軌道車(chē)輛鋁合金M IG焊搭接接頭應(yīng)力及變形研究

丁潔瓊，火巧英，金文濤，宋樹(shù)崎，趙文勇，劉湘波，魏艷紅

（1.中車(chē)南京浦鎮(zhèn)車(chē)輛有限公司，江蘇 南京 210031；2.南京航空航天大學(xué)材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，江蘇 南京210016）

0 前言

隨著中國(guó)經(jīng)濟(jì)的飛速發(fā)展，為了緩解交通壓力，各大城市對(duì)軌道車(chē)輛的需求逐年增加。鋁合金因具有比重輕、塑性好、比強(qiáng)度高、易于加工成形等優(yōu)點(diǎn)，在軌道車(chē)輛制造中得到越來(lái)越廣泛的應(yīng)用[1]。軌道車(chē)輛的結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，在制造過(guò)程中需要進(jìn)行大量的拼焊連接，鋁合金的焊接技術(shù)在軌道車(chē)輛制造過(guò)程中至關(guān)重要。目前應(yīng)用廣泛成熟的是熔化極惰性氣體保護(hù)焊（MIG焊）[2]。鋁合金熱膨脹系數(shù)和結(jié)晶收縮率是鋼的2倍，在焊接過(guò)程中易產(chǎn)生焊接變形和內(nèi)應(yīng)力。采用傳統(tǒng)的試驗(yàn)方法研究鋁合金接頭的焊接應(yīng)力與變形，時(shí)間長(zhǎng)、成本高。近年來(lái)隨著計(jì)算機(jī)科學(xué)的飛速發(fā)展和計(jì)算焊接力學(xué)理論的不斷完善，數(shù)值模擬技術(shù)越來(lái)越廣泛地應(yīng)用于預(yù)測(cè)焊接應(yīng)力與變形[3-5]。

目前基于有限元方法對(duì)鋁合金典型接頭的應(yīng)力和變形研究主要集中在T型接頭，對(duì)搭接接頭的研究相對(duì)較少[6-8]。由于鋁合金搭接接頭廣泛應(yīng)用于軌道車(chē)輛中，因此精確預(yù)測(cè)這種典型焊接接頭的應(yīng)力與變形對(duì)于優(yōu)化焊接工藝、減少或控制焊接變形有著重要意義[9]。基于熱—彈—塑性有限元方法，模擬6005A-T6薄板鋁合金MIG焊搭接接頭焊接過(guò)程，并與試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)比，以驗(yàn)證建立有限元模型的準(zhǔn)確性，同時(shí)分析實(shí)驗(yàn)與模擬之間存在的誤差，并研究焊接溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)和焊接變形的規(guī)律和分布特征。

1 試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)材料和設(shè)備

試驗(yàn)用母材為軌道車(chē)輛常用6005A-T6鋁合金板材，上板尺寸300mm×150mm×2.2mm，下板尺寸300mm×150mm×3mm，焊絲牌號(hào) ER5356，6005AT6和ER5356除Al之外其他元素的含量如表1所示。鋁合金易氧化，在液態(tài)時(shí)能溶解大量的氫，固態(tài)時(shí)幾乎不溶解氫，極易形成氫氣孔，故焊接時(shí)采用99.999%的高純氬氣作為保護(hù)氣體。兩板在焊前點(diǎn)焊加固，嚴(yán)格清理焊縫表面的氧化膜和油污，消除氣孔源。具體方法為首先用砂輪機(jī)打磨，然后用丙酮擦拭，最后在室溫下干燥。

1.2 焊接工藝參數(shù)設(shè)計(jì)

采用手工MIG焊，焊接過(guò)程中的穩(wěn)定電流、電壓和預(yù)設(shè)電流、電壓有一定的差別，如表2所示。

表1 6005A-T6/ER5356鋁合金的化學(xué)成分Table 1 Chem ical com position of 6005A-T6/ER5356 alum inum alloy %

