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夾具的約束位置和間距對(duì)焊接變形的影響 重點(diǎn) 通過實(shí)驗(yàn)和仿真還原夾具約束角的變形。 兩種夾具約束對(duì)焊接變形的定量研究。 探討夾具位置和間距和焊接變形之間的關(guān)系。 摘要： 通過實(shí)驗(yàn)研究在方形板堆焊非約束自由狀態(tài)和一個(gè)夾具約束條件下焊接變形研究夾具對(duì)焊接變形的約束作用。用三維熱彈塑性有限元程序來模擬在焊接中的瞬態(tài)溫度和變形。可以看出焊接角變形大大降低了夾具約束，并且仿真和實(shí)驗(yàn)之間非常相似。三方向夾具約束和正常的方向夾具約束是實(shí)際工程中典型的約束類型。兩個(gè)參數(shù)a和b，它們代表在焊接方向上的兩個(gè)夾具和從熔接線的距離之間的間距，分別聚焦。詳細(xì)討論了夾具約束對(duì)縱向收縮，橫向收縮和角變形的影響。 關(guān)鍵詞：焊接變形；夾具約束位置；約束間距；測(cè)量；FEM 1.簡(jiǎn)介 焊接過程中通常產(chǎn)生變形和殘余應(yīng)力，是工程意外的結(jié)果。焊接變形劣化結(jié)構(gòu)的尺寸，影響了產(chǎn)品的外觀。尤其是對(duì)外形畸變的諸如薄壁結(jié)構(gòu)容易發(fā)生角變形和扭曲變形，以及它們最終需要的的校正工作。附加過程不僅會(huì)增加生產(chǎn)周期，而且增加成本。為了降低生產(chǎn)成本，因此有必要通過一些有效的方法，以減少焊接變形。殘余應(yīng)力降低結(jié)構(gòu)中的疲勞強(qiáng)度和填充劑強(qiáng)度方面的性能。要采用適當(dāng)?shù)暮附雍鬅崽幚砘驒C(jī)械方法，以釋放殘余應(yīng)力。 McPherson在2010年發(fā)表的電弧焊接的反面線加熱可以產(chǎn)生相反的彎矩來糾正。如由Ando等在1982年描述的，使用感應(yīng)加熱技術(shù)在減少焊接殘余應(yīng)力的潛在益處。通過改變應(yīng)力分布，屈曲應(yīng)變也可以有效地緩解。Wang等人在2011年分析了證明了焊接大規(guī)模加強(qiáng)結(jié)構(gòu)的變形和屈曲失真可以通過管線加熱過程被減少。 焊接過程中的額外的加熱或冷卻是一種可以在過程中控制方法，以防止焊接變形。Mochizuki等人施加的額外的冷卻到T形圓角接頭的焊接區(qū)，并表明旋轉(zhuǎn)失真可以減少數(shù)值模擬的結(jié)果以外的約束。Guan等人1990年在橫截面溫差拉伸效應(yīng)的基礎(chǔ)上發(fā)明了一種命名為低應(yīng)力無變形（LSND）的方法。LSND經(jīng)證實(shí)是優(yōu)越在防止壓曲變形的薄板對(duì)接焊中。Guan和Zhang在1994年開發(fā)了一種動(dòng)態(tài)控制低應(yīng)力無變形（DC-LSND）的方法，作為另一種在進(jìn)程屈曲的活性控制方法。在該方法中，一個(gè)局部溫差拉伸由斑點(diǎn)散熱器與焊槍尾隨，并且縱向塑性應(yīng)變?cè)诤竺娴娜鄢赝ㄟ^動(dòng)態(tài)控制的區(qū)域來實(shí)現(xiàn)。 夾具在焊接工藝中被廣泛使用，以避免在焊接熱源的前面旋轉(zhuǎn)變形。Hajduk等人在2009年描述關(guān)于焊接夾具的機(jī)器人細(xì)胞點(diǎn)焊車身的設(shè)計(jì)基于模塊化的原則。焊接變形的控制，也有與外部約束和負(fù)荷。Park等人2012年通過改變拉伸應(yīng)力的方向和大小研究了各種拉伸狀態(tài)角變形和殘余應(yīng)力。