何 奇 ,李時(shí)春 ,谷金良 ,肖 罡,3 ,黃 浩

(湖南科技大學(xué)1.機(jī)電工程學(xué)院,2.難加工材料高效精密加工湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湘潭 411201;3.江西科駿實(shí)業(yè)有限公司,南昌 330100;4.江麓機(jī)電集團(tuán)有限公司,湘潭 411100)

0 引言

鋁合金T 型接頭廣泛應(yīng)用于各類(lèi)交通工具的結(jié)構(gòu)件中,相對(duì)于平板對(duì)接焊接頭,T型接頭的焊后殘余應(yīng)力及變形更加復(fù)雜,而接頭的質(zhì)量對(duì)交通工具的安全運(yùn)輸非常重要[1-2]。使用傳統(tǒng)的熔化極惰性氣體保護(hù)(MIG)焊對(duì)鋁合金T 型薄板結(jié)構(gòu)進(jìn)行焊接時(shí),常因熱輸入過(guò)大、電弧穩(wěn)定性差等而導(dǎo)致接頭產(chǎn)生熔透、燒穿、熔池下塌等缺陷。脈沖MIG 焊則可通過(guò)合理改變焊接電流來(lái)增強(qiáng)電弧的可控性,實(shí)現(xiàn)熔滴到熔池的平穩(wěn)過(guò)渡,得到的焊接接頭不僅成形好而且性能優(yōu)越,已在鋁合金結(jié)構(gòu)件中得到了廣泛應(yīng)用[3]。

考慮到焊接試驗(yàn)的成本和時(shí)間問(wèn)題,數(shù)值模擬技術(shù)成為了優(yōu)化焊接工藝參數(shù)、預(yù)測(cè)各類(lèi)焊接接頭殘余應(yīng)力和變形的主要方法之一[4-9]。在T型接頭焊接數(shù)值模擬方面:韓成才等[10]研究了順向和逆向焊接路徑及不同約束條件對(duì)接頭殘余應(yīng)力及變形的影響;桂曉燕等[11]針對(duì)激光電弧復(fù)合焊工藝建立了組合熱源模型,分析了在不同焊接順序下T型接頭的溫度場(chǎng)、殘余應(yīng)力和變形情況,發(fā)現(xiàn)順向焊接時(shí)殘余應(yīng)力相對(duì)較小,逆向焊接可以有效減小熱變形;KHOSHROYAN 等[12]研究發(fā)現(xiàn),提高焊接速度能夠在一定程度上降低T型接頭的變形量,但也會(huì)使得縱向殘余拉應(yīng)力峰值增大,同時(shí)較高的焊接電流也會(huì)增大接頭的殘余應(yīng)力及變形量。以上研究通常是利用現(xiàn)有商業(yè)軟件直接建立規(guī)則的簡(jiǎn)化直角焊縫,將焊縫及母材視為一體,賦予相同的熱物理及力學(xué)性能。然而商業(yè)軟件中自帶的焊縫模塊僅為了在繪圖中表征工件為焊接件,其建立規(guī)則并未考慮實(shí)際焊縫形貌,并不適合將其用于后續(xù)有限元分析。

在實(shí)際焊接過(guò)程中,焊縫截面形狀并不是簡(jiǎn)單規(guī)則的直角三角形,焊絲加熱熔化后會(huì)熔入母材,常呈“碗”狀。同時(shí),由于T型接頭焊縫承擔(dān)板與板之間的連接作用,焊后焊縫及熱影響區(qū)往往存在殘余應(yīng)力,為避免該區(qū)域因殘余拉應(yīng)力而破壞,常將焊趾處做凹弧過(guò)渡處理[13]。焊縫作為整個(gè)焊接接頭中最重要的部分,為了計(jì)算方便而選擇將其簡(jiǎn)化處理勢(shì)必會(huì)對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果的精度產(chǎn)生影響。B樣條擬合非線性曲面的靈活度高,可精確刻畫(huà)實(shí)際焊縫幾何形狀,且建立的焊縫模型可考慮焊絲熔入母材的情況,同時(shí)也便于將其單獨(dú)提取出來(lái)在后續(xù)有限元分析中進(jìn)行母材和焊縫的區(qū)分[14]。因此,作者利用B樣條擬合非線性曲面的優(yōu)勢(shì),對(duì)UG 軟件中自帶的焊縫建模模塊進(jìn)行二次開(kāi)發(fā),構(gòu)建了B樣條焊縫模型,并根據(jù)脈沖MIG焊接基-峰值電流的熱輸入特點(diǎn)建立組合熱源模型,對(duì)鋁合金T型接頭脈沖MIG焊接過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬,分析其焊后殘余應(yīng)力及變形情況,以期為優(yōu)化鋁合金脈沖MIG焊接工藝提供思路。