表2 焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding process parameters

1.3 焊接溫度場(chǎng)測(cè)定

焊接過(guò)程中，利用K型熱電偶測(cè)溫設(shè)備測(cè)定焊接溫度場(chǎng)。在K型熱電偶點(diǎn)焊前，為便于熱電偶粘接，用砂紙打磨鋁合金薄板表面粘接位置，再用丙酮擦拭，等待干燥。焊接時(shí)對(duì)距離焊縫中心分別為10mm、26.2mm、50.6mm的3點(diǎn)進(jìn)行溫度采集，得到各點(diǎn)的溫度循環(huán)曲線，K型熱電偶實(shí)際點(diǎn)焊位置如圖1所示。

圖1 K型熱電偶點(diǎn)焊位置Fig.1 Spotwelding diagram of K type thermocoup le

1.4 焊接殘余應(yīng)力測(cè)定

由于焊接過(guò)程的不均勻加熱以及工裝夾具的約束，在焊縫及熱影響區(qū)附近會(huì)產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力，并產(chǎn)生變形。試驗(yàn)利用盲孔法殘余應(yīng)力測(cè)試儀測(cè)定鋁合金薄板焊后的殘余應(yīng)力。在距下側(cè)鋁合金薄板邊緣40mm的距離取5個(gè)點(diǎn)，點(diǎn)與鋁合金薄板右側(cè)距離分別為 40 mm、100 mm、150 mm、200 mm、250mm，如圖2所示。

圖2 殘余應(yīng)力測(cè)量點(diǎn)示意Fig.2 Points of residual stressmeasurement

2 搭接接頭有限元模型的建立

2.1 幾何模型建立及網(wǎng)格劃分

根據(jù)搭接接頭實(shí)際尺寸，建立與試驗(yàn)板材大小比例為1∶1的有限元幾何模型，如圖3a所示，并對(duì)幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖3b所示。

在有限元計(jì)算中，網(wǎng)格尺寸影響著計(jì)算精度和計(jì)算效率。網(wǎng)格尺寸越細(xì)，計(jì)算精度越高，但計(jì)算時(shí)間增加，計(jì)算效率降低；相反，網(wǎng)格劃分越稀疏，雖然計(jì)算效率提高，但計(jì)算精度降低。因此，在接頭網(wǎng)格劃分時(shí)采用網(wǎng)格過(guò)渡策略，既保證計(jì)算精度又滿(mǎn)足計(jì)算效率。焊接過(guò)程中，焊縫和熱影響區(qū)受焊接熱源影響大，其溫度分布具有高度的非線性，而在遠(yuǎn)離焊縫的位置溫度梯度過(guò)渡平緩[10]，因此在溫度梯度高的焊縫和熱影響區(qū)采用細(xì)密的網(wǎng)格劃分，溫度梯度低的遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域采用稀疏的網(wǎng)格劃分。取距離焊縫20mm的區(qū)域作為鋁合金熱影響區(qū)范圍，采用1∶3的過(guò)渡方式進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分，最終獲得27 950個(gè)單元，40 014個(gè)節(jié)點(diǎn)。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite elementmodel

2.2 材料物理參數(shù)獲取

試驗(yàn)用母材為6005A-T6鋁合金，焊絲為直徑1.2mm的ER5356，其常溫?zé)嵛锢硇阅軈?shù)見(jiàn)表3。

表3 6005A-T6/ER5356鋁合金常溫?zé)嵛锢硇阅軈?shù)Table 3 Thermal physical properties of 6005A-T6/ER5356 alum inum alloy at normal temperature

在數(shù)值模擬中，材料參數(shù)是保證計(jì)算精度的關(guān)鍵。材料的熱物理性能參數(shù)會(huì)隨著溫度變化產(chǎn)生非線性變化。但是，很多材料在高溫特別是在接近熔化狀態(tài)的熱物理參數(shù)還是空白。針對(duì)涉及的兩種材料，通過(guò)專(zhuān)用材料性能參數(shù)模擬軟件、查閱文獻(xiàn)以及外推法獲得其在各溫度下的熱物理性能參數(shù)。6005A-T6熱物理性能參數(shù)如圖4所示，ER5356的熱物理性能參數(shù)如圖5所示，由于泊松比隨溫度變化較小，取常值0.33。

