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非对称角根焊熔透和焊后变形的规律

岳建锋, 彭超龙, 刘文吉, 赵金涛, 李亮玉

岳建锋, 彭超龙, 刘文吉, 赵金涛, 李亮玉. 非对称角根焊熔透和焊后变形的规律[J]. 焊接学报, 2021, 42(7): 28-36. DOI: 10.12073/j.hjxb.20200903001
引用本文: 岳建锋, 彭超龙, 刘文吉, 赵金涛, 李亮玉. 非对称角根焊熔透和焊后变形的规律[J]. 焊接学报, 2021, 42(7): 28-36. DOI: 10.12073/j.hjxb.20200903001
YUE Jianfeng, PENG Chaolong, LIU Wenji, ZHAO Jintao, LI Liangyu. Law of penetration and post-weld deformation of asymmetric fillet root welding[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2021, 42(7): 28-36. DOI: 10.12073/j.hjxb.20200903001
Citation: YUE Jianfeng, PENG Chaolong, LIU Wenji, ZHAO Jintao, LI Liangyu. Law of penetration and post-weld deformation of asymmetric fillet root welding[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2021, 42(7): 28-36. DOI: 10.12073/j.hjxb.20200903001

非对称角根焊熔透和焊后变形的规律

基金项目: 国家自然科学基金资助项目(U1733125)
详细信息
    作者简介:

    岳建锋,博士,教授,博士研究生导师;主要研究方向为焊接自动化;Email:billyue@163.com.

  • 中图分类号: TG 404

Law of penetration and post-weld deformation of asymmetric fillet root welding

  • 摘要: T形角接单侧开V形坡口的中厚板焊接具有成本低、生产效率高的特点,但这种焊缝两侧结构非对称,尤其根部结构厚度悬殊,焊接热传导差异大,不易有效保证良好全熔透成形,且焊后工件常伴随变形较大,影响后续安装使用. 为了获得非对称焊缝焊接热输入对熔透和变形的作用机制,提出考虑热输入大小和能量分配两个因素探讨对热传导规律的影响. 在温度场模拟中引入了等效双高斯热源模型,有效提升了计算精度. 采用数值模拟和试验相结合的方法,对熔透成形、应力场分布和焊件变形进行了对比分析. 结果表明,当焊接电流保持不变且焊枪角度为20°时,焊件变形量最大,焊接试件变形增加18%左右;当焊枪角度一定时,焊件变形量随焊接电流的逐渐增加而增大,最大变形量为2.595 2 mm. 相关研究揭示了非对称焊缝熔透和焊接变形规律,为此类非对称角根焊的焊接质量工艺参数优化提供理论支持.
    Abstract: Medium plate with T-fillet joints and one-side V-shaped grooves has the characteristics of low cost and high production efficiency. However, the two sides of the weld are asymmetrical, especially the thickness of the root structure is very different, and the welding heat conduction difference is uneven, so that the good full penetration forming is not easy to effectively guarantee, and the workpiece is often deformed after welding, which affects installation. In order to figure out the mechanism of welding heat conduction of asymmetric welding on penetration and welding deformation, the influence of energy distribution and the size of heat input on the heat conduction is considered. The equivalent Gauss heat source model is introduced in the temperature field simulation, which effectively improves the calculation accuracy. The method of simulation and experiment was used to analyze the penetration formation, stress field distribution and welding deformation comparatively. The results show that when the welding current is the same and the welding torch angle is 20°, the welding deformation is larger and the deformation of the base metal is increased by about 18%. When the welding torch angle is constant, the welding deformation increases with the increase of the welding current, and the maximum deformation is 2.595 2 mm. The relevant research reveals the law of asymmetric weld penetration and welding deformation, which provides theoretical support for the optimization of welding quality and process parameters of this kind of asymmetric fillet welding.
  • 在船舶制造、石油化工、桥梁建设等工程领域中存在大量中厚板角焊接工件,为降低生产成本,提高焊接接头质量和生产效率,经常采用开单侧坡口焊接工艺. 单侧开坡口角焊缝由于两侧坡口结构呈现非对称性,采用常规焊接工艺,焊缝成形质量较差,焊件变形也偏大,降低工件的力学性能和使用寿命,对结构安装和应用产生不利影响[1]. 此类焊接结构的非对称性无疑对电弧能量输入提出了新的要求. Wang等人[2]基于迭代子结构法,研究焊接过程中施加恒定外力与钢性夹紧对角焊缝焊接变形的影响.在焊接过程中设计并施加恒定外力,以减少角焊缝的变形,但该研究并未继续探究不同焊枪角度对焊接母材变形的影响.Deng等人[3]基于 Quick Welder 软件模拟了SM490钢T形接头焊接残余应力与变形,在仿真计算中采用各项同性硬化准则模拟材料的加工硬化. Lee等人[4]针对复杂肋板结构提取双 T 形接头模型进行研究,提出了一种不限制焊接区域附近网格尺寸的方法对大型焊接结构的角变形进行预测, 并将所提出的方法应用于各种案例研究进行验证,其结果表明所提出的方法可以有效地预测焊接变形,但目前研究并未继续探究不同焊枪角度对焊接母材变形的影响.

