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焊接残余应力的数值、参数化建模与分析
- Q. Chen bull; M. Hashemzadeh bull; Y. Garbatov bull;
- Guedes Soares
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摘要:采用三维热弹塑性有限元分析方法，确定了对接板和圆角板的残余应力分布和畸变场。利用现有的有限元模型对现有的热变形实验结果进行验证，然后对12种不同厚板厚度和焊接顺序的案例进行分析。焊接引起的残余应力分布已被估计和讨论。研究了厚度、焊接顺序和有限元尺寸的影响。建立了残余应力的二维参数关系式。
关键词：对接焊；角焊缝；有限元分析；残余应力；焊接变形。
1 介绍
在船体结构中，制造过程中需要大量的焊接，焊接残余应力导致焊接接头的某些区域早期产生影响其结构能力的残余应力。残余应力和焊接需要昂贵的补救措施，如火焰矫正和冷弯减少畸变分量过度扭曲，常常导致工期延误。因此，焊接残余应力和变形的预测是非常重要的。
有限元法（FEM）已被成功地用于预测的温度分布和扭曲，并提供焊接引起的残余应力场不易确定实验的洞察力。二维模型由上田和山川用（1971）的预测残余应力。尽管某些假设引入了不精确性，但由于计算时间减少，二维（2D）模型仍在使用。Michale ris和debiccari（1997）相比，数值模拟与焊接小型和大型面板确保可扩展性的实验数据。Khiabani和Sadrnejad（2009）应用有限元分析和厚板焊接冷弯残余应力研究。
全三维（3D）模型是焊接模拟的首选，因为它们可以解释所有的应力和应变分量。Lindgren和Karlsson（1988）是第一个用三维模型报告焊接残余应力的数值预报的人。Asadi等人（2009）建立了珠板焊接残余应力近似的回归模型。使用该回归模型很快地对样本空间大小为10000进行了分析。
焊接热输入过程考虑了广泛的参数研究，材料特性和截面尺寸最近才成为现实中由于多核计算技术的进步。例如，邓等人（2007）分析了加筋板厚度对焊接变形的影响。Biswas等人的数值模拟和实验研究的热历史和双面角焊后残余变形（2009）。Asadi和Goldak（2011）证明替代模型来最小化失真在管道环焊缝六子经过分析的组合14次从共有48种可能的组合。陈等人（2011, 2012, 2014）建立了焊接过程中船体温度场和畸变的预测模型和技术，研究了不同参数对焊接响应的影响，包括焊枪转速、热输入和板厚。研究了不同的有限元和计算网格的影响。Hashemzadeh等人（2014）研究了不同类型的热输入模型对温度分布的影响，残余应力和变形，而Adak和Guedes Soares（2014）研究了不同约束条件对焊缝的影响在钢板的残余变形和应力。
史密斯（1979）提出了一种理想的焊接残余应力分布，用于加筋板的极限强度评估。在焊缝周围的区域，加劲肋和板的抗拉残余应力等于屈服应力。板的剩余部分受到均匀的压缩残余应力。在激烈的能量，有一个快速的拉伸残余应力在筋上面的残余压应力呈线性下降到零的加劲肋顶部的基地转型。
本文采用三维热弹塑性有限元法对对接焊盘和角焊缝的残余应力分布和畸变场进行了预测。文中还讨论了镀层厚度、焊接顺序和网格尺寸对结构响应的影响，建立了残余应力的参数关系。
2 有限元建模
有限元分析（FEA）用于定义焊接过程的残余应力可以被识别为一个三维耦合热机械分析。在目前的工作中，使用ANSYS商业代码进行有限元分析。
用间接法对单向耦合问题进行了热分析和结构分析。从第一步进行的热分析估算所有节点的温度分布，然后用作结构模型中用于分析结构响应的体载荷。在第二步中，热元件被转换成结构元件。
2.1 热源模型
半椭球体热源模型的热通量分布的高斯分布的热源的容量来考虑电弧的刚度，采用Goldak等人提出的。（1984）。该模型预测弧前的温度梯度比实验观测到的要陡得多，而且弧后的梯度比实测的陡。为了解决这个问题，他们结合了两个半椭球体提出了一个新的热源模型的双椭球体热源。对于位于焊接电弧前端的第一个半椭球体内的点，将热流方程描述为：
其中a、b和cf是几何参数，ff是前部热输入比，Q = gIU是电弧的热通量，其中g、i、u分别是焊接过程的效率、电流和电压，以及（x、y、z）是考虑点的坐标。
对于第二个半椭圆体内覆盖弧后段的任何点（x，y，z），热通量定义为：