2.3 熱源模型的選擇及校核

對(duì)于焊條電弧焊、鎢極氬弧焊等方法，采用高斯分布的函數(shù)可獲得較為滿(mǎn)意的結(jié)果；對(duì)于電弧沖力效應(yīng)較大的MIG焊，常需要采用雙橢球形熱源分布函數(shù)[11]。雙橢球熱源示意如圖6所示，雙橢球熱源由前后2個(gè)四分之一橢球組成，并且前后2個(gè)橢球的熱流密度分布各不相同，其熱流分布函數(shù)為

圖4 6005A-T6熱物理性能參數(shù)Fig.4 6005A-T6 thermalphysicalperformanceparameters

圖5 ER5356的熱物理性能參數(shù)Fig.5 ER5356 thermal physical performance parameters

式中 af、ar、b、c為熱源形狀參數(shù)，其中af為橢球前軸長(zhǎng)，ar為橢球后軸長(zhǎng)，b為橢球半寬，c為橢球深度；Q=ηUI，Q 為熱輸入量，U 為焊接電壓，I為焊接電流，η為熱源效率；ff、fr為前后橢球熱量分布函數(shù)，且滿(mǎn)足ff+fr=2。

為了使模擬結(jié)果與實(shí)際結(jié)果更加接近，需要校對(duì)焊接熱源。用線切割機(jī)對(duì)接頭焊縫進(jìn)行取樣，然后用金相砂紙打磨、拋光焊縫橫截面，最后進(jìn)行腐蝕干燥，拍得焊縫處橫截面的宏觀形貌照片，并與模擬得到的焊縫橫截面進(jìn)行對(duì)比。通過(guò)不斷修改熱源參數(shù)，使得模擬與試驗(yàn)熔池截面一致，最終校核得到的熱源參數(shù)如表4所示。

2.4 力學(xué)模型的建立

焊接過(guò)程中應(yīng)力與變形有限元分析的實(shí)質(zhì)是熱應(yīng)力分析，目前對(duì)熱應(yīng)力分析的解法主要有2種：一種是解耦算法，另一種是熱機(jī)耦合算法[12]。解耦算法僅考慮溫度對(duì)于結(jié)構(gòu)、應(yīng)力的作用，不考慮因結(jié)構(gòu)變形引起的熱效應(yīng)，熱機(jī)耦合算法則在計(jì)算中同時(shí)考慮這種相互作用。解耦算法可以滿(mǎn)足對(duì)焊接過(guò)程模擬的精度要求，故采用解耦算法對(duì)應(yīng)力變形進(jìn)行研究。

圖6 雙橢球熱源模型Fig.6 Double ellipsoid heat sourcemodel

表4 校核所得的熱源參數(shù)Table 4 Heat source parameters obtained by checking

根據(jù)等向強(qiáng)化Von Mise屈服準(zhǔn)則和Prandtl-Reuss流動(dòng)增量理論推導(dǎo)出材料性能依賴(lài)于溫度的熱彈塑性應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系及增量的本構(gòu)方程

式中 d{σ}為應(yīng)力增量；d{ε}為應(yīng)變?cè)隽浚籟D]為彈塑性矩陣；{C}為溫度場(chǎng)總的影響。

考慮整個(gè)結(jié)構(gòu)的某一單元，根據(jù)虛功原理，建立有限元方程的增量表達(dá)式

式中 矩陣外角標(biāo)e表示在單元內(nèi)；[K]e為單元?jiǎng)偠染仃嚕粄dδ}e為本次加載（或溫度增量）所引起的位移增量；{d R}e為溫度引起的單元初應(yīng)變等效節(jié)點(diǎn)力向量。

將單元載荷與單元矩陣集成為總載荷向量{d F}和總剛度矩陣[K]，求得構(gòu)件的節(jié)點(diǎn)位移方程組

構(gòu)件總的應(yīng)變?cè)隽縶dε}和總的節(jié)點(diǎn)位移增量{dδ}的關(guān)系滿(mǎn)足

式中 [B]為單元幾何矩陣，是單元節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)的函數(shù)。

在實(shí)際焊接過(guò)程中，工件受重力作用、工作臺(tái)支撐以及接地鉗的夾持力。模擬時(shí)將這些邊界條件進(jìn)行等效。模擬考慮的力學(xué)邊界條件示意如圖7所示，工作臺(tái)定義為剛性面，重力加速度為9.8m/s2，夾持力為50N。