    文中以中厚板Q235低碳钢为研究对象,采用钨极惰性气体保护焊(gas tungsten arc weld,GTAW)对单侧开V形坡口角焊缝的开展根焊试验研究和规律探索. 应用COMSOL Multiphysics多物理场仿真软件建立了焊接等效热源模型和焊接变形模型,进行温度场和位移场数值计算,并开展了相关试验验证. 探究了非对称角根焊中焊接热输入大小和焊缝两侧热分配对角焊缝熔透及变形的影响机制,获得了焊接热输入大小和分配对非对称角根焊缝熔透深度和角焊件热变形的影响规律,可为此类非对称角根焊的工艺优化和控制提供理论支撑.

    试验的焊接母材为Q235低碳钢,翼板母材尺寸为170 mm × 50 mm × 8 mm,腹板整体尺寸与翼板相同,坡口角度为60°,钝边厚度为1 mm. 图1为焊接母材翼板和腹板的整体尺寸. 采用直径为0.8 mm的ER50-6焊丝. 焊接工艺参数如表1所示.

    图  1  母材的整体示意图(mm)
    Figure  1.  Overall layouts of workpieces. (a) wing; (b) web

    考虑到GTAW具有焊接过程稳定,热输入精确控制等优点,因而在非对称角焊缝根焊中采用GTAW工艺开展试验,保护气体为高纯度氩气. 焊接电流采用脉冲方式,频率5 Hz,基值电流为50 A,占空比为50%,试验开发了专用的焊件夹具,如图2所示.

    表  1  焊接工艺参数
    Table  1.  Welding process parameters
    焊接电流
    I/A
    焊枪角度
    θ/(°)
    焊接速度
    v/(mm·s−1)
    电弧电压
    U/V
    氩气流量
    Q/(L·min−1)
    送丝速度
    vs/(mm·s−1)
    160, 180, 20020, 30, 40613.4126
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    图  2  焊接试件及夹具
    Figure  2.  Configuration of welding workpiece and fixture

    试验中依次调整电流峰值为160,180,200 A,考虑到焊缝夹角范围及焊枪体积大小等实际情况,开展了焊枪角度θ分别为40°(焊枪偏向未开坡口侧)、30°(焊枪居中)和20°(焊枪偏向开坡口侧)的非对称角根焊试验. 焊枪角度如图3所示. 试验后,对焊后冷却母材的熔池轮廓、焊后残余应力和母材整体变形进行观测.

    图  3  焊枪与焊缝两侧平面夹角示意图
    Figure  3.  Diagram of angle between welding torch and welding seam

    基于COMSOL Multiphysics多物理场仿真软件,建立与焊件Q235钢单边V形坡口的有限元模型. 在网格划分时,为保证计算精度,将焊缝金属及其周边区域采用较精细的划分方式;其余距焊缝金属较远区域则采用较粗划分,减少仿真计算时间,又可以保证计算的精度. 该模型包含11 904个域单元、2 962个网格顶点和747个边单元. 仿真计算时的约束条件与试验相同. 非对称角根焊有限元模型母材翼板、腹板及焊缝区网格化分及约束如图4所示.

