)程進(jìn)行模擬，通過(guò)分析形變量與力學(xué)性能探究滾槽開(kāi)裂的原因。

1 有限元模型建立

1.1 尺寸選擇

本研究采用的HFW 焊管， 管體材料為Q235鋼， 其滾壓溝槽形狀及尺寸示意圖如圖1 所示， 詳細(xì)尺寸參數(shù)見(jiàn)表1。

圖1 焊管及溝槽尺寸

表1 焊管和溝槽的尺寸

1.2 三維模型

高頻電阻焊管的生產(chǎn)制造過(guò)程采用連續(xù)焊接的生產(chǎn)工藝， 為簡(jiǎn)化分析過(guò)程， 定義高頻焊管模型管件長(zhǎng)度為60 mm， 滾槽加工模型如圖2所示。

圖2 滾槽加工模型

1.3 單元選取網(wǎng)格劃分

焊接模型的有限元網(wǎng)格劃分如圖3 所示，共劃分29 450 個(gè)單元， 單元類(lèi)型分別為熱傳遞單元DC3D8 和三維應(yīng)力單元C3D8R， 擠壓輥設(shè)置為離散剛體， 共劃分為750 個(gè)單元， 單元類(lèi)型為剛體單元R3D4。 由于間隙和管體端部部分別是焊縫和滾槽區(qū)域， 該處的溫度梯度和應(yīng)力梯度均較大， 因此， 需在間隙和滾槽及其附近區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化。 滾槽模型的鋼管網(wǎng)格劃分與焊接時(shí)的數(shù)據(jù)保持一致， 壓輪、 壓輪桿和支撐輥設(shè)置為離散剛體， 單元類(lèi)型為剛體單元R3D4， 滾槽機(jī)機(jī)架設(shè)置為顯示體， 不參與計(jì)算。

圖3 焊縫處細(xì)化網(wǎng)格

1.4 焊接熱源模型及其參數(shù)

為進(jìn)一步分析鋼管高頻焊接焊縫成形過(guò)程[4-5]，對(duì)其進(jìn)行了數(shù)值模擬， 其中， 焊接溫度是影響管體焊縫形狀及殘余應(yīng)力的重要因素， 而熱源模型對(duì)溫度場(chǎng)模擬的影響較大[6]， 因此， 需根據(jù)實(shí)際焊接參數(shù)條件下的能量分布狀態(tài)建立相應(yīng)的數(shù)學(xué)模型， 使模擬的熔坑 （液-固） 邊界與實(shí)際的熔接線相吻合[7]。 本研究采用在間隙兩側(cè)待焊合的兩側(cè)面施加移動(dòng)面熱源的方法模擬高頻焊接熱量分布， 面熱源在待焊面上以焊接熱源為中心， 在焊縫長(zhǎng)度方向上呈高斯分布[8]， 并與擠壓輥以相同的速度沿焊管軸向移動(dòng)， 任意一點(diǎn)的表面熱流密度分布見(jiàn)公式（1）。

式中： r——熱源半徑， mm；

η——焊接熱效率；

Q——焊接功率， kW；

v——焊接速度， m/s；

t——瞬時(shí)焊接時(shí)間， s。

經(jīng)過(guò)試算， 本研究的熱源半徑設(shè)為5 mm，環(huán)境初始溫度設(shè)為室溫20 ℃。

1.5 相互作用與邊界條件的設(shè)置

1.5.1 相互作用

根據(jù)實(shí)際加工過(guò)程， 將管件與擠壓輥模型導(dǎo)入ABAQUS 軟件中并進(jìn)行裝配， 擠壓量設(shè)置為1.5 mm， 在管道待焊接的兩個(gè)側(cè)面和擠壓輥與管道之間的接觸面建立接觸屬性， 切向采用摩擦接觸， 摩擦因數(shù)為0.1。 將所有滾槽工作部件導(dǎo)入ABAQUS 軟件并進(jìn)行裝配， 下壓量設(shè)置為2.2 mm，分別將壓輪與管件外表面以及支撐輥與管件內(nèi)表面建立接觸關(guān)系， 摩擦因數(shù)為0.3。 兩個(gè)模型法向均采用 “硬” 接觸且設(shè)置為允許接觸后分離，在鋼管軸線中心處建立RP 點(diǎn)與鋼管內(nèi)表面耦合以便施加邊界條件。

