槽焊接頭擺動(dòng)焊熱過程與殘余應(yīng)力的數(shù)值分析

　　摘要：采用熱彈塑性有限元法對鋁合金槽焊接頭擺動(dòng)焊過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了其溫度場與應(yīng)力場的分布特征，探究了速度因素對焊接殘余應(yīng)力的影響。結(jié)果表明，槽焊接頭擺動(dòng)焊過程中焊縫中部溫度要高于兩側(cè);工件在中心焊縫區(qū)受縱向殘余拉應(yīng)力，焊縫兩側(cè)則轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力;在焊縫尾部橫向殘余拉應(yīng)力較大，尾部前端則存在較高的壓應(yīng)力;等效應(yīng)力主要集中在焊縫附近，在焊縫尾部高應(yīng)力區(qū)呈倒U形;橫向與縱向殘余應(yīng)力峰值絕對值與焊接速度成正相關(guān)，與擺動(dòng)速度則成負(fù)相關(guān);等效應(yīng)力具有相似的變化規(guī)律，且焊接速度的增加會(huì)減少焊縫區(qū)的應(yīng)力峰寬度。

　　關(guān)鍵詞：擺動(dòng)焊; 槽焊接頭; 鋁合金; 數(shù)值模擬

　　《機(jī)械技術(shù)史》(年刊)國家級期刊，出版地北京，機(jī)械類雜志，以馬列主義、毛澤東思想、鄧小平理論和“三個(gè)代表”重要思想為指導(dǎo)，全面貫徹黨的教育方針和“雙百方針”。

　　0 前言

　　鋁合金焊接結(jié)構(gòu)件已被廣泛應(yīng)用于汽車、造船、化工等領(lǐng)域。槽焊接頭作為鋁合金構(gòu)件中的一種常見接頭，也被這些領(lǐng)域廣泛采用。擺動(dòng)焊由于可以擴(kuò)寬熱源的作用范圍，獲得更高的焊接效率，十分適合槽焊縫的焊接。

　　目前，國內(nèi)外學(xué)者對擺動(dòng)焊進(jìn)行了廣泛的研究。Xu Guoxiang等人[1]研究了擺動(dòng)頻率對焊縫表面成形情況的影響，發(fā)現(xiàn)隨著擺動(dòng)頻率的增加，焊縫表面趨于光滑，在0.6 Hz擺動(dòng)頻率下可獲得較好的表面成形。李坤等人[2]發(fā)現(xiàn)采用光纖激光擺動(dòng)焊對抑制鈦合金小孔型焊接氣孔具有顯著作用;N. S. Biradar 等人[3]與S. Mahajan 等人[4]研究了擺動(dòng)焊對焊縫金屬組織的影響，發(fā)現(xiàn)擺動(dòng)焊可以減小熔合區(qū)晶粒尺寸，提高焊縫區(qū)域力學(xué)性能。K. D. Choi 等人[5]發(fā)現(xiàn)激光擺動(dòng)焊可以降低鋁合金焊接裂紋敏感性，提高焊接接頭的強(qiáng)度。張華軍等人[6]在經(jīng)典的雙橢球熱源模型的基礎(chǔ)上建立了擺動(dòng)電弧動(dòng)態(tài)熱源模型，研究了擺動(dòng)焊對溫度場的影響，發(fā)現(xiàn)熔池的峰值溫度隨著橫向擺動(dòng)速度的增大而減小。Hu J F等人[7]研究了擺動(dòng)焊對焊接應(yīng)力場的影響，發(fā)現(xiàn)擺動(dòng)焊增加了橫向殘余應(yīng)力，但對縱向殘余應(yīng)力影響較小。雖然國內(nèi)外學(xué)者通過試驗(yàn)或數(shù)值模擬的方法對不同材料擺動(dòng)焊已有較多研究，但這些研究主要集中于平板或?qū)咏宇^，對鋁合金槽焊接頭擺動(dòng)焊的研究鮮有報(bào)道。

　　通過熱彈塑性法建立鋁合金槽焊縫擺動(dòng)焊三維有限元計(jì)算模型，對其焊接過程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析其溫度場與殘余應(yīng)力分布特征。在此基礎(chǔ)上，研究不同的焊接速度與擺動(dòng)速度對鋁合金槽焊縫殘余應(yīng)力場的影響，為實(shí)際生產(chǎn)中制定擺動(dòng)焊相關(guān)工藝提供理論參考。