3 搭接接頭仿真結(jié)果分析及試驗(yàn)對(duì)比

3.1 溫度場(chǎng)模擬結(jié)果分析及試驗(yàn)對(duì)比

焊接過(guò)程不同時(shí)刻的溫度場(chǎng)分布云圖如圖8所示。可以看出，在熔池前端，等溫線分布密集，溫度梯度變化大，而在熔池后端等溫線逐漸拉長(zhǎng)，溫度梯度變化趨緩。并且構(gòu)件的溫度場(chǎng)整體上呈橢球形分布。焊接開(kāi)始時(shí)，在熱源作用下構(gòu)件溫度迅速上升，一段時(shí)間后，溫度場(chǎng)等溫線形狀和尺寸不再發(fā)生明顯變化，形成暫時(shí)穩(wěn)定的溫度場(chǎng)，焊縫處最高溫度達(dá)到1 070℃。提取模擬節(jié)點(diǎn)溫度循環(huán)曲線，并與試驗(yàn)溫度循環(huán)曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖9所示。由于網(wǎng)格劃分的原因，模擬選取節(jié)點(diǎn)和實(shí)測(cè)點(diǎn)位置會(huì)有所偏差，按照就近原則選取，最終3個(gè)節(jié)點(diǎn)距離焊縫邊緣分別為10mm、25mm、50mm。

圖7 力學(xué)邊界條件示意Fig.7 Schematic diagram of mechanical boundary conditions

模擬溫度循環(huán)曲線和實(shí)際溫度循環(huán)曲線具有相似之處，存在3個(gè)波峰，兩者加熱階段的溫度變化速度都很快，高溫停留時(shí)間很短，測(cè)試點(diǎn)距離焊縫越近，溫度波峰跨度越窄，這是由于鋁合金導(dǎo)熱率高引起的；經(jīng)過(guò)較長(zhǎng)時(shí)間的冷卻后，3個(gè)測(cè)試點(diǎn)的模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果均具有溫度趨于一致的特征。對(duì)比測(cè)試點(diǎn)模擬與試驗(yàn)結(jié)果的峰值溫度，如表5所示。

圖8 不同時(shí)刻溫度場(chǎng)分布云圖Fig.8 Cloud chart of temperature distribution at different time

最大峰值溫度差為19.6℃，最小峰值溫度差為6.5℃，差值較小，因此可以認(rèn)為模擬與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，所建立的有限元模型滿(mǎn)足對(duì)溫度場(chǎng)的計(jì)算精度要求。試驗(yàn)與模擬之間的較小偏差主要來(lái)自于模擬與試驗(yàn)測(cè)試點(diǎn)選擇的偏差以及仿真模擬時(shí)邊界條件的簡(jiǎn)化等。

3.2 應(yīng)力變形仿真結(jié)果分析及試驗(yàn)對(duì)比

焊接結(jié)束夾具釋放后，冷卻到室溫的殘余應(yīng)力分布云圖如圖10所示。

鋁合金搭接接頭焊接殘余應(yīng)力主要分布在焊縫和熱影響區(qū)附近，最大等效Von Mises應(yīng)力達(dá)到198.5MPa，超過(guò)母材在室溫下的屈服強(qiáng)度；而距焊縫較遠(yuǎn)處，等效應(yīng)力較小。這是因?yàn)楹缚p附近溫度變化劇烈，還有相變影響，材料之間相互約束，而遠(yuǎn)離焊縫區(qū)溫度變化小，受到約束也較小，變形相對(duì)較自由，造成了這種應(yīng)力分布。由圖10a和圖10b可知，焊縫處上表面高應(yīng)力區(qū)比下表面分布更寬，上表面超過(guò)179MPa的高應(yīng)力區(qū)最大寬度為13.9mm，而下表面超過(guò)179MPa的高應(yīng)力區(qū)最大寬度為11.95mm，表面應(yīng)力分布范圍也大于下表面，等效應(yīng)力在工件上下表面呈非對(duì)稱(chēng)性分布，這與鋁合金搭接接頭的不對(duì)稱(chēng)性有關(guān)。由圖10c可知，上板和下板等效應(yīng)力在沿厚度方向均未發(fā)生較大變化。