1 有限元模型的建立

1.1 B樣條焊縫及T型接頭模型的建立

通過(guò)對(duì)UG軟件中自帶的焊縫模塊進(jìn)行二次開(kāi)發(fā)建立B樣條焊縫,過(guò)程如圖1所示。首先提取簡(jiǎn)化角焊縫三邊的幾何信息,并將其離散成一定數(shù)量的點(diǎn),再對(duì)點(diǎn)的空間坐標(biāo)做相應(yīng)處理轉(zhuǎn)換為B樣條曲線控制點(diǎn),設(shè)定參數(shù)控制曲線曲率構(gòu)建B樣條截面線框,最后以樣條截面線框?yàn)榛A(chǔ)建立B樣條曲面。利用直紋面技術(shù)將建立的各個(gè)曲面沿焊接方向掃掠填充為B樣條焊縫實(shí)體,具體的主體算法實(shí)現(xiàn)過(guò)程參考文獻(xiàn)[15]。

圖1 B樣條焊縫的建立過(guò)程Fig.1 B-spline weld establishment process

在建立T型接頭模型時(shí)應(yīng)用B樣條焊縫建模技術(shù),建立完成后導(dǎo)入到Hypermesh軟件中進(jìn)行網(wǎng)格劃分,考慮到計(jì)算精度及時(shí)間成本,對(duì)焊縫及熱影響區(qū)網(wǎng)格進(jìn)行加密處理,遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域則逐步過(guò)渡為稀疏網(wǎng)格,如圖2所示。B樣條焊縫已考慮焊絲熔入母材的情況,并在兩側(cè)焊趾與母材連接區(qū)域做了微量凹弧過(guò)渡處理(橢圓弧標(biāo)注區(qū)域),T 型接頭由尺寸為200 mm×80 mm×2 mm 的底板和尺寸為200 mm×50 mm×2 mm 的腹板組成,其中B樣條焊縫熔深為5 mm,熔寬為6 mm。焊縫及其熱影響區(qū)附近單元尺寸約為1 mm,遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域單元尺寸約為6 mm,均采用六面體單元模型,共含33 723個(gè)節(jié)點(diǎn),23 800個(gè)單元。

圖2 含B樣條焊縫的T型接頭模型及網(wǎng)格劃分Fig.2 Model and mesh of T-joint with B-spline weld

1.2 組合熱源模型的建立

脈沖MIG焊接電流以周期脈沖形式輸入,如圖3所示。基值電流Ib維持焊接電弧穩(wěn)定引燃,峰值電流Ip將焊絲熔化為熔滴并逐步過(guò)渡到熔池。T為一個(gè)脈沖周期時(shí)間,Tb和Tp分別為基值電流和峰值電流作用時(shí)間。通過(guò)合理調(diào)節(jié)脈沖電流和頻率,可以實(shí)現(xiàn)“一脈一滴”的穩(wěn)定熔池過(guò)渡,達(dá)到有效控制焊接熱輸入的目的。根據(jù)不同電流作用時(shí)脈沖MIG焊接熱輸入的特點(diǎn),建立了如圖4所示的組合熱源模型,由電弧熱源和熔滴熱源兩部分組成。

圖3 脈沖MIG焊接電流波形示意Fig.3 Diagram of pulse MIG welding current waveform

圖4 脈沖MIG焊接組合熱源模型示意Fig.4 Combined heat source model diagram of pulse MIG welding

電弧熱源采用移動(dòng)高斯面熱源,用于模擬基值電流下電弧的引燃過(guò)程。該熱源作用于焊縫及其相鄰區(qū)域的表面,其熱流分布函數(shù)qm(x,y)[16]為