Schenk等人在2009年研究了屈曲失真和角變形用于搭接接頭和T形角接合的夾緊效果。他們發(fā)現(xiàn)夾緊條件對(duì)殘余應(yīng)力和焊接變形的影響很大。Shateryana等人在2012年通過執(zhí)行三維有限元分析研究了在三種類型的本地馬蹄形夾具焊接變形和殘余應(yīng)力在鋁合金搭接接頭的約束效果。Ziaee等人在2009年研究了邊界條件的影響屈曲焊接薄板時(shí)的模式。人們發(fā)現(xiàn)，外部約束可以增加耐壓曲性，但不能消除屈曲。 然而，由夾緊或夾具焊接變形控制的定量研究是罕見的文獻(xiàn)。由于設(shè)計(jì)參數(shù)和焊接結(jié)構(gòu)的復(fù)雜多樣，一些約束條件的有限的實(shí)驗(yàn)結(jié)果都不足以概述約束效果。自從Ueda和Yamakawa在1971年確定了熱彈塑性有限元法焊接熱應(yīng)力，它已被廣泛應(yīng)用于研究和解決Ueda所描述的工程問題中。隨著技術(shù)在計(jì)算機(jī)輔助工程（CAE）的進(jìn)步，可以有效地執(zhí)行而無需額外成本的一系列數(shù)值實(shí)驗(yàn)時(shí)的仿真精度驗(yàn)證。 在這項(xiàng)研究中，之前被測(cè)量調(diào)查的夾具約束對(duì)焊接變形的影響，堆焊焊縫焊接兩個(gè)以非約束自由狀態(tài)測(cè)試試樣，并在制備的夾具約束條件和焊接變形一個(gè)三維坐標(biāo)測(cè)量裝置。隨后被用于對(duì)兩個(gè)試樣分別進(jìn)行的數(shù)值模擬。焊接變形通過數(shù)值模擬預(yù)測(cè)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，并準(zhǔn)確驗(yàn)證模擬的有效性。 此外，為了評(píng)估夾具約束定量，夾具約束分為正常方向約束和三方向約束。共41多種約束條件下的數(shù)值模型進(jìn)行了分析。兩個(gè)參數(shù)a和b，這表示在從焊接線焊接的方向和距離的兩個(gè)夾具之間的間距，分別集中及其對(duì)焊接變形效果在進(jìn)行了細(xì)節(jié)研究。 2.實(shí)驗(yàn)研究 為了調(diào)查由夾具約束的影響，把如圖1（a）和（b）中所示非約束自由狀態(tài)的兩個(gè)樣品焊接在一起，并在夾具的約束條件下，分別用夾具約束樣品，所述夾具被固定在平臺(tái)上，并且平面偏轉(zhuǎn)是固定的。樣品的尺寸400毫米的長(zhǎng)度400毫米的寬度和9毫米的厚度。該板的基體材料是SS400，焊絲的直徑為1.2毫米，材料是MG-50T。為了一個(gè)良好的焊接質(zhì)量在板表面上焊接線周圍的銹要在焊接之前除去。實(shí)驗(yàn)期間室溫約為20℃。 圖1待焊接標(biāo)本：（a）自由狀態(tài)（b）夾具約束狀態(tài)。 單面堆焊接用的是相同的焊接條件下（240 A，25 V，5毫米/秒），通過一個(gè)自動(dòng)MAG焊接機(jī)進(jìn)行。所述保護(hù)氣體為100％的CO?2。約束夾具在焊接結(jié)束時(shí)間約4分鐘后移除。焊接試樣分別示于圖2（a）和（b）中 圖2焊后試樣：（1）自由狀態(tài)（b）夾具約束狀態(tài)。 為了獲得焊接變形，小型鉆洞上盤。每個(gè)孔的中心被認(rèn)為是一個(gè)測(cè)量點(diǎn)。焊接前在板上測(cè)量點(diǎn)的坐標(biāo)，冷卻后進(jìn)行測(cè)定。最終那些減去初始坐標(biāo)，焊接變形就計(jì)算出來了。 使用所測(cè)量的結(jié)果的三個(gè)典型的焊接變形部件，縱向收縮，橫向收縮和角變形進(jìn)行評(píng)價(jià)。