初始應(yīng)力對三維光學(xué)輪廓法測試焊接接頭殘余應(yīng)力的影響

何向前，殷咸青，牛靖，梁晉，張建勛

（西安交通大學(xué) a.金屬材料強(qiáng)度國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；b.機(jī)械工程學(xué)院，西安 710049）

目前的焊接接頭殘余應(yīng)力測試方法中，小孔法和X 射線衍射法比較常用，這兩種方法多用于測量焊件表面殘余應(yīng)力，不能準(zhǔn)確測量焊接結(jié)構(gòu)內(nèi)部殘余應(yīng)力。中子衍射法、裂紋柔度法和逐層銑削法可以測量焊接內(nèi)部殘余應(yīng)力，但都存在一定缺點(diǎn)。于是，Michael B.Prime[1]首次提出了輪廓法。2004年L.Edwards 等[2]基于輪