    图  4  非对称角根焊有限元模型
    Figure  4.  Finite element model of the asymmetrical fillet welding

    在对称焊接温度场模拟研究中,大多数采用的热源模型多为高斯面热源和双椭球体热源[5]. 但对非对称角根焊焊接进行模拟计算时发现,采用高斯面热源或双椭球体热源进行计算的结果与实际焊接的焊缝相差较大[6]. 观察手工钨极氩弧焊接行为发现,焊工通过实时观察焊接熔池状况来预估焊接内部熔透形态,借助手动调整焊枪角度,以获得焊缝良好成形质量,本质上来说,焊工调整焊枪角度改变了电弧的热输入. 因此,在研究中提出将非对称角根焊焊接电弧的热输入分解为相互垂直的两部分热输入QxQy,分别作用于母材的焊缝两侧,热源采用了高斯形式[4]. 两部分热量输入之和为有效焊接热输入Q,即Qx+Qy = Q,遵循能量平衡方程. 电弧热输入分配分解示意图如图5所示.

    图  5  焊接热输入分配分解示意图
    Figure  5.  Schematic diagram of welding heat input distribution decomposition

    有限元计算时,采用等效双高斯热源模型,由于非对称角根焊缝腹板存在坡口角度,焊枪与焊缝两侧母板存在倾斜角度. 为简化计算过程中热源模型的加载,保证加载的热源方程及计算依然在原坐标系进行,需对开坡口侧的高斯热源输入方程按照坡口角度进行旋转变换调整,推导出旋转坐标及原坐标之间的关系式[7]. 调整后的热源方程与原坐标系下的一致且焊件坐标系不变,温度场和应力场仍旧在原坐标系下获得. 坐标变换调整后的坡口热源变形式(1)及未开坡口侧的热源变形式(2)如下.

    $$ q(x,y,z) = \dfrac{{3UI\mu }}{{{{\text{π}} } r_{\rm{H}}^2}}\exp \left\{ \dfrac{{ - 3}}{{r_{\rm{H}}^2}}{\left[ {(z - {z_0})\cos \theta + (y - {y_0})\sin \theta } \right]^2}+ {[(y - {y_0})\cos \theta - (z - {z_0})\sin \theta ]^2} + {(x - vt)^2}\right\} $$ (1)
    $$q(x,z) = \frac{{3UI\mu }}{{{{\text{π}} }r_{\rm{H}}^2}}\exp \left\{ {\frac{{ - 3}}{{r_{\rm{H}}^2}}{{\left[ {(z - {z_0})\cos \theta } \right]}^2} + {{(x - vt)}^2}} \right\}$$ (2)

    式中:U为电弧电压;I为焊接电流;μ为焊接效率,该试验中取0.65;v为焊接速度;rH为焊缝熔池的有效焊接半径;θ为焊枪角度;x0z0为热源中心坐标;y轴正半轴方向为焊接方向.

    仿真计算假定焊缝金属和焊接母材的热物理性参数相同,母材在高温部分的热物理性参数通过差值法[8],以加载插值函数的方式,将与热内应力相关的泊松比、线膨胀系数、弹性模量、屈服应力等热物理参数的温度函数加载至焊接母材中. 图6为不同温度下的Q235低碳钢力学性能和热物理性能[9].

    图  6  不同温度下Q235低碳钢力学性能和热物理性能参数
    Figure  6.  Mechanical properties and thermophysical parameters of Q235 low carbon steel at different temperatures. (a) mechanical property parameters; (b) thermophysical property parameters

    在实际焊接中,焊缝区域的金属并不存在,而是随着焊枪焊接热源的移动而逐步形成. 在进行仿真计算时,使用生死单元技术对焊缝金属区域先禁用,然后随着焊接热源的移动再逐步激活. 在使用生死单元技术禁用域材料时,将材料大于阈值部分的性质参数设置得很小,达到可忽略的量级,不参与焊接热传导过程. 当达到设定阈值时焊缝金属逐步激活,参与模型热传导计算.

    焊接过程中熔池附近区域温度较高,为提高非对称角焊中母材变形的计算精度,考虑不同焊接温度对Q235钢热膨胀系数、泊松比、线膨胀系数、弹性模量等与变形相关的物理量随温度的变化. 非对称角焊的热传导微分方程为

    $$\begin{split} &\rho (T){C_{\rm{P}}}(T)\frac{{\partial T}}{{\partial t}} = \frac{\partial }{{\partial x}}\left[ {\lambda (T)\frac{{\partial T}}{{\partial x}}} \right] +\\ &\frac{\partial }{{\partial y}}\left[ {\lambda (T)\frac{{\partial T}}{{\partial y}}} \right] + \frac{\partial }{{\partial z}}\left[ {\lambda (T)\frac{{\partial T}}{{\partial z}}} \right]\end{split}$$ (3)

    式中:$\rho (T)$为材料随温度变化的焊接母材密度;${C_{\rm{p}}}(T)$为材料随温度变化的比热容;$\lambda (T)$为材料随温度的热导率;T为温度;$\rho (T)$${C_{\rm{p}}}(T)$$\lambda (T)$均是温度的函数,按非线性瞬态传热模拟计算.