在縱向部分的縱向收縮Y= -190，-40，40，190毫米，分別進(jìn)行評(píng)價(jià)，如圖3所示的橫向收縮和角變形的橫截面，評(píng)價(jià)X??= 10，50，200，350，390毫米如圖4和圖5所示。變形值上頂表面和底表面上的測(cè)量點(diǎn)的平均值。 圖3?非約束自由狀態(tài)和夾具約束條件下縱向收縮：（a）4個(gè)縱向部分；（b）縱向收縮。 圖4非約束自由狀態(tài)和一個(gè)夾具約束條件下的橫向收縮：（1）5個(gè)橫截面；（二）橫向收縮。 圖5非約束自由狀態(tài)和一個(gè)夾具約束條件下角變形：（a）5個(gè)橫截面線；（b）角變形。 圖3清楚地表明，在焊接線附近縱向收縮比遠(yuǎn)離焊接線該值大很多。圖4和圖5顯示了橫向收縮和角變形在五個(gè)部分，分別是相對(duì)均勻的，因?yàn)槊繂挝缓附娱L(zhǎng)度的焊接熱輸入是恒定的。在焊接線的精加工結(jié)束后，橫向收縮率下降，因?yàn)閴嚎s橫向塑性應(yīng)變?cè)谀┒说南鄬?duì)較弱的內(nèi)部約束變小。通過比較，可以確認(rèn)，如果用約束夾具夾緊焊接試樣，與非約束自由狀態(tài)下進(jìn)行比較，角變形可大大減少。對(duì)角變形的影響比夾具約束對(duì)縱向收縮和橫向收縮的影響相對(duì)較小。 3.數(shù)值模擬 在這項(xiàng)研究中，三維熱彈塑性有限元被采用來模擬焊接熱應(yīng)力和變形。約束夾具在以下的實(shí)驗(yàn)條件下進(jìn)行建模仿真。夾具和樣品之間的相互作用被認(rèn)為是通過夾具的末端固定。焊接過程中用溫度變化的材料精確地模擬熱機(jī)械性能?；w金屬和填充金屬都在數(shù)值模擬分別定義。溫度和機(jī)械分析進(jìn)行順序Murakawa等人提出的迭代子法（ISM）被用于機(jī)械分析以節(jié)省計(jì)算時(shí)間。 3.1 有限元模型 一種固體元件制劑一般需要進(jìn)行分析瞬態(tài)焊接熱應(yīng)力和應(yīng)變。密實(shí)網(wǎng)孔應(yīng)在焊接線的附近進(jìn)行以適應(yīng)周圍焊接熱源的溫度梯度。在這項(xiàng)研究中，六面體元件，其魯棒性和準(zhǔn)確性在處理塑性行為被Benzkey在1995年證實(shí)良好，用于焊接模擬。為約束焊接樣品的有限元模型示于圖6。在有限元模型中的焊接加強(qiáng)件的形狀，從實(shí)驗(yàn)觀察來確定，而寬度和高度分別為10毫米和2.2毫米。在焊接方向2mm的寬度方向和1.8毫米的厚度方向，焊縫區(qū)域中的元件的大小是5毫米。單元和節(jié)點(diǎn)的數(shù)量分別是15736，20448。夾具也仿照由實(shí)體單元考慮它的彈性約束。由于夾具的幾何形狀的復(fù)雜性，每個(gè)夾具被簡(jiǎn)化為兩個(gè)長(zhǎng)方體具有相同的長(zhǎng)度和橫截面為實(shí)際夾具，和所述夾持面是大約15mm×10毫米。 圖6有限元網(wǎng)格的標(biāo)本夾具和焊接熱源區(qū)。 3.2 焊接熱的傳導(dǎo)分析 機(jī)械分析之前，進(jìn)行熱傳導(dǎo)分析，以獲得溫度履歷為固體元素的所有節(jié)點(diǎn)。焊接熱源，如由移動(dòng)體積內(nèi)均勻的熱生成率表示圖6。在熱傳導(dǎo)模擬中所用的溫度依賴性的物理性能示于圖7（a）中。焊接金屬（WM）的熱特性被假定是相同的用堿金屬（BM）。在高溫度超過1000℃時(shí)，材料的性能被認(rèn)為是相同的與那些在1000℃。環(huán)境溫度設(shè)定為20℃，傳熱系數(shù)被假定為24瓦/（米2??℃）的所有的表面上（Ueda等人2012）。 