其中cr是几何参数，fr是后部的热量输入比例，ff fr = 2。
移动热源的建模是一个典型的瞬态过程。 热量运动期间源，热能保持恒定，但热源中心的位置随时间而变化。
图1顶层热通量分布，a = b = 3mm，cf = 5mm，cr = 10mm，ff = 0.4，fr = 1.6
一旦建立了有限元模型，就应用所选择的热源模型。 热源模型中代表热源位置的控制参数随时间而变化。 有限元模型的所有外表面都经受热对流，而几何热源模型中的有限元素则受到热通量的影响。
采用时间循环原理，即将当前时间步长的计算热流量作为下一个时间步长的初始条件。 计算每个时间步的时间间隔为待焊接板的长度除以焊接速度。 因此，在每个时间步骤，热源功能和热源中心的参数随时间变化。 图1显示了双椭圆热源模型，显示了焊接板顶层的热分布。
2.2 材料特性
焊接是由高温急剧局部加热和之后快速冷却定义的过程，在此过程中温度高度依赖于时间和位置，而材料的机械性能随着现有温度而变化。 在焊接过程中，材料的热性能和机械性能取决于温度。
表1 SM400A的化学组成（质量％）（Deng等，2007）
金属的物理和机械性能会影响热量的应用。 随着焊接温度的升高，钢的屈服强度，弹性模量和热导率降低，而比热和热膨胀系数增加。
本研究分析的板材和加筋板均由SM400A船用钢制成。 表1列出了SM400A的化学成分。邓等人采用的热和机械性能。 （2007）显示在图2中
2.3边界条件和元素类型
图3显示了角焊接加强板的典型网格和边界条件。网格收敛研究表明，角焊缝附近的单元需要相对更精细的网格。 在厚板的情况下，穿过厚度的多层是必要的。
在与热分析相关的计算的第一步中，对流和辐射作为热边界条件应用。 在代表第二步的机械有限元分析中，对接焊接板和加强面板也在起始横截面的两个角落处的两个节点处沿着焊接方向受到约束，以便防止刚体运动形变。
3 分析焊接引起的变形和残余应力
3.1 板厚的影响
本研究分析的加筋面板尺寸为500 mm 9 12 mm 9 500 mm？ 300 mm 9 9 mm 9 500 mm，与Deng等人测试的相同。（2007年）。 从图4可以看出，平面外变形是显着的，并且从板的边缘到中间（5.92mm）是线性的，其主要由角畸变产生。 由于角度畸变不会同时发生，所以关节略微扭曲。
由于单面焊接过程，当增加与焊接起始点的距离时，观察到更大的角度畸变。 计算出的角度畸变与邓等人报道的结果非常吻合。 （2007）（见图4）。
在FEA之前进行了网格样式和尺寸的敏感性研究。 如图5和表2所示，在模拟中使用了三种不同的网格类型，以研究网格尺寸沿板长度和沿厚度的影响。 图5绘制了不同网格尺寸下的垂直变形结果，以及Deng等人提出的数值和实验结果。（2007年）。
将板的中间横截面的变形与邓等人的数值和实验结果进行比较。 （2007），如图5所示，表明了一个很好的协议。通过网格大小A获得的结果几乎与邓等人的数值结果相同。 （2007年）。它揭示了厚度方向上的元素尺寸对结果至关重要。当厚度分割数从4减小到2时，变形增加15％。当将板长方向上的元件尺寸（情况B）改变为情况A中的一半时，变形减少5％。但是，计算时间几乎增加了两倍。根据上述分析，通过考虑计算的准确性和效率，在本案例研究中使用网格大小A.数值和实验结果的差异主要是有限元模型的简化，其中在采用的非耦合间接方法中忽略了机械响应对热效应的影响。基于比较，可以得出结论：所开发的有限元模型可以用来预测焊接接头中的面外变形的行为。
必须指出的是，由于焊接顺序，双面角焊缝的温度场不相等（在第二个中较高）。 因此，板的两个边缘的变形不完全相等，这意味着板的左侧和右侧的角度变形不对称（见图5）。
案例1 对接焊接板
已经研究了具有不同厚度9,12和16mm的对接焊接板的有限元模型。 每块板的长度等于500毫米，宽度为250毫米。 板厚由五层相同厚度的层组成。 在焊接区及其附近采用精细网格[见图3（左）]。
最小元素尺寸为2.25毫米9 2.25毫米9 10毫米。 节点的数量是9,945，元素的数量是7,600。 如图1所示，采用双椭球形移动源。由于焊接过程是单程气体金属电弧焊（GMAW），所有情况下都会模拟出相当高的恒定总热输入量，以便生成焊接池。 Gery等人采用。 （2005），1170A焊接电流，32.9 V电压和0.95电弧效率用于FEA。 焊接速度为0.42米/分钟。