式中:rm為高斯面熱源作用半徑;Qm為電弧輸入功率;η為焊接有效熱效率;U,I分別為脈沖平均焊接電壓和電流;Qt為熔滴熱輸入;x,y分別為熱源朝x及y軸方向移動(dòng)的距離;a為高斯面熱源標(biāo)準(zhǔn)差,表示熱源的均勻性。

在峰值電流下熔滴過(guò)渡到具有快速攪拌效應(yīng)的熔池,此時(shí)熔池溫度分布接近于梯形[17]。用錐形體熱源模擬焊絲熔化成熔滴帶入熔池的熱量,該熱源僅作用于焊縫,其熱流分布函數(shù)qt(x,y,z)[18]為

式中:ρ為焊絲的密度;rw為焊絲半徑;ω為送絲速度;Hd為焊絲熔化熱焓;re和ri分別為錐形體熱源上表面和下表面的有效熱源半徑;ze和zi為錐形體熱源作用深度方向的z坐標(biāo)位置;r0為沿高度方向變化的熱流分布半徑。

1.3 材料熱物性參數(shù)及邊界條件

母材為A6061-T6鋁合金,液相線和固相線溫度分別為585℃和660℃,潛熱為390 J·g-1,所用焊絲牌號(hào)為ER5356。熔敷金屬和母材的熱物理及力學(xué)性能參數(shù)[19-20]分別如表1和表2所示。

表1 不同溫度下熔敷金屬及母材的熱物理性能Table 1 Thermal physical properties of weld metal and base metal at different temperatures

表2 不同溫度下熔敷金屬及母材的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of weld metal and base metal at different temperatures

熱邊界條件主要考慮焊接接頭表面與環(huán)境的對(duì)流和輻射換熱,對(duì)流輻射換熱系數(shù)[21]的表達(dá)式為

式中:qc為對(duì)流輻射換熱系數(shù);hc為熱對(duì)流表面換熱系數(shù);T為焊接接頭表面瞬時(shí)溫度;K為絕對(duì)零度;T0為室溫,取20℃;ε為熱輻射系數(shù),取0.085;σ為斯蒂芬-波爾茲曼常數(shù),取5.678×10-8W·m-2·K-4。

考慮焊接工件與工作臺(tái)的接觸換熱,設(shè)置底面的對(duì)流輻射換熱系數(shù)為400 W·K-1·m-2,其他表面的對(duì)流輻射換熱系數(shù)為20 W·K-1·m-2。

應(yīng)力場(chǎng)邊界條件如圖5所示。為避免焊接時(shí)底板與工作臺(tái)發(fā)生滑移,對(duì)底板一側(cè)C點(diǎn)處進(jìn)行固定。為模擬焊接時(shí)夾具對(duì)腹板的裝夾效果,對(duì)腹板頂端面三軸方向的位移U x,U y,U z均進(jìn)行約束,并在焊接完成后釋放,模擬夾具卸除后焊件的殘余應(yīng)力及變形。數(shù)值模擬所用模型尺寸、邊界條件、母材及熔敷金屬材料、焊接電流及焊接速度均與試驗(yàn)[18]保持一致,其中焊接電流為90 A,焊接速度為600 cm·min-1。

圖5 應(yīng)力場(chǎng)邊界條件Fig.5 Stress field boundary conditions

2 焊接接頭溫度場(chǎng)模擬結(jié)果及試驗(yàn)驗(yàn)證

T型焊接接頭所用A6061鋁合金熔點(diǎn)為660℃,以此溫度作為焊接熔池邊界線可以得到熔池的形狀和尺寸。采用B樣條焊縫及組合熱源模擬得到的熔池截面形狀和尺寸如圖6所示。由圖6可知,采用該方法模擬得到的熔池截面形狀和尺寸與文獻(xiàn)[22]中采用試驗(yàn)得到的實(shí)際焊縫相似。采用簡(jiǎn)化焊縫及雙橢球熱源[22]模擬熔池截面形貌時(shí),由于熔池并未覆蓋至焊縫兩側(cè)焊趾處,若加大熱輸入,腹板和底板則面臨被焊透、燒穿的風(fēng)險(xiǎn),若減小熱輸入,熔池截面尺寸會(huì)減小,與實(shí)際焊縫截面不符。由于B樣條焊縫上表面及兩側(cè)焊趾與實(shí)際焊縫截面更相似,便于組合熱源區(qū)分熔池表面和熔池內(nèi)部的熱輸入差異。用高斯面熱源調(diào)節(jié)熔池表面熱流分布,錐形體熱源調(diào)節(jié)熔池內(nèi)部熱流分布,提高了焊縫兩側(cè)焊趾處熔池的擬合精度。模擬得到熔池熔深為5.9 mm,熔寬為5.6 mm,與試驗(yàn)結(jié)果[18]之間的相對(duì)誤差分別為1.6%,3.4%,驗(yàn)證了采用B樣條焊縫及組合熱源模擬方法的可靠性。

