20世紀(jì)90年代以來，發(fā)達(dá)國家在軍事制造和工業(yè)生產(chǎn)中，薄板鋼材的使用情況日益劇增. 板厚的減薄能節(jié)約材料，減輕產(chǎn)品質(zhì)量，但給焊接生產(chǎn)帶來了不小的難題. 2 mm以下薄板焊接過程中，存在容易燒穿、變形大、焊縫成形不良等問題. 薄板剛度小，焊接過程中易產(chǎn)生彎曲變形，甚至失穩(wěn)發(fā)生波浪變形，從而嚴(yán)重影響焊接結(jié)構(gòu)的精度和質(zhì)量，導(dǎo)致產(chǎn)品質(zhì)量隱患. 薄板單面密集焊縫結(jié)構(gòu)在薄板的單面密集分布著多條焊縫，其焊接變形具有復(fù)雜性、多元性. 多條焊縫的焊接順序、焊接方向選擇直接影響到薄板焊后形狀，控制不當(dāng)極易引起產(chǎn)品質(zhì)量隱患. 合理的設(shè)計(jì)薄板焊接順序方案，對于控制薄板焊接變形和薄板結(jié)構(gòu)的安全應(yīng)用非常重要.

1.試驗(yàn)方法

1.1 薄板單面密集焊縫結(jié)構(gòu)

一種典型的薄板單面密集焊縫結(jié)構(gòu)，其模型示意圖如圖1所示.

圖1 模型示意圖

薄板尺寸為260 mm×50 mm×2 mm的316 L不銹鋼，在其單面兩側(cè)四個(gè)邊沿對稱密集分布著四條焊縫.

圖1中所示的AB,BC,DE,EF為四條焊縫，焊縫位置離薄板長邊的距離為6 mm，焊縫AB與焊縫BC，焊縫DE與焊縫EF之間存在一非焊區(qū)，距離為30 mm.

圖1所示的結(jié)構(gòu)，焊縫位于薄板的四周，焊接后，由于焊縫的縱向收縮和橫向收縮均會引起薄板構(gòu)件的撓曲變形，將會發(fā)生圖2所示的船形變形.

圖2 船形變形

1.2 彎曲變形的測量方法

測量裝置由高度測量裝置和支撐塊組成，支撐塊上包含簡易固定裝置，在板的AD，CE兩側(cè)分別選取固定位置，在測量時(shí)保證每次能將板固定在固定位置，保證測量的精確并使測量具有重復(fù)性，以兩端為基準(zhǔn)，測量薄板各點(diǎn)的高度，獲得薄板的形狀和彎曲變形值，假設(shè)測得的距端面距離為L處的高度為Hc,則ΔHl= Hc-Hz-h   式中:Hc實(shí)際測量高度;Hz支撐塊高度;h板厚.

在板未發(fā)生彎曲變形時(shí)，板足夠平整且無變形，理想情況下ΔHl值應(yīng)為零. 發(fā)生彎曲變形后，ΔHl為負(fù)值表示鋼板向下凹，ΔHl為正值表示鋼板向上凸.

薄板單面密集結(jié)構(gòu)焊后，為了描述薄板彎曲變形后的形狀，分別選取位于薄板兩側(cè)AC,DF兩條直線作為測量線. 每條測量線選取七個(gè)點(diǎn)作為測量點(diǎn)，分別位于距端部A或D的32,64,96,130,164,196,228 mm距離處. 測量時(shí)將焊縫朝上正向放置，則鋼板應(yīng)為下凹變形. 理想情況下，兩端最高，ΔHl應(yīng)均為負(fù)值，ΔHl的最小值應(yīng)位于鋼板中部.

2 數(shù)值模擬分析

2.1 模型的建立

網(wǎng)格的劃分直接關(guān)系到計(jì)算的精度和效率，為了提高計(jì)算精度，針對薄板密集焊縫結(jié)構(gòu)，在四條焊縫及其附近區(qū)域用較細(xì)的網(wǎng)格，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域用較稀疏的網(wǎng)格[3-5]，網(wǎng)格劃分采用六面體單元，網(wǎng)格總數(shù)為27 644個(gè)，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3所示.

圖3 有限元網(wǎng)格

2.2 熱源的選取

薄板焊接，熱輸入不大，焊接熔深淺，文中選擇高斯面熱源作為熱源模型，模型的表達(dá)式為q(r)=q(0)exp(-cr2)式中:q(r)為半徑r處的表面熱流;q(0)為熱源中心處熱流量最大值;c為熱源集中系數(shù);r為距熱源中心的距離.

2.3 模擬結(jié)果與分析

對薄板密集焊縫單面焊接進(jìn)行了有限元分析，獲得了兩種焊接方案的焊后變形云圖. 圖4a,b所示分別為焊接方案一和焊接方案二的焊后變形云圖. 為了直觀地觀察焊接變形情況，分別對變形結(jié)果進(jìn)行了10倍、20倍和30倍放大.