    定解条件主要考虑热辐射和热对流两个方面. 试验环境温度为293 K,冷却时间为600 s. 模拟过程中的热辐射及热对流主要是母材与其周围空气之间的热交换. 定解条件如下.

    $${\lambda _x}\frac{{\partial T}}{{\partial x}}{N_x} + {\lambda _{}}\frac{{\partial T}}{{\partial x}}{N_y} + {\lambda _{}}\frac{{\partial T}}{{\partial x}}{N_z} = {q_r} + {q_z}$$ (4)
    $${q_r} = \varepsilon \sigma (T_1^4 + T_2^4)$$ (5)
    $${q_z} = h({T_1} - {T_3})$$ (6)

    式中:$\varepsilon $为母材表面辐射率,仿真计算中取0.4;$\sigma $为斯特藩-玻尔兹曼常量,其值为$5.64 \times 10^{-8} \;{\rm{W}} /({\rm{m}}^{2} \cdot {\rm{K}}^{4})$$T_1$为母材表面温度;$T_2$为无辐射时的参考温度;$T_3$为无对流时的参考温度;$ {{{h}}} $为表面传热系数,计算中取$80\; {\rm{W}} /({\rm{m}}^{2} \cdot {\rm{K}})$,且该对流换热作用于有限元模型的所有外表面.

    应力和变形的模拟研究综合考虑热弹塑性有限元法和固有应变法两种方法[10],采用弱耦合方式进行计算,只考虑温度场对应力场的作用效果,而忽略应力场对温度场的反作用. 在求解应力场时,先通过输入的控制方程对焊接温度场进行求解,将该求解结果作为外部条件施加于焊接应力场,实现两场耦合,最终得到焊接应力场的结果. 从固有应变法看,焊接过程中,除了母材的固有应变应为弹性应变、塑性应变和热应变3项之和外,还会产生由于体积变化而引起的变形应变和变形塑性应变. 但对Q235钢而言,这两种应变对母材的残余应力和变形量影响不大[11],故母材的总应变可表示为

    $$\varepsilon = {\varepsilon _{\rm{e}}} + {\varepsilon _{\rm{p}}} + {\varepsilon _{{\rm{th}}}}$$ (7)

    式中:$\varepsilon $为母材总应变;${\varepsilon _{\rm{e}}}$为弹性应变;${\varepsilon _{\rm{p}}}$为塑性应变;${\varepsilon _{{\rm{th}}}}$为热应变. 仿真过程中,采用各向同性材料的广义胡可定律表示弹性应变模型,且该模型具有与温度相关的杨氏模量和泊松比. 塑性应变主要受母材中与温度有关的材料性能影响,同时符合冯·米赛斯准则. 热应变则通过热膨胀系数和温度变化表示.

    分别对不同参数的焊缝横截面进行观测,经过切割、打磨、腐蚀、金相拍照获得焊接试验熔透轮廓. 仿真计算时,将熔池熔点温度设定为Q235钢的熔点温度(1 492 ℃). 图7为不同焊枪角度和焊接电流下母材熔池熔合线仿真轮廓. 图8图9图10为焊接横截面熔池实际轮廓. 图11为焊件熔透深度试验结果与仿真结果对比. 从图11可以看到,熔池的试验和仿真的温度场分布吻合良好,熔透深度及变化趋势基本一致,为研究焊接熔透、应力场和母材变形等变化规律奠定了基础.