1.5.2 邊界條件

在焊接模型中， 焊接溫度過(guò)高會(huì)對(duì)應(yīng)力場(chǎng)有較大影響， 為易于收斂， 在計(jì)算高頻電阻焊時(shí)采用熱-力順序耦合法[9]， 即先使用熱傳遞分析步計(jì)算溫度分布， 再將溫度場(chǎng)結(jié)果導(dǎo)入力分析步計(jì)算應(yīng)力場(chǎng)。 根據(jù)高頻焊管生產(chǎn)過(guò)程， 在管體擠壓過(guò)程中， 預(yù)先對(duì)擠壓輥設(shè)置位移邊界條件。 管體的擠壓過(guò)程為， 首先沿管體半徑方向移動(dòng)擠壓輥， 管體的焊接起點(diǎn)處受擠壓閉合形成焊接點(diǎn)，然后沿管體軸向移動(dòng)擠壓輥， 并與焊接速度保持一致， 直至管道焊接完成。

焊縫成形后， 由于在焊接過(guò)程中會(huì)發(fā)生壓縮變形、 熱脹冷縮等作用， 因而會(huì)在焊縫區(qū)域產(chǎn)生殘余應(yīng)力， 故將該模型導(dǎo)入滾槽模型的預(yù)定義場(chǎng)中并作為初始狀態(tài)， 滾槽模型采用動(dòng)力顯示算法。 依據(jù)滾槽的實(shí)際加工過(guò)程對(duì)模型設(shè)置邊界條件， 第一步為壓輪下移與焊管外表面接觸； 第二步為壓輪下壓， 同時(shí)電機(jī)開(kāi)始轉(zhuǎn)動(dòng)， 通過(guò)壓輪和支撐輥的擠壓與摩擦力的作用使焊管開(kāi)始轉(zhuǎn)動(dòng)，直至壓輪壓至設(shè)定深度； 第三步是壓輪復(fù)位。

1.6 材料參數(shù)

本研究選取Q235 鋼為作為母材， 材料的結(jié)晶潛熱為252 J/g， 固相線溫度為1 430 ℃， 液相線溫度為1 510 ℃， Q235 鋼的熱傳導(dǎo)率、 比熱、熱膨脹系數(shù)等熱物理參數(shù)隨溫度變化而變化，Q235 鋼在不同溫度下的熱物理性能參數(shù)以及室溫下的力學(xué)參數(shù)如圖4 所示[10-11]。

圖4 不同溫度下Q235 的材料性能參數(shù)

2 試驗(yàn)驗(yàn)證

圖5 為實(shí)際溝槽成形后的集合參數(shù)和截面參數(shù)對(duì)比圖， 取截面測(cè)量其尺寸， 結(jié)果與有限元模擬得到的模型基本一致， 從而驗(yàn)證了有限元模型的正確性。

圖5 實(shí)際溝槽成形后集合參數(shù)和截面參數(shù)對(duì)比圖（單位：mm）

3 結(jié)果與討論

3.1 溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)云圖

3.1.1 焊接溫度場(chǎng)云圖

焊接溫度場(chǎng)模擬過(guò)程如圖6 所示， 該分析步為熱傳遞， 只計(jì)算熱流密度， 紅色區(qū)域溫度為高于1 500 ℃的熔池區(qū)， 最高溫度可達(dá)2 000 ℃以上。