圖7 堿金屬和焊接金屬的材料性質(zhì)：（a）熱物理性質(zhì)；（b）機(jī)械性能。 在圖8中，在40秒的瞬態(tài)溫度領(lǐng)域進(jìn)行了繪制的剖視圖，從中可以看出，靠近熱源的區(qū)域具有大的溫度梯度，而其后部呈相對(duì)均勻的分布。上的橫截面的最大到達(dá)溫度分布表示熔合區(qū)示于圖9。 圖8瞬時(shí)溫度分布從焊接開始40秒：（一）總體視野；（二）截面圖。 圖9在橫截面和熔合區(qū)最高達(dá)到溫度分布。 3.3 熱應(yīng)力和變形的分析 通過施加瞬時(shí)溫度，焊接熱應(yīng)力及變形計(jì)算增量為每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)。堿金屬和填料金屬的機(jī)械特性示于圖7（b）中。基體金屬和填充金屬的特性是除屈服應(yīng)力相同。該材料按照各向同性硬化法及相關(guān)塑性流動(dòng)規(guī)律。對(duì)于非約束自由狀態(tài)下焊接該模型中，只有剛體運(yùn)動(dòng)在有限元模型被限制。對(duì)于夾具約束試樣，夾具的端部被約束在板法線方向（?焊接時(shí)方向）。夾具約束被焊后獲釋。相變特性（deng2009），在模擬中沒有考慮。 迭代子方法（ISM），為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間，而不損失精度?；旧?，整個(gè)模型一個(gè)被分成兩個(gè)區(qū)域具有不同的電平的非線性，如圖10所示。在本研究中，B區(qū)溫度高于300℃。其余區(qū)域不包括整個(gè)模型A中的B區(qū)域被定義為A-B的區(qū)域。在A-B區(qū)和B區(qū)都以互動(dòng)的方式解決了，而這兩個(gè)地區(qū)之間的邊界上的不平衡力迭代計(jì)算，直到平衡感到滿意。以這種方式，迭代步驟與簡(jiǎn)單的方案相比為整個(gè)區(qū)域總數(shù)量將大大降低。 圖10區(qū)域A，B和A-B在ISM的框架示意圖。 4.焊接變形的比較 計(jì)算出的平面位移中的分布z非約束自由狀態(tài)與夾具約束條件下方向示于?圖11，它可以很容易地觀察到，面外變形的已被夾具約束大大減少。 圖11?外的面外變形（單位：mm，變形規(guī)模：10次）：（a）免費(fèi)條件下試樣；（b）與試樣夾具。 焊接仿真和測(cè)量之間變形，在所述非約束自由狀態(tài)的比較示于圖12（a） - （b）所示。如圖中所計(jì)算的縱向收縮圖12（a）是對(duì)稱的焊接線由于模型的對(duì)稱性。板的邊緣附近的縱向的收縮遠(yuǎn)小于其靠近焊接線。 圖12?焊接在非約束自由狀態(tài)變形和實(shí)驗(yàn)和模擬之間的比較：（a）縱向收縮；（b）橫向收縮；（c）角變形。 從所計(jì)算的和測(cè)量的結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)，在橫向收縮，在板的中間部分比邊緣附近較大，如圖12（b）中所示。最小值出現(xiàn)在焊接的精加工結(jié)束。角變形變化不大，在所有五個(gè)橫截面，如圖12（c）所示。如果在詳細(xì)的觀察，在焊接線的終端附近的橫截面的角變形比焊接線的起始端附近大。這是因?yàn)閺囊苿?dòng)焊接熱源的預(yù)熱效果強(qiáng)附近的熔接線和預(yù)角變形的終端已經(jīng)在焊接熱源的前面產(chǎn)生。所計(jì)算的縱向收縮，橫向收縮和角變形非常接近的實(shí)驗(yàn)值。 對(duì)于夾具的約束條件下的樣品，實(shí)驗(yàn)和仿真之間的角變形的結(jié)果進(jìn)行了比較，圖12所示。