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夾具的約束位置和間距對焊接變形的影響
重點
通過實驗和仿真還原夾具約束角的變形。
兩種夾具約束對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系。
摘要：
通過實驗研究在方形板堆焊非約束自由狀態(tài)和一個夾具約束條件下焊接變形研究夾具對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?？梢钥闯龊附咏亲冃未蟠蠼档土藠A具約束，并且仿真和實驗之間非常相似。三方向夾具約束和正常的方向夾具約束是實際工程中典型的約束類型。兩個參數(shù)a和b，它們代表在焊接方向上的兩個夾具和從熔接線的距離之間的間距，分別聚焦。詳細討論了夾具約束對縱向收縮，橫向收縮和角變形的影響。
關鍵詞：焊接變形；夾具約束位置；約束間距；測量；FEM
1.簡介
焊接過程中通常產(chǎn)生變形和殘余應力，是工程意外的結果。焊接變形劣化結構的尺寸，影響了產(chǎn)品的外觀。尤其是對外形畸變的諸如薄壁結構容易發(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。殘余應力降低結構中的疲勞強度和填充劑強度方面的性能。要采用適當?shù)暮附雍鬅崽幚砘驒C械方法，以釋放殘余應力。
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，使用感應加熱技術在減少焊接殘余應力的潛在益處。通過改變應力分布，屈曲應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)模加強結構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)，并表明旋轉失真可以減少數(shù)值模擬的結果以外的約束。Guan等人1990年在橫截面溫差拉伸效應的基礎上發(fā)明了一種命名為低應力無變形（LSND）的方法。LSND經(jīng)證實是優(yōu)越在防止壓曲變形的薄板對接焊中。Guan和Zhang在1994年開發(fā)了一種動態(tài)控制低應力無變形（DC-LSND）的方法，作為另一種在進程屈曲的活性控制方法。在該方法中，一個局部溫差拉伸由斑點散熱器與焊槍尾隨，并且縱向塑性應變在后面的熔池通過動態(tài)控制的區(qū)域來實現(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變形。Hajduk等人在2009年描述關于焊接夾具的機器人細胞點焊車身的設計基于模塊化的原則。焊接變形的控制，也有與外部約束和負荷。Park等人2012年通過改變拉伸應力的方向和大小研究了各種拉伸狀態(tài)角變形和殘余應力。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)夾緊條件對殘余應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。由于設計參數(shù)和焊接結構的復雜多樣，一些約束條件的有限的實驗結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力，它已被廣泛應用于研究和解決Ueda所描述的工程問題中。隨著技術在計算機輔助工程（CAE）的進步，可以有效地執(zhí)行而無需額外成本的一系列數(shù)值實驗時的仿真精度驗證。
在這項研究中，之前被測量調查的夾具約束對焊接變形的影響，堆焊焊縫焊接兩個以非約束自由狀態(tài)測試試樣，并在制備的夾具約束條件和焊接變形一個三維坐標測量裝置。隨后被用于對兩個試樣分別進行的數(shù)值模擬。焊接變形通過數(shù)值模擬預測與實驗結果進行比較，并準確驗證模擬的有效性。
此外，為了評估夾具約束定量，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)值模型進行了分析。兩個參數(shù)a和b，這表示在從焊接線焊接的方向和距離的兩個夾具之間的間距，分別集中及其對焊接變形效果在進行了細節(jié)研究。
2.實驗研究
為了調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上，并且平面偏轉是固定的。樣品的尺寸400毫米的長度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。為了一個良好的焊接質量在板表面上焊接線周圍的銹要在焊接之前除去。實驗期間室溫約為20℃。
圖1待焊接標本：（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），通過一個自動MAG焊接機進行。所述保護氣體為100％的CO?2。約束夾具在焊接結束時間約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。每個孔的中心被認為是一個測量點。焊接前在板上測量點的坐標，冷卻后進行測定。最終那些減去初始坐標，焊接變形就計算出來了。
使用所測量的結果的三個典型的焊接變形部件，縱向收縮，橫向收縮和角變形進行評價。在縱向部分的縱向收縮Y= -190，-40，40，190毫米，分別進行評價，如圖3所示的橫向收縮和角變形的橫截面，評價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量點的平均值。
圖3?非約束自由狀態(tài)和夾具約束條件下縱向收縮：（a）4個縱向部分；（b）縱向收縮。
圖4非約束自由狀態(tài)和一個夾具約束條件下的橫向收縮：（1）5個橫截面；（二）橫向收縮。
圖5非約束自由狀態(tài)和一個夾具約束條件下角變形：（a）5個橫截面線；（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部分，分別是相對均勻的，因為每單位焊接長度的焊接熱輸入是恒定的。在焊接線的精加工結束后，橫向收縮率下降，因為壓縮橫向塑性應變在末端的相對較弱的內部約束變小。通過比較，可以確認，如果用約束夾具夾緊焊接試樣，與非約束自由狀態(tài)下進行比較，角變形可大大減少。對角變形的影響比夾具約束對縱向收縮和橫向收縮的影響相對較小。
3.數(shù)值模擬
在這項研究中，三維熱彈塑性有限元被采用來模擬焊接熱應力和變形。約束夾具在以下的實驗條件下進行建模仿真。夾具和樣品之間的相互作用被認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。溫度和機械分析進行順序Murakawa等人提出的迭代子法（ISM）被用于機械分析以節(jié)省計算時間。
3.1 有限元模型
一種固體元件制劑一般需要進行分析瞬態(tài)焊接熱應力和應變。密實網(wǎng)孔應在焊接線的附近進行以適應周圍焊接熱源的溫度梯度。在這項研究中，六面體元件，其魯棒性和準確性在處理塑性行為被Benzkey在1995年證實良好，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件的形狀，從實驗觀察來確定，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)點的數(shù)量分別是15736，20448。夾具也仿照由實體單元考慮它的彈性約束。由于夾具的幾何形狀的復雜性，每個夾具被簡化為兩個長方體具有相同的長度和橫截面為實際夾具，和所述夾持面是大約15mm×10毫米。