圖6 焊接溫度場(chǎng)云圖

3.1.2 焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)云圖

圖7 為焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)云圖， 由圖7 可以看出， 高頻焊接起點(diǎn)和終點(diǎn)以及距焊縫中心1.5～3.5 mm 區(qū)域的Mises 應(yīng)力較大。 由于焊接起點(diǎn)和終點(diǎn)處的焊縫內(nèi)壁受到擠壓作用， 因此該處的切向殘余應(yīng)力最大， 而軸向殘余應(yīng)力在焊縫及附近區(qū)域最大， 接近屈服應(yīng)力， 由于管件的厚度只有3.5 mm， 因此徑向殘余應(yīng)力較小。

圖7 HFW 焊管焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)云圖

3.1.3 溝槽應(yīng)力場(chǎng)云圖

圖8 為溝槽加工后的應(yīng)力云圖。 滾壓后的殘余應(yīng)力場(chǎng)云圖如圖8 （a） 所示， 由于焊縫區(qū)域與母材組織性能不一， 在焊接殘余應(yīng)力及下壓輥?zhàn)饔孟拢?沿焊縫附近及溝槽處的殘余應(yīng)力較大且有應(yīng)力集中， 表明這些區(qū)域也是滾壓過(guò)程中極易開(kāi)裂的位置。 由滾槽加工原理可知， 下壓輥對(duì)溝槽底邊產(chǎn)生壓應(yīng)力時(shí)會(huì)在溝槽邊緣產(chǎn)生彎矩， 這些彎矩可分解成沿切線向上的應(yīng)力， 使焊縫處更加容易發(fā)生撕裂， 焊縫截面處的應(yīng)力分布如圖8 （b） 所示，由圖可知， 焊縫處最大主應(yīng)力以切向應(yīng)力為主。

圖8 溝槽加工后的應(yīng)力場(chǎng)云圖

3.2 滾槽開(kāi)裂的影響因素

3.2.1 焊接殘余應(yīng)力

本研究將有無(wú)焊接殘余應(yīng)力的鋼管分別進(jìn)行滾壓模擬， 分析殘余應(yīng)力對(duì)焊縫處的切向應(yīng)力與下壓力的影響， 結(jié)果如圖9 所示。 由圖9可見(jiàn)， 有焊接殘余應(yīng)力的管鋼壓輪下壓力、 滾后最大切向應(yīng)力較大。 焊接時(shí)的高溫與冷卻過(guò)程可近似看作局部熱處理， 而焊縫處的局部熱處理會(huì)導(dǎo)致焊縫組織與力學(xué)性能分布不均勻，由于焊接后的焊縫的強(qiáng)度高于母材， 因此， 在滾槽加工過(guò)程中， 壓輪產(chǎn)生的下壓力會(huì)更大，同時(shí)根據(jù)滾壓原理， 滾壓時(shí)的最大切向應(yīng)力也隨之變大， 滾槽開(kāi)裂傾向增大。

圖9 HFW 焊管焊接殘余應(yīng)力對(duì)滾壓的影響

3.2.2 滾壓圈數(shù)

在溝槽加工過(guò)程中， 鋼管每轉(zhuǎn)動(dòng)一圈， 壓輪便加壓一次， 直至達(dá)到一定深度， 下壓過(guò)程中均勻施加向下的壓力， 本研究模擬在總下壓量一定時(shí)， 通過(guò)改變滾壓圈數(shù)控制變形速度， 進(jìn)而對(duì)結(jié)果產(chǎn)生影響， 結(jié)果如圖10 所示。

圖10 滾壓圈數(shù)對(duì)壓力、應(yīng)力的影響

由圖10 可知， 滾壓1～5 圈時(shí)， 由于滾壓圈數(shù)少， 每次下壓量差值較大， 塑性變形程度較大； 同時(shí)， 隨著滾壓圈數(shù)的增多， 每圈下壓量必然減小， 故滾壓過(guò)程所施加壓力的最大值以及焊縫處的最大切向應(yīng)力也隨之變??； 滾壓6 圈以后， 每次下壓量差值較小， 塑性變形程度減小，壓力與應(yīng)力值波動(dòng)較小， 基本呈穩(wěn)定狀態(tài)。