無論是實(shí)驗(yàn)和仿真結(jié)果表明，在角變形減少約70％，如果使用約束夾具。 圖13測(cè)量和計(jì)算焊接角變形用夾具的約束。 5.夾具約束的參數(shù)研究 5.1 的夾具約束條件模型 如果夾具通過接觸來限制板，位移僅在接觸的法線方向朝向板和夾具之間可以被假定為被約束。如果在板被焊接時(shí)被夾具牢固地固定，在夾具約束位置的位移可以被假定為完全固定在三個(gè)方向。在這項(xiàng)研究中，兩種類型的約束，簡(jiǎn)單地命名為正常方向夾具約束和三方向夾具約束，并且在示意性圖14示出。 圖14?夾具的配置和兩種夾具約束。 在法線方向夾具約束的建模中，頂部和底部表面的距離上的節(jié)點(diǎn)B遠(yuǎn)離焊接線，表示夾具約束位置，僅在法線方向固定。在節(jié)點(diǎn)20毫米遠(yuǎn)離焊接線附加約束是用來支撐基座上板的底部表面進(jìn)行建模。 在這三個(gè)方向的夾具約束條件，夾具在其中的位移分別設(shè)置節(jié)點(diǎn)，被固定在三個(gè)方向。在所有的情況下，在節(jié)點(diǎn)處的夾具約束是從焊接的開始施加并且當(dāng)焊接結(jié)束后220 s釋放。 對(duì)于堆焊焊接模型，進(jìn)行與尺寸模擬400毫米×400毫米×10毫米。夾具被對(duì)稱地布置在焊接線的兩側(cè)。為簡(jiǎn)單起見，該約束被直接施加在頂表面和底表面的每個(gè)夾具的節(jié)點(diǎn)上。調(diào)查夾具位置和音調(diào)上焊接變形的影響，41例的數(shù)值模擬的示于表1，包括一個(gè)非約束自由狀態(tài)下案件。 約束類型 夾具位置B（毫米） 夾具間距一（毫米） 占總病例 非限制自由狀態(tài) 無 無 1 法線方向夾具約束 30，50，100，200 5，20，40，80，200 20 三方向夾具約束 30，50，100，200 5，20，40，80，200 20 表1數(shù)值模擬的條件和情況下，各種夾具的約束。 焊接變形的組件，腱力?F，橫向收縮和角變形的中間橫截面進(jìn)行了調(diào)查。肌腱力的概念最初是由White等人在1980年表示在焊道的縱向的收縮率，并且它可以由下式來定義： 方程式（?1?） 分別是楊氏模量和縱向塑性應(yīng)變。 為了使比較更容易，肌腱力?F（a，b），橫向收縮率S（a，b）和角變形θ（a，b））在各種夾具約束位置b和俯仰a由方程進(jìn)行歸一化分別為?(2)，(3)和(4)。每個(gè)焊接變形成分，通過相應(yīng)的值除以（?F?0，S?0，θ?0）下的非約束自由狀態(tài)。 方程式（?2?） 方程式（?3?） 方程式（?4?） 如果?F（a，b），s（a，b），β（a，b）比1.0小，則意味著夾具約束減少焊接變形。如果它們是大于1.0，這意味著焊接變形在夾具約束條件下增加。由于縱向彎曲是相當(dāng)小的，在本研究中，在此不再表述。 5.2 法線方向夾具約束 在法線方向夾具約束的情況下，位置參數(shù)b和螺距參數(shù)影響約束夾具的肌腱力?F（a，b），所述歸一化的橫向收縮s（a，b）和歸一化的角變形θ（a，b）在圖15（a）-（c）中示出，肌腱力量和橫向收縮的效果并不明顯。這可以容易地理解的是，在正方向夾具約束沒有給出在平面內(nèi)的塑性應(yīng)變尤其直接影響平均通過厚度方向的值。 圖15對(duì)焊接變形法線方向夾具約束的影響：（a）受力筋；（b）橫向收縮；（c）角變形。 可以解釋，如果正方向夾具約束施加到焊接板，附加的彎曲應(yīng)力是由正常的反作用力，如圖16所形成。在上表面的拉伸應(yīng)力可減少橫向收縮的塑性應(yīng)變的量。在底表面上，該壓應(yīng)力將引起更多的橫向收縮的塑性應(yīng)變。