圖6有限元網(wǎng)格的標本夾具和焊接熱源區(qū)。
3.2 焊接熱的傳導分析
機械分析之前，進行熱傳導分析，以獲得溫度履歷為固體元素的所有節(jié)點。焊接熱源，如由移動體積內均勻的熱生成率表示圖6。在熱傳導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，材料的性能被認為是相同的與那些在1000℃。環(huán)境溫度設定為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：（a）熱物理性質；（b）機械性能。
在圖8中，在40秒的瞬態(tài)溫度領域進行了繪制的剖視圖，從中可以看出，靠近熱源的區(qū)域具有大的溫度梯度，而其后部呈相對均勻的分布。上的橫截面的最大到達溫度分布表示熔合區(qū)示于圖9。
圖8瞬時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)最高達到溫度分布。
3.3 熱應力和變形的分析
通過施加瞬時溫度，焊接熱應力及變形計算增量為每個時間步長。堿金屬和填料金屬的機械特性示于圖7（b）中?；w金屬和填充金屬的特性是除屈服應力相同。該材料按照各向同性硬化法及相關塑性流動規(guī)律。對于非約束自由狀態(tài)下焊接該模型中，只有剛體運動在有限元模型被限制。對于夾具約束試樣，夾具的端部被約束在板法線方向（?焊接時方向）。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)省計算時間，而不損失精度。基本上，整個模型一個被分成兩個區(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)都以互動的方式解決了，而這兩個地區(qū)之間的邊界上的不平衡力迭代計算，直到平衡感到滿意。以這種方式，迭代步驟與簡單的方案相比為整個區(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）免費條件下試樣；（b）與試樣夾具。
焊接仿真和測量之間變形，在所述非約束自由狀態(tài)的比較示于圖12（a） - （b）所示。如圖中所計算的縱向收縮圖12（a）是對稱的焊接線由于模型的對稱性。板的邊緣附近的縱向的收縮遠小于其靠近焊接線。
圖12?焊接在非約束自由狀態(tài)變形和實驗和模擬之間的比較：（a）縱向收縮；（b）橫向收縮；（c）角變形。
從所計算的和測量的結果，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)在焊接的精加工結束。角變形變化不大，在所有五個橫截面，如圖12（c）所示。如果在詳細的觀察，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。這是因為從移動焊接熱源的預熱效果強附近的熔接線和預角變形的終端已經(jīng)在焊接熱源的前面產(chǎn)生。所計算的縱向收縮，橫向收縮和角變形非常接近的實驗值。
對于夾具的約束條件下的樣品，實驗和仿真之間的角變形的結果進行了比較，圖12所示。無論是實驗和仿真結果表明，在角變形減少約70％，如果使用約束夾具。
圖13測量和計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方向。在這項研究中，兩種類型的約束，簡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B遠離焊接線，表示夾具約束位置，僅在法線方向固定。在節(jié)點20毫米遠離焊接線附加約束是用來支撐基座上板的底部表面進行建模。
在這三個方向的夾具約束條件，夾具在其中的位移分別設置節(jié)點，被固定在三個方向。在所有的情況下，在節(jié)點處的夾具約束是從焊接的開始施加并且當焊接結束后220 s釋放。
對于堆焊焊接模型，進行與尺寸模擬400毫米×400毫米×10毫米。夾具被對稱地布置在焊接線的兩側。為簡單起見，該約束被直接施加在頂表面和底表面的每個夾具的節(jié)點上。調查夾具位置和音調上焊接變形的影響，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行了調查。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由方程進行歸一化分別為?(2)，(3)和(4)。每個焊接變形成分，通過相應的值除以（?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的塑性應變尤其直接影響平均通過厚度方向的值。
圖15對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，附加的彎曲應力是由正常的反作用力，如圖16所形成。在上表面的拉伸應力可減少橫向收縮的塑性應變的量。在底表面上，該壓應力將引起更多的橫向收縮的塑性應變。因此，橫向塑性應變通過厚度的分布將變得更均勻，如圖17所示。其結果是，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力場。
圖17在一個非約束自由狀態(tài)和正常方向夾具約束條件對中間橫截面為試樣橫向塑性應變分布（a=80毫米;B= 30，50毫米）：（a）橫向塑性應變；（b）橫向塑性應變在中央線（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。這是因為，夾具約束位置是塑性變形區(qū)內，如圖?17（a）所示并且由塑性應變夾具位置以外產(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，一個小的夾具約束導致一個小的角變形。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方向夾具約束條件下的增加，是由于在感應焊接的縱向塑性應變和橫向塑性應變的增加，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變。這是因為在熱膨脹由夾具強約束，結果壓縮塑性應變變大與這些非約束自由狀態(tài)下進行比較（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（縱向塑性應變一個= 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變分布一個= 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.結論
在本研究中，夾具約束對焊接變形的影響進行了研究兩者數(shù)值模擬和實驗測量。位置和間距參數(shù)化變更為各種約束條件。根據(jù)實驗和計算結果，得出如下結論可以得出：
（1）焊接變形的有限元計算吻合與非約束自由狀態(tài)和夾具約束條件下測得的結果。
（2）所得到的結果顯示，當使用夾具時焊接板角變形得到有效降低。
（3）三方向夾具約束，對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，當夾具的位置和間距值較小角變形將會減少。
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