圖6 T型接頭熔池截面形狀和尺寸模擬結(jié)果Fig.6 Simulation of shape and size of molten pool section of T-joint

作者提取了T型接頭腹板上距焊縫中心5,10,15 mm 3個(gè)特征點(diǎn)的熱循環(huán)曲線,并與文獻(xiàn)[22]中采用熱電偶采集的焊接過(guò)程中的溫度變化曲線進(jìn)行對(duì)比。由圖7可知,當(dāng)焊接熱源經(jīng)過(guò)這些特征點(diǎn)時(shí),溫度迅速上升,而當(dāng)熱源遠(yuǎn)離時(shí),由于接頭表面與外界進(jìn)行對(duì)流輻射換熱,溫度迅速降低,熱循環(huán)曲線與試驗(yàn)得到的曲線[22]相吻合。模擬得到T型接頭腹板上距焊縫中心5,10,15 mm 3個(gè)特征點(diǎn)的峰值溫度分別為547.9,400.8,266.9℃,而試驗(yàn)測(cè)得的峰值溫度分別為546,395,263℃[22],相對(duì)誤差分別為0.3%,1.4%,1.4%,驗(yàn)證了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。模擬時(shí)采用熱-力順序耦合分析方法,即先計(jì)算溫度場(chǎng),再將溫度場(chǎng)結(jié)果以預(yù)定義場(chǎng)形式加載到應(yīng)力場(chǎng)中獲得殘余應(yīng)力及變形結(jié)果。綜上可知,采用B樣條焊縫及組合熱源模型能夠準(zhǔn)確模擬T型接頭脈沖MIG焊接溫度場(chǎng),這為后續(xù)應(yīng)力場(chǎng)模擬的準(zhǔn)確性提供了保障。

圖7 T型接頭腹板上距焊縫中心5,10,15 mm 處的熱循環(huán)曲線模擬結(jié)果Fig.7 Simulation of thermal cycle curves of positions at 5,10,15 mm away from weld center on T-joint web

3 殘余應(yīng)力與變形分布的模擬結(jié)果

3.1 殘余應(yīng)力

由于焊接是不均勻加熱和冷卻的過(guò)程,接頭各區(qū)域不同的溫度變化梯度會(huì)導(dǎo)致殘余應(yīng)力產(chǎn)生。由圖8(a)可見(jiàn),焊縫及熱影響區(qū)的縱向殘余應(yīng)力表現(xiàn)為274.7 MPa左右的拉應(yīng)力,遠(yuǎn)離焊縫時(shí),殘余拉應(yīng)力逐漸減小,在底板邊界和腹板中部逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)?18 MPa左右的壓應(yīng)力。如圖8(b)所示,底板沿焊縫方向的殘余應(yīng)力呈拉壓應(yīng)力交替分布的規(guī)律,在底板起弧和收弧處的橫向殘余應(yīng)力表現(xiàn)為274.4 MPa左右的壓應(yīng)力,在底板中部表現(xiàn)為77 MPa左右的拉應(yīng)力。縱向和橫向殘余應(yīng)力峰值均已接近A6061鋁合金的室溫屈服強(qiáng)度(278.1 MPa)。焊接時(shí),填充焊絲熔化形成熔池后快速冷卻凝固形成焊縫,焊縫及其周?chē)鸁嵊绊憛^(qū)溫度梯度最大,在焊后冷卻階段該區(qū)域發(fā)生塑性收縮,該收縮變形被材料的抗縮性及焊縫所連接底板和腹板的剛性約束所限制,因此在該區(qū)域表現(xiàn)為較大的縱向殘余拉應(yīng)力;為了與殘余拉應(yīng)力相平衡,底板和腹板遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域表現(xiàn)為殘余壓應(yīng)力。由于焊縫沿縱向收縮,連接底板和腹板中部區(qū)域受橫向拉應(yīng)力作用,底板兩端靠近焊縫區(qū)域受橫向壓應(yīng)力作用。