　　1 有限元模型的建立

　　1.1 試驗(yàn)方案

　　研究使用的基板材料為6005A鋁合金，是常見的Al-Mg-Si系鋁合金，具有較好的力學(xué)性能與加工性能;焊接材料為ER5356焊絲，是一種用途廣泛的通用型焊接材料，有良好的抗腐蝕性;采用熔化極氬弧焊(MIG焊)對工件進(jìn)行焊接。在試驗(yàn)計(jì)算方案中，焊接速度與擺動(dòng)速度各選擇3個(gè)水平，通過調(diào)節(jié)功率保持焊接熱輸入不變，方案中涉及的焊接工藝參數(shù)由企業(yè)焊接工藝指導(dǎo)書確定，計(jì)算方案見表1。

　　1.2 材料物理性能參數(shù)

　　建立正確的材料參數(shù)模型是保證數(shù)值模擬結(jié)果準(zhǔn)確性的關(guān)鍵之一。目前大部分材料在低溫區(qū)的熱物理性能參數(shù)比較全面，但在接近熔點(diǎn)附近高溫區(qū)的材料參數(shù)還較缺乏，這是焊接數(shù)值模擬的技術(shù)難點(diǎn)之一。研究中涉及的6005A與ER5356兩種鋁合金材料在低溫下的物理性能參數(shù)通過查閱材料手冊獲得，高溫下的材料參數(shù)由于不能直接得到，因此采用專用的材料性能計(jì)算軟件與線性外推相結(jié)合的方法獲得，由此建立的材料模型，如圖1所示。

　　1.3 幾何模型的建立與網(wǎng)格劃分

　　工件采用兩塊尺寸均為300 mm×160 mm×4 mm的6005A鋁板，其中一塊板材開200 mm×15 mm×4 mm的槽焊縫。焊接過程中，焊槍以v1速度沿著焊縫方向移動(dòng)，以v2速度沿著焊縫寬度方向擺動(dòng)。工件幾何模型以及焊接路徑示意圖，如圖2所示。

　　一般來說，網(wǎng)格劃分越細(xì)密，有限元法計(jì)算的精度就越高，但相對的會(huì)增加計(jì)算時(shí)間。為了兼顧計(jì)算精度與計(jì)算效率，該模型采用過渡網(wǎng)格法控制網(wǎng)格數(shù)量，在焊縫附近采用較小的網(wǎng)格尺寸，其它區(qū)域采用較大的網(wǎng)格尺寸，過渡區(qū)采用1∶3過渡的方式。為了讓網(wǎng)格模型與實(shí)際更加接近，在焊縫處留有0.6 mm的余高。最終獲得的網(wǎng)格最大和最小尺寸分別為4.16 mm與1.25 mm，總體單元數(shù)目為47 860個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)目為69 173，網(wǎng)格模型，如圖3所示。

　　有限元法計(jì)算瞬態(tài)溫度場時(shí)，常會(huì)發(fā)生數(shù)值跳躍，又稱“躍階”現(xiàn)象。在采用協(xié)調(diào)質(zhì)量熱容矩陣時(shí)，克服此現(xiàn)象需要使用較密的網(wǎng)格劃分。為了降低網(wǎng)格要求，該模型采用集中熱容矩陣的方法，將單元質(zhì)量離散到各個(gè)節(jié)點(diǎn)上，克服了“躍階”現(xiàn)象的發(fā)生。此時(shí)集中質(zhì)量的單元熱容矩陣Ce可以表示為：

　　1.4 熱源模型的選擇

　　對于電弧沖擊較大的MIG焊，一般采用雙橢球熱源來描述其焊接過程的熱流分布[8]。圖4為雙橢球熱源熱流分布示意圖，其由前后兩個(gè)1/4橢球組成，并且前半部分橢球和后半部分橢球的熱流分布不一致，分布函數(shù)為：

　　1.5 初始條件與邊界條件

　　要獲得導(dǎo)熱問題溫度場分布，本質(zhì)是對瞬態(tài)導(dǎo)熱微分方程進(jìn)行求解，而求解的關(guān)鍵在于提供合適的定解條件，即初始時(shí)刻物體的溫度分布與換熱邊界條件。該模型將環(huán)境與工件初始溫度均設(shè)為25 ℃。工件外表面與空氣接觸部分主要通過熱對流與熱輻射進(jìn)行換熱，為了簡化模型，將兩種換熱方式綜合考慮，設(shè)置其換熱系數(shù)為固定值50 W/(m2·K);工件與工作臺以及工件與工件之間的接觸部分主要換熱方式為熱傳導(dǎo)與熱輻射，由于換熱效率較高，將其設(shè)為500 W/(m2·K);由于夾具與工件接觸面積較小，忽略了夾具的散熱作用。