    图  7  非对称角根焊焊接横截面熔池轮廓仿真
    Figure  7.  Simulation of weld pool profile in cross section of asymmetric angle root welding. (a) welding current 160 A,welding gun angle 20°;(b) welding current 180 A,welding gun angle 20°;(c) welding current 200 A,welding gun angle 20°;(d) welding current 160 A,welding gun angle 30°;(e) welding current 180 A,welding gun angle 30°;(f) welding current 200 A,welding gun angle 30°;(g) welding current 160 A,welding gun angle 40°;(h) welding current 180 A,welding gun angle 40°;(i) welding current 200 A,welding gun angle 40°
    图  8  焊枪角度20°时非对称角根焊焊接横截面熔池实际轮廓
    Figure  8.  Actual profile of weld pool in the cross section of asymmetric angle root welding at welding gun angle 20°. (a) welding current 160 A;(b) welding current 180 A;(c) welding current 200 A
    图  9  焊枪角度30°时非对称角根焊焊接横截面熔池实际轮廓
    Figure  9.  Actual profile of weld pool in the cross section of asymmetric angle root welding at welding gun angle 30°.(a) welding current 160 A;(b) welding current 180 A;(c) welding current 200 A

    为深入了解非对称角根焊焊缝两侧的热传导情况,在焊接母材的中间横断面(焊接热源于30 s到达该截面)上选取如图12所示的观察点. 相邻观测点的间距为1 mm,绘制各观测点在不同时刻的热循环曲线,如图13所示. 可以看出,在同一焊接母材截面上,选取的各点温度曲线的变化趋势大体相似.当焊接热源即将到达该截面时,由于焊接母材的热传导作用,截面上各选取的点开始升温;焊接热源到达该截面时,各选取点温度升高较快,但此时不同选取点之间有不同的温度趋势.对于与焊接热源直接接触的选取点D,E,F,d,e,f,其温度骤然升至最高,并在焊接热源后移后急剧下降,其热循环曲线呈现出较陡的峰形. 而对于未与焊接热源直接接触的选取点A,B,a,b,其温度并未直接升至最高,而是在之后0.5 ~ 1 s后升至最高温度,且点A(a)升至最高温度的时间明显延后于选取点B(b),这些点的热循环曲线升温过程较为缓和,呈现出相对较缓的峰形. 这是由于与焊接热源直接接触的各选取点是被直接加热的,在较短时间内可获得大量热源,故迅速升至最高温度. 而未与焊接热源接触的各选取点,则主要通过焊接母材的热传导提高温度,故其温度峰值有明显的延迟效应,且离加热面越远,延迟效应越明显. 焊接热源离开后,与焊接热源直接接触的各点温度骤降,而未与焊接热源直接接触的各点在经过延迟效应之后,温度逐渐降低,并于10 s内各选取点的温度逐渐趋同.

    图  10  焊枪角度40°时非对称角根焊焊接横截面熔池实际轮廓
    Figure  10.  Actual profile of weld pool in the cross section of asymmetric angle root welding at welding gun angle 40°. (a) welding current 160 A;(b) welding current 180 A;(c) welding current 200 A
    图  11  非对称角根焊熔透深度试验及仿真对比
    Figure  11.  Experiment and simulation of the penetration depth of the asymmetric fillet welding
    图  12  焊接观察截面位置示意图
    Figure  12.  Schematic diagram of weld observation section position. (a) welding cross section; (b) enlarged view of the observed area
    图  13  各观察点热循环曲线
    Figure  13.  Thermal cycle curve of each observation point. (a) temperature at point A-E; (b) temperature at point a-e

    位于开坡口侧的选取点d,e,其温度提升速度和散热冷却速度明显大于位于未开坡口侧的对应选取点D,E,且点d,e所达到的最高温度均大于后者. 这是由于开坡口使得翼板母材厚度减小,开坡口侧的母材对热输入更为敏感,在相同焊接热源下,开坡口侧的温度梯度和温度峰值都将大于未开坡口侧. 选取点C(c)是各选取点的公共过渡点,具有热量聚集效应,故在选取点A ~ E中,C点的最高温度高于点E. 同时,在选取点a ~ e中,c点的最高温度又略小于点e,说明c点的热量聚集效应不如开坡口侧e点所带来的热敏感效应强烈. 开坡口虽然获得了良好的焊缝质量,但同时也让焊缝两侧产生了不同的热敏感效应,形成了不对称的温度场,从而增大了焊接母材的变形.