因此，橫向塑性應(yīng)變通過厚度的分布將變得更均勻，如圖17所示。其結(jié)果是，橫向彎曲即角變形變小。 圖16形成了垂直方向夾具約束彎曲應(yīng)力場(chǎng)。 圖17在一個(gè)非約束自由狀態(tài)和正常方向夾具約束條件對(duì)中間橫截面為試樣橫向塑性應(yīng)變分布（a=80毫米;B= 30，50毫米）：（a）橫向塑性應(yīng)變；（b）橫向塑性應(yīng)變?cè)谥醒刖€（Y??= 0）。 如果夾具被放置在靠近焊接區(qū)，即，所述夾具位置參數(shù)b為30mm螺距a是大于20毫米，角變形引起的夾具約束的減少變小。這是因?yàn)椋瑠A具約束位置是塑性變形區(qū)內(nèi)，如圖?17（a）所示并且由塑性應(yīng)變夾具位置以外產(chǎn)生的角變形沒有被控制。這種現(xiàn)象也通過橫向塑性應(yīng)變通過板厚分布為兩所示例圖17（b）中所示。 如圖15（c）中所示，一個(gè)小的夾具約束導(dǎo)致一個(gè)小的角變形。若間距足夠小，例如小于80毫米，節(jié)距的效果變小。在這種情況下，如果該參數(shù)為大于50毫米的角變形幾乎與夾具約束位置增加b呈線性。 5.3 三方向夾具約束 在三個(gè)方向上夾具約束的情況下，夾具約束位置的影響b和歸一化a的肌腱力?F（a，b），所述歸一化的橫向收縮s（a，b），并歸一化的角變形θ（a，b）顯示在圖18（a）-（c）中，夾具約束條件下的歸一化腱力和橫向收縮率分別變大，這是從正方向夾具約束大不相同。三個(gè)方向夾具約束條件下的角變形比那些非約束自由狀態(tài)下變化小。這種現(xiàn)象與正常的方向夾具約束條件下類似。 圖18對(duì)焊接變形三方向夾具約束條件的影響：（a）受力筋；（b）橫向收縮；（c）角變形。 肌腱力和橫向收縮的三個(gè)方向夾具約束條件下的增加，是由于在感應(yīng)焊接的縱向塑性應(yīng)變和橫向塑性應(yīng)變的增加，如圖19和圖20所示。根據(jù)夾具的約束條件，在焊接的加熱階段，主要是產(chǎn)生的大的壓縮塑性應(yīng)變。這是因?yàn)樵跓崤蛎浻蓨A具強(qiáng)約束，結(jié)果壓縮塑性應(yīng)變變大與這些非約束自由狀態(tài)下進(jìn)行比較（Murakawa等人 1996年）。 圖19?上中間截面為試樣在非約束自由狀態(tài)和三方向夾具約束條件（縱向塑性應(yīng)變一個(gè)= 20毫米，B= 50毫米）：（a）一部分的輪廓；（b）在寬度方向（分布?= 5毫米）。 圖20在一個(gè)非約束自由狀態(tài)和三方向夾具約束條件（在中間橫截面橫向塑性應(yīng)變分布一個(gè)= 20毫米，B= 50毫米）：（a）一部分的輪廓；（b）在寬度方向（分布?= 5毫米）。 6.結(jié)論 在本研究中，夾具約束對(duì)焊接變形的影響進(jìn)行了研究?jī)烧邤?shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)測(cè)量。位置和間距參數(shù)化變更為各種約束條件。根據(jù)實(shí)驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果，得出如下結(jié)論可以得出： （1）焊接變形的有限元計(jì)算吻合與非約束自由狀態(tài)和夾具約束條件下測(cè)得的結(jié)果。 （2）所得到的結(jié)果顯示，當(dāng)使用夾具時(shí)焊接板角變形得到有效降低。 （3）三方向夾具約束，對(duì)所有的變形部件有很大的影響。 （4）法線方向夾具約束可以有效地減少角變形與肌腱力和橫向收縮的影響。 （5）一般地，當(dāng)夾具的位置和間距值較小角變形將會(huì)減少。 15