3.2.3 滾壓進(jìn)給量

在金屬發(fā)生塑性變形過(guò)程中， 金屬晶格間產(chǎn)生了彈性畸變， 阻礙了金屬內(nèi)滑移的進(jìn)行，隨著變形程度增大， 金屬的形變抗力也增大，進(jìn)而產(chǎn)生加工硬化[12]。 本研究通過(guò)調(diào)節(jié)壓輪單次進(jìn)給量， 采用不均勻的進(jìn)給方式控制變形程度， 試驗(yàn)方案見(jiàn)表2， 不同的滾壓進(jìn)給量試驗(yàn)方案對(duì)結(jié)果的影響如圖11 所示， 不均勻進(jìn)給量會(huì)出現(xiàn)單次下壓量較大的情況， 會(huì)使單次的變形程度增大， 從而變形抗力變大， 下壓力和沿焊縫切向應(yīng)力會(huì)產(chǎn)生突變， 由圖11 可知不均勻進(jìn)給方案對(duì)滾壓最大應(yīng)力值影響較大， 而均勻下壓的方案1 影響最小。

表2 不同下壓圈數(shù)及壓輪進(jìn)給量試驗(yàn)方案

圖11 不同進(jìn)給方案對(duì)下壓力和切向應(yīng)力的影響

3.2.4 滾壓位置

在滾壓加工溝槽時(shí)， 不同初始下壓位置會(huì)對(duì)焊縫區(qū)域產(chǎn)生不同的影響。 本研究模擬了壓下位置分別為焊縫熔合區(qū)、 熱影響區(qū)和母材的滾槽成形過(guò)程， 試驗(yàn)結(jié)果如圖12 所示。 圖12 （a）、 圖12（b） 分別為不同初始下壓位置對(duì)滾槽成形過(guò)程的影響， 由圖12 （a）、 圖12 （b） 可知， 初始下壓位置為焊縫熔合區(qū)時(shí)， 該處的下壓力與滾壓最大切向應(yīng)力均最大。 本研究所劃分的焊縫熔合區(qū)包含了極窄部分的熔合區(qū)， 也稱(chēng)過(guò)渡區(qū)， 此處的晶粒尺寸較大， 化學(xué)成分和組織分布不均勻， 力學(xué)性能較差。

圖12 不同滾壓位置對(duì)下壓力和切向應(yīng)力的影響

4 結(jié) 論

（1） 當(dāng)焊縫存在焊接殘余應(yīng)力時(shí)， 滾壓所需壓力以及最大切向應(yīng)力比無(wú)焊接殘余應(yīng)力時(shí)更大， 故焊接后的殘余應(yīng)力加劇了滾槽加工中的焊縫開(kāi)裂， 因此， 在加工過(guò)程中應(yīng)提高焊接質(zhì)量，減小焊接殘余應(yīng)力。

（2） 在總下壓量一定時(shí)， 滾壓1～5 圈內(nèi)，滾壓過(guò)程所施加壓力的最大值以及焊縫處的最大切向應(yīng)力與滾壓圈數(shù)成反比， 6 圈以后壓輪下壓力及液壓最大切向應(yīng)力趨于穩(wěn)定且小于材料抗拉強(qiáng)度， 故滾壓加工時(shí)滾壓圈數(shù)盡量大于6 圈。

（3） 在總下壓量一定時(shí)， 采用均勻下壓方案所施加壓力的最大值以及焊縫處的最大切向應(yīng)力均最小， 故實(shí)際滾壓時(shí)應(yīng)采用均勻下壓方案。

（4） 進(jìn)行滾壓加工時(shí)， 滾壓初位置為母材區(qū)域可減小壓輪在焊縫處的下壓力以及切向應(yīng)力，故滾槽加工時(shí)應(yīng)先從母材區(qū)域起壓。