图6（左）绘制了板中间部分的垂直变形。 变形的图案是对称的，并且从焊缝到板宽度的边缘是线性的。 由于约束，侧边几乎没有变形，而最大垂直变形分别为0.40,0.67,1.51毫米，出现在焊缝周围。 由于焊道的形成，焊接区域的变形再次减小。 如图6（左）所示，随着焊接金属量的增加，凝固收缩和热收缩增加，角度畸变随工件厚度增加。
残余应力是热梯度消除后剩余的应力。 在焊接板中，最重要的残余应力是纵向残余应力。 在横向方向上也存在正应力，但比在焊接方向上的应力小得多。 图6（右）绘制了中间横截面上横向位置的残余应力分布。
可以看出，在焊缝中观察到显着的纵向拉伸残余应力，该应力大致等于材料的屈服应力（300MPa）。 这是因为当焊接材料在冷却过程中受到横向收缩时，板试图保持其原始宽度。
最大残余应力出现在靠近焊缝的区域。 16mm模型中残余应力的大小最大，而9mm模型中最小。 但是在焊缝中，纵向残余应力略低。 与前一区域的情况相一致，在相同的热通量下，在较薄的板中观察到较高的拉应力。
在远离焊接线的区域，纵向残余应力在离焊缝中心线45mm（平均）处非常剧烈地压缩。 对此的解释是，板在冷却过程中受到收缩时试图保持原始长度，这会导致塑性变形。 据观察，拉伸区在较薄的板中略宽。 根据不同的钢板厚度，最大压缩残余应力约为屈服应力的0.3-0.4。 当钢板厚度从9mm增加到16mm时，最大压缩应力下降32％（从122到83MPa）。
残余应力在板的边缘减小到大约零。 与焊缝相同，在较薄的板上会产生较高的残余应力。
案例2角焊接加筋板。
在本节中已经研究了加筋板的各种厚度的相关板的有限元模型。相关钢板为500 mmtimes;9500 mm，厚度为12/16/20 mm。 它的厚度由等距离的五层节点组成。网幅为300 mmtimes;9500 mm，厚度为9 mm。
在角焊缝及其附近采用细网。 该模型包含14,592个节点11,250个元素。 模型中的最小元素为3 mm 9 3 mm 9 6.67 mm。
如图7所示，研究了三种不同的焊接顺序，其中第二个（b）与在Deng等人报道的实验测试中使用的相同。（2007年）。 表3列出了气体金属电弧焊（GMAW）的焊接参数，而双椭球移动源描述符列于表4。
角焊缝在等截面的横截面中被模拟为三角形。 图8（左）根据焊接顺序（a）绘制了中间横截面相关板的垂直变形（见图7a）。 类似于对接焊接板中的情况，观察到变形的图案从焊缝到板宽度的边缘是对称和线性的。 由于约束，边缘几乎没有变形，而焊缝周围出现最大垂直变形。 在相同的焊接参数下，对于12,16和20mm厚的相关板，三个相关板的最大变形分别为3.22,2.66和1.94mm。
然而，与对焊时最大变形与厚度的关系相反，在最厚的相关板中引起三种情况中最小的变形，而在最薄的相关板中引起最大的变形，这与所报道的相同 在邓等人。（2007年）。
图8（右）显示了相关钢板顶部中间横截面上的纵向残余应力分布。 在所有情况下，高拉应力都位于截面的中间。
当相关钢板厚度变化时，差异相对较小。 在远离焊接线的区域，纵向残余应力变得非常急剧地压缩。 快速变化的趋势线几乎相同，但在较薄的相关板上观察到稍宽的区域。
考虑到所有情况下的相同热通量，纵向残余应力的主要区别在于随着板厚增加而减小的压应力。 当钢板厚度从12mm增加到20mm时，观察到最大压缩残余应力减少29％。
焊缝中显着的纵向拉伸残余应力大约等于材料的屈服应力。 尽管最大压缩残余应力约为屈服应力的0.2-0.3，这取决于不同的相关钢板厚度。
代替同时进行的焊接顺序（a），顺序（b）（见图7b），腹板的一侧先焊接在另一侧。 最终的垂直变形模式如图9（左）所示。 所有的变形从一端到焊缝对称分布，与前面的焊接序列一样。 在20毫米的相关板上，焊缝的最大变形约为2毫米。 在中等厚度的情况下它增加到3.29mm，而当相关板的厚度减小到12mm时增加到近5mm。
由于不采用对称焊接，因此纵向残余应力分布不对称[见图9（右）]。 与序列（a）相比，在焊缝中观察到的高拉应力分布更复杂，并且略高于材料的屈服应力。 通常，当板受到相同的热通量时，在更薄的板中引起更宽的拉伸区域和更高的压缩残余应力。
值得注意的是，在执行第二焊接路径的相关板的左侧部分中的压缩应力比在右侧部分中的相应高。 例如，最薄的相关板（12 mm）中的最大压应力在相关板的第一个焊接半部的中间跨度处为50.45 MPa，并且在另一
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