    在焊接过程中,仿真计算得到的焊接应力总体分布如图14所示. 在焊接过程中,焊缝的应力主要集中在焊道两侧,并且开坡口侧的应力值明显大于未开坡口侧,未开坡口侧的焊缝应力较集中,而开坡口侧的焊缝应力则相对分散,焊缝周围的应力值远远大于焊件上其余部分. 焊接热源移动后,之前焊缝部位存在的较大应力也伴随热量迅速传导有所减. 开坡口侧由于热传导差异对热输入更为敏感,存在较大的应力值,而未开坡口侧应力相对更为集中. 应力的分布特征与母材温度场分布及变化趋势是一致的,焊接温度场模拟与试验结果吻合良好.

    图  14  不同焊接时间下母材纵向残余应力分布
    Figure  14.  Residual stress distribution of workpieces with different welding time. (a) welding time t = 30 s; (b) welding time t = 60 s

    在不同的焊接电流及焊接角度下仿真计算得到非对称角根焊焊件整体变形情况如图15~图17所示. 不同焊接热输入下,母材焊接后都呈现出中间凹陷,两边凸起的挠曲变形特征. 这是因为在焊接过程中焊接母材已加热部分受热急速膨胀,未加热母材区域对已加热区域产生了压缩挤压作用;同时,开坡口侧的母材对热输入更为敏感,焊接热源通过后又迅速冷却,从而加大了母材变形.

    图  15  焊枪角度20°时不同焊接热输入条件下母材残余变形
    Figure  15.  Welding deformation of the asymmetric fillet at welding gun angle 20°. (a) welding current 160 A;(b) welding current 180 A;(c) welding current 200 A
    图  16  焊枪角度30°时不同焊接热输入条件下母材残余变形
    Figure  16.  Welding deformation of the asymmetric fillet at welding gun angle 30°. (a) welding current 160 A;(b) welding current 180 A;(c) welding current 200 A
    图  17  焊枪角度40°时不同焊接热输入条件下母材残余变形
    Figure  17.  Welding deformation of the asymmetric fillet at welding gun angle 40°. (a) welding current 160 A;(b) welding current 180 A;(c) welding current 200 A

    试验采用北京天远(OKIO)三维扫描仪观测实际焊接母材的变形量,通过将实际扫描的结果与未焊接时的工件模型进行对比得到扫描结果. 图18为焊件三维扫描仪器. 焊接母材的实测变形量和仿真计算的变形量对比如图19所示. 对于非对称角根焊焊接来说,在焊接速度确定的情况下,焊接电流和焊枪角度是决定焊接变形的主要因素. 当焊接电流为200 A、焊枪角度为20°时,焊接母材最大变形量为2.595 2 mm. 在相同焊枪角度下,焊接变形量随着焊接电流增加而增大;焊枪角度为20°时的母材变形量均大于焊枪角度为30°,40°时对应焊接电流下的母材变形量. 随着焊接电流从160 A增加至200 A,母材变形量从1.461 5 mm增至2.122 8 mm;当焊枪角度为20°时,随着焊接电流从160 A增加至200 A,母材变形量从2.011 7 mm增至2.595 2 mm. 由于实际焊接过程中受到环境因素、测量误差等多种因素影响,试验所测数据存在一定误差,但仿真结果与试验所测变形效果和整体变化趋势较为接近,验证了所建焊接模型的有效性.

    图  18  焊件三维扫描仪器
    Figure  18.  3D scanning instrument of weldment
    图  19  试验实测和仿真计算的变形量对比
    Figure  19.  Comparison of measured and simulated deformation

    (1) 焊接速度一定时,焊接热输入是影响非对称角焊焊件变形的重要因素,基于焊缝两侧热传导差异,从能量分配角度出发建立了作用坡口两侧的等效热源模型. 试验结果表明,利用该模型可进行温度场准确模拟计算,并开展不同焊接热输入条件下焊缝热传导规律研究.

    (2) 焊接速度一定时,当焊接热输入大小相同,焊枪角度为20°的焊件变形量大于焊枪角度为30°和40°的焊件变形量,约增加18%. 焊接热输入分配一定时,焊件变形量随着焊接电流的增加而增大.

    (3) 非对称角根焊温度场和应力场模拟计算和试验表明,当焊接速度一定时,焊接热输入大小直接影响焊接熔透深度,但非对称焊缝两侧的能量分配对良好熔透成形质量以及热变形有着重要影响,需要同时予以考虑.