圖8 模擬得到T型接頭的殘余應(yīng)力分布Fig.8 Residual stress distribution of T-joints by simulation：(a)longitudinal residual stress and(b)transverse residual stress

由圖9可知,隨著距焊縫距離的增大,模擬得到T型接頭的縱向殘余應(yīng)力由拉應(yīng)力逐步轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。選取距離焊縫中心線約10 mm 和30 mm 處的縱向殘余應(yīng)力與采用盲孔法測(cè)得的殘余應(yīng)力[22]進(jìn)行對(duì)比,模擬結(jié)果分別為35.2,-70.1 MPa,而試驗(yàn)結(jié)果為27.5,-58.1 MPa,相對(duì)誤差分別為28.0%,20.6%,而采用簡(jiǎn)化焊縫及雙橢球熱源模擬得到這兩處的殘余應(yīng)力分別為-42.6,-79.2 MPa[22],相對(duì)誤差分別為109.4%,36.3%,可知采用B樣條焊縫及組合熱源模擬得到的殘余應(yīng)力的計(jì)算精度至少提高了15.7%。這是由于作者建立的B樣條焊縫考慮了焊絲熔入母材的情況,在幾何模型更接近實(shí)際焊縫形狀的同時(shí),在模擬大填絲量脈沖MIG焊時(shí)可單獨(dú)提取出焊縫實(shí)體,對(duì)焊縫及母材的熱物理及力學(xué)性能進(jìn)行設(shè)置;同時(shí)根據(jù)脈沖MIG 焊接基值-峰值電流熱輸入特點(diǎn)所建立的高斯面+錐形體組合熱源在模擬焊接溫度場(chǎng)時(shí),能夠區(qū)分熔池表面和熔池內(nèi)部的熱流分布差異。

圖9 模擬得到T型接頭的縱向殘余應(yīng)力分布曲線Fig.9 Longitudinal residual stress distribution curve of T-joint by simulation

3.2 變形分布

由圖10可以看出,模擬得到T 型接頭的焊接變形主要集中在焊縫一側(cè)的底板邊緣位置,最大變形量為1.16 mm,試驗(yàn)測(cè)得的最大焊后變形量為1.10 mm[23],相對(duì)誤差為5.4%。這是由于焊接時(shí)工作臺(tái)及周?chē)B接焊縫的母材限制了焊縫區(qū)的塑性收縮,殘余變形逐漸向焊縫橫向的自由端發(fā)展,最終在底板一側(cè)邊緣發(fā)生一定程度翹起。底板邊緣前端部分殘余變形較小,可能是由于在開(kāi)始焊接時(shí)溫度還未達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。

圖10 模擬得到T型接頭的變形分布Fig.10 Deformation distribution of T-joint by simulation

4 結(jié)論

(1)采用所建立的B樣條焊縫及組合熱源模型模擬得到的A6061鋁合金脈沖MIG焊T型接頭的熔池形貌、特征點(diǎn)熱循環(huán)曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好,熔池的熔深和熔寬與試驗(yàn)結(jié)果之間的相對(duì)誤差分別為1.6%,3.4%,特征點(diǎn)峰值溫度的相對(duì)誤差不大于1.4%,驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。

(2)模擬得到脈沖MIG 焊T 型接頭的縱向殘余應(yīng)力主要集中在焊縫及熱影響區(qū),表現(xiàn)為拉應(yīng)力,橫向殘余應(yīng)力主要集中在底板上,沿焊縫方向呈拉壓交替分布的規(guī)律,縱向和橫向殘余應(yīng)力峰值都達(dá)到了274 MPa左右。在距焊縫中心約10,30 mm處的縱向殘余應(yīng)力模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果之間的相對(duì)誤差分別為28.0%和20.6%,其計(jì)算精度比采用簡(jiǎn)化焊縫及雙橢球熱源模型的計(jì)算精度至少提高了15.7%;焊后最大殘余變形位于焊縫一側(cè)底板邊緣,最大變形量為1.16 mm,模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果之間的相對(duì)誤差為5.4%。