薄板單面密集焊縫焊接后，受熱面的縱向收縮引起薄板向受熱面方向的翹曲變形[6]. 模擬結(jié)果顯示，焊接方案一與焊接方案二變形趨勢一致，在鋼板中心，負(fù)向位移值最大，在薄板的兩端部，正向位移值最大，薄板單面密集焊縫的焊后變形呈船形，與理論分析相似. 薄板單面焊后的彎曲變形包含焊縫的長度方向彎曲變形及寬度方向的彎曲變形，長度方向彎曲變形和寬度方向彎曲的中心均位于鋼板中心. 因此在薄板四角位置，正向位移值最大.

圖4 兩種方案焊后變形云圖

從圖4a中可以看出，焊接方案一的正向最大位移值為0.081 1 mm，負(fù)向位移值最大為-0.300 4 mm. 從圖4b中可以看出，焊接方案二的正向最大位移值為0.081 4 mm，負(fù)向位移值最大為-0.287 4 mm. 以最大正向位移值為零點(diǎn)，最大變形量為正向最大位移值和負(fù)向位移值絕對值之和. 焊接方案一的最大變形量為0.381 8 mm，焊接方案二的最大變形量為0.368 8 mm. 因此，從長度方向的彎曲變形來看，焊接方案二的最大變形量小于焊接方案一的最大變形量，焊接方案二優(yōu)于焊接方案一.

3.1 試驗(yàn)方法

選取尺寸為260 mm×50 mm×2 mm的316 L不銹鋼薄板. 為消除薄板本身質(zhì)量的影響，盡量選擇平整的不銹鋼薄板，并對薄板進(jìn)行校平和檢測， 將不銹薄鋼板清洗，烘干后. 按照實(shí)際焊接線在試驗(yàn)板上設(shè)置好4條焊接線的長度和位置. 利用法國NORMA電子束焊機(jī)進(jìn)行焊接，焊接主要工藝參數(shù)如表1所示.

表1 焊接工藝參數(shù)

高壓U/kV束流I/mA焊接速度v/(mm·min-1)6010900

待鋼板焊后冷卻至常溫，沿著AC側(cè)和DF側(cè)每邊測量7個(gè)位置的高度數(shù)據(jù)，獲得不銹鋼薄板焊后的彎曲變形值.

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

按照焊接線在每塊板上設(shè)置固定的焊接位置后，按照表1所述工藝參數(shù)對試板進(jìn)行了兩種方案的焊接，每組工藝包含3塊試板，焊后試驗(yàn)樣件如圖5所示.

從試驗(yàn)樣件焊后外觀觀察結(jié)果看，焊后彎曲肉眼看不明顯，焊后測量ΔHl值，根據(jù)測得的數(shù)據(jù)，作ΔHl-位置圖如圖6所示.

圖5 焊后試驗(yàn)樣件

圖6 焊后ΔHl-位置圖

ΔHl的值主要由焊縫的縱向收縮引起，理論上在板彎曲的中心部位應(yīng)最低. 從圖6可以看出，六塊試驗(yàn)板焊后均發(fā)生了明顯的彎曲變形，薄板兩端向上翹，中間向下凹，呈弓形，與理論分析相符，兩種焊接方案的變形趨勢大體一致. 同一塊板的AC側(cè)與DF側(cè)兩側(cè)的變形量接近，因此單塊薄板兩側(cè)的焊接先后順序?qū)蓚?cè)的彎曲變形影響較小. 從變形分布來看，采用焊接方案一的3塊試驗(yàn)板，ΔHl的最大值接近于板的中心位置，彎曲變形較對稱；采用焊接方案二的3塊試驗(yàn)板，ΔHl的最大值偏向于板的A側(cè)，D側(cè)(先焊側(cè))，彎曲變形中心偏向板的先焊位置.

焊接方案一焊接的3塊試板中，試驗(yàn)板2發(fā)生的彎曲變形最大，最大ΔHl值位置在164 mm處，為-0.547 mm，試驗(yàn)板3存在輕微的波浪變形. 焊接方案二焊接的3塊試板中，試驗(yàn)板5彎曲變形最大，最大ΔHl值位置在96 mm處，為-0.391 mm，試驗(yàn)板4,試驗(yàn)板6存在輕微的波浪變形. 對比圖6a與圖6b可見采用焊接方案二的3塊試驗(yàn)板相比于采用焊接方案一的3塊試驗(yàn)板，焊接彎曲變形略小，焊接方案較優(yōu).

3.3 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比

利用模擬獲得的數(shù)據(jù)，作位置-位移圖，與兩種方案試驗(yàn)結(jié)果得到的典型薄板彎曲變形形狀圖進(jìn)行對比，結(jié)果如圖7所示.

圖7 試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對比

圖7中所示的方案一試驗(yàn)結(jié)果為板2(DF側(cè))的形狀，方案二模擬結(jié)果為板5(DF側(cè))的彎曲變形形狀，從圖可以看出，模擬得到的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的薄板變形均為弓形變形形狀，且焊接方案一的彎曲變形要略大于焊接方案二的彎曲變形. 模擬結(jié)果與實(shí)際結(jié)果不同點(diǎn)在于,模擬獲得的薄板密集焊縫結(jié)構(gòu)的彎曲變形中心基本位于板的中心位置，而在實(shí)際焊接過程中，受板初始條件和焊接條件的影響，薄板焊接的彎曲變形中心并不位于板的中心位置.