　　該模型采用解耦算法進(jìn)行計(jì)算，即先計(jì)算工件的溫度場，再以溫度場為邊界條件計(jì)算應(yīng)力場。對于力學(xué)邊界條件，從圖5可以看出，工件主要受重力、工作臺的支撐以及夾具夾持力，同時(shí)可能受到工作臺的摩擦力。考慮這幾個(gè)因素，該模型采用接觸算法，將上、下兩板分別設(shè)置為變形體，工作臺定義為剛性面，摩擦系數(shù)設(shè)為 0.3，重力加速度取值為9.8 m/s2，夾持力取值50 N。

　　2 結(jié)果與分析

　　2.1 槽焊接頭擺動(dòng)焊熱過程與殘余應(yīng)力特征分析

　　圖6為方案1擺動(dòng)焊溫度場計(jì)算云圖。由圖6可以看出，當(dāng)熱源擺動(dòng)到焊縫兩側(cè)時(shí)，溫度場呈現(xiàn)橢球形，溫度梯度致大，等溫線前密后疏，峰值溫度分別為1 163.5 ℃和1 185.3 ℃。而當(dāng)熱源位于中間時(shí)，溫度場趨于圓形，溫度梯度較小，等溫線也分布更加均勻，峰值溫度則達(dá)到1 303.4 ℃。這是由于一個(gè)擺動(dòng)周期內(nèi)，熱源兩次經(jīng)過而造成的熱疊加。圖7為方案1殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果云圖。由圖7a可以看出，在焊縫附近垂直焊縫方向上，焊接件縱向殘余應(yīng)力表現(xiàn)為中心焊縫區(qū)受拉應(yīng)力，焊縫兩邊逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力;對于圖7b所示的橫向殘余應(yīng)力，焊接件焊縫尾部由于最后冷卻，其橫向收縮受到阻礙，因此表現(xiàn)出較大拉應(yīng)力，而尾部前端對應(yīng)著存在較大的壓應(yīng)力;圖7c為等效Von-Mises應(yīng)力云圖，由于焊縫尾部附近周圍材料的限制，存在倒U形高應(yīng)力區(qū)，而在焊縫頭部材料收縮較自由，等效Von-Mises應(yīng)力較小。

　　2.2 速度因素對槽焊接頭殘余應(yīng)力場的影響分析

　　圖8為各方案縱向殘余應(yīng)力峰值對比結(jié)果。從圖8可以看出，當(dāng)擺動(dòng)速度在14 mm/s的水平下，隨著焊接速度的增加，縱向殘余應(yīng)力峰值絕對值呈增加趨勢。當(dāng)擺動(dòng)速度在15 mm/s和16 mm/s水平下的計(jì)算結(jié)果同樣符合此規(guī)律。分析焊接速度分別在1.0 mm/s，1.2 mm/s，1.5 mm/s水平下的擺動(dòng)速度對計(jì)算結(jié)果的影響，從圖8可以看出，隨著擺動(dòng)速度的增加，縱向殘余應(yīng)力峰值絕對值逐步減小。

　　圖9為工件橫向殘余應(yīng)力峰值應(yīng)力對比結(jié)果。可以看出，其變化規(guī)律與縱向峰值應(yīng)力變化規(guī)律較為相似。當(dāng)焊接速度維持在各水平不變的情況下，橫向殘余應(yīng)力峰值絕對值隨著擺動(dòng)速度的增加而減小。而當(dāng)擺動(dòng)速度不變的情況下，橫向殘余應(yīng)力峰值絕對值隨著焊接速度的增加而增加。

　　為分析等效Von-Mises應(yīng)力的變化規(guī)律，沿垂直焊縫方向路徑提取各方案計(jì)算結(jié)果，如圖10所示。從各方案對比結(jié)果可以看出，在相同的焊接速度下，隨著擺動(dòng)速度的增加，工件應(yīng)力峰等效Von-Mises應(yīng)力逐漸減小;而擺速相同時(shí)，隨著焊接速度的增加，工件應(yīng)力峰等效Von-Mises應(yīng)力逐漸增大;并且焊接速度的增加會(huì)減少工件的應(yīng)力峰寬度。

　　3 結(jié)論

　　(1)在擺動(dòng)焊一個(gè)周期內(nèi)，熱源位于焊縫中部時(shí)工件峰值溫度要明顯高于焊縫兩側(cè);焊縫兩側(cè)溫度場呈橢球形，溫度梯度較高，等溫線前密后疏;而焊縫中部溫度場呈近似圓形，等溫線分布也更為均勻。

　　(2)縱向殘余應(yīng)力分布特征為中心焊縫區(qū)受拉應(yīng)力，焊縫兩邊則轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力;在焊縫尾部存在較大的橫向殘余拉應(yīng)力，而尾部前端對應(yīng)存在較大的壓應(yīng)力;等效Von-Mises應(yīng)力主要集中分布在焊縫附近，在焊縫尾部高應(yīng)力區(qū)呈倒U形。