  • 图  1   母材的整体示意图(mm)

    Figure  1.   Overall layouts of workpieces. (a) wing; (b) web

    图  2   焊接试件及夹具

    Figure  2.   Configuration of welding workpiece and fixture

    图  3   焊枪与焊缝两侧平面夹角示意图

    Figure  3.   Diagram of angle between welding torch and welding seam

    图  4   非对称角根焊有限元模型

    Figure  4.   Finite element model of the asymmetrical fillet welding

    图  5   焊接热输入分配分解示意图

    Figure  5.   Schematic diagram of welding heat input distribution decomposition

    图  6   不同温度下Q235低碳钢力学性能和热物理性能参数

    Figure  6.   Mechanical properties and thermophysical parameters of Q235 low carbon steel at different temperatures. (a) mechanical property parameters; (b) thermophysical property parameters

    图  7   非对称角根焊焊接横截面熔池轮廓仿真

    Figure  7.   Simulation of weld pool profile in cross section of asymmetric angle root welding. (a) welding current 160 A,welding gun angle 20°;(b) welding current 180 A,welding gun angle 20°;(c) welding current 200 A,welding gun angle 20°;(d) welding current 160 A,welding gun angle 30°;(e) welding current 180 A,welding gun angle 30°;(f) welding current 200 A,welding gun angle 30°;(g) welding current 160 A,welding gun angle 40°;(h) welding current 180 A,welding gun angle 40°;(i) welding current 200 A,welding gun angle 40°

    图  8   焊枪角度20°时非对称角根焊焊接横截面熔池实际轮廓

    Figure  8.   Actual profile of weld pool in the cross section of asymmetric angle root welding at welding gun angle 20°. (a) welding current 160 A;(b) welding current 180 A;(c) welding current 200 A

    图  9   焊枪角度30°时非对称角根焊焊接横截面熔池实际轮廓

    Figure  9.   Actual profile of weld pool in the cross section of asymmetric angle root welding at welding gun angle 30°.(a) welding current 160 A;(b) welding current 180 A;(c) welding current 200 A

    图  10   焊枪角度40°时非对称角根焊焊接横截面熔池实际轮廓

    Figure  10.   Actual profile of weld pool in the cross section of asymmetric angle root welding at welding gun angle 40°. (a) welding current 160 A;(b) welding current 180 A;(c) welding current 200 A

    图  11   非对称角根焊熔透深度试验及仿真对比

    Figure  11.   Experiment and simulation of the penetration depth of the asymmetric fillet welding

    图  12   焊接观察截面位置示意图

    Figure  12.   Schematic diagram of weld observation section position. (a) welding cross section; (b) enlarged view of the observed area

    图  13   各观察点热循环曲线

    Figure  13.   Thermal cycle curve of each observation point. (a) temperature at point A-E; (b) temperature at point a-e

    图  14   不同焊接时间下母材纵向残余应力分布

    Figure  14.   Residual stress distribution of workpieces with different welding time. (a) welding time t = 30 s; (b) welding time t = 60 s

    图  15   焊枪角度20°时不同焊接热输入条件下母材残余变形

    Figure  15.   Welding deformation of the asymmetric fillet at welding gun angle 20°. (a) welding current 160 A;(b) welding current 180 A;(c) welding current 200 A

    图  16   焊枪角度30°时不同焊接热输入条件下母材残余变形

    Figure  16.   Welding deformation of the asymmetric fillet at welding gun angle 30°. (a) welding current 160 A;(b) welding current 180 A;(c) welding current 200 A

    图  17   焊枪角度40°时不同焊接热输入条件下母材残余变形

    Figure  17.   Welding deformation of the asymmetric fillet at welding gun angle 40°. (a) welding current 160 A;(b) welding current 180 A;(c) welding current 200 A

    图  18   焊件三维扫描仪器

    Figure  18.   3D scanning instrument of weldment

    图  19   试验实测和仿真计算的变形量对比

    Figure  19.   Comparison of measured and simulated deformation

    表  1   焊接工艺参数

    Table  1   Welding process parameters

    焊接电流
    I/A
    焊枪角度
    θ/(°)
    焊接速度
    v/(mm·s−1)
    电弧电压
    U/V
    氩气流量
    Q/(L·min−1)
    送丝速度
    vs/(mm·s−1)
    160, 180, 20020, 30, 40613.4126
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    其他类型引用(0)

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出版历程
  • 收稿日期:  2020-09-02
  • 网络出版日期:  2021-08-30
  • 刊出日期:  2021-07-30

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