圖9 實(shí)驗(yàn)與模擬溫度循環(huán)曲線Fig.9 Experimentaland simulated tem peraturecyclecurves

表5 試驗(yàn)與模擬峰值溫度對(duì)比Table 5 Com parison of experimental and simulated peak tem perature

工件焊接結(jié)束，冷卻到室溫并釋放應(yīng)力后的變形云圖如圖11所示。

由工件的整體變形云圖（見(jiàn)圖11a）可知，工件的變形區(qū)域主要集中在下板，并且越靠近邊緣，變形越大。由變形前后對(duì)比（見(jiàn)圖11c）可知，下板發(fā)生較明顯上翹，最大變形達(dá)到2.6mm；上板的變形主要集中于焊縫附近，邊緣變形較小；主要原因是上板有接地鉗的約束作用，而下板為自由端，可自由變形。由圖11b可知，板在縱向產(chǎn)生凹向下的變形，這是因?yàn)樵诒“搴附舆^(guò)程中，因板中性面以上部分焊縫面積大于下方，熔化部分面積也更大，造成中性面上方產(chǎn)生的縱向收縮力大于中性面下方產(chǎn)生的縱向收縮力，使得板在縱向方向產(chǎn)生凹向下的變形。可以看出，兩板的變形特征完全不同，這可能是由于搭接接頭兩板不在一個(gè)水平面上，具有不對(duì)稱(chēng)性所致。

圖10 等效Von M ises應(yīng)力云圖Fig.10 Equivalent Von M ises stress cloud chart

將試驗(yàn)測(cè)得的平行焊縫方向殘余應(yīng)力與模擬得到的殘余應(yīng)力進(jìn)行比較，如圖12所示。

可以看出，除了第5個(gè)點(diǎn)外，實(shí)際測(cè)得殘余應(yīng)力與模擬值基本吻合。在對(duì)比結(jié)果中，模擬值和實(shí)測(cè)值存在一定偏差，但是偏差不大。偏差產(chǎn)生的原因：盲孔法測(cè)殘余應(yīng)力方法受應(yīng)變片粘貼質(zhì)量、本身靈敏系數(shù)誤差、鉆孔時(shí)帶來(lái)的附加應(yīng)力以及附加熱等影響，會(huì)造成一定的測(cè)量誤差。同時(shí)，由于實(shí)際焊接過(guò)程工況復(fù)雜，模擬時(shí)必須簡(jiǎn)化一些邊界條件，得到的結(jié)果和實(shí)際值也會(huì)存在偏差。綜合來(lái)看，模擬值與試驗(yàn)值擬合較好，驗(yàn)證了建立的有限元模型的準(zhǔn)確性。

圖11 焊接變形云圖Fig.11 Welding deformed cloud chart

圖12 模擬與試驗(yàn)應(yīng)力對(duì)比Fig.12 Com parison of simulated and experimental stress

4 結(jié)論

（1）比較實(shí)驗(yàn)和模擬得到的各點(diǎn)溫度循環(huán)曲線、殘余應(yīng)力值可知，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，驗(yàn)證了有限元模型的可靠性。

（2）溫度場(chǎng)整體上呈橢球形分布，在熱源前端等溫線密集，溫度梯度變化大，在熱源后端等溫線被拉長(zhǎng)，溫度梯度變化趨緩，焊縫處最高溫度達(dá)到1 070℃。

（3）搭接接頭焊后殘余應(yīng)力主要集中在焊縫和熱影響區(qū)附近，在焊縫附近上表面高應(yīng)力區(qū)比下表面更寬，應(yīng)力分布范圍也更大，兩板在沿著厚度方向的應(yīng)力變化不大，整體上搭接接頭殘余應(yīng)力呈現(xiàn)不對(duì)稱(chēng)特征。

（4）搭接接頭焊后變形主要位于下板，且越靠近邊緣變形越大，最大變形達(dá)到2.6mm；上板變形主要位于焊縫處，且變形較小，板在縱向產(chǎn)生了凹向下的變形，兩板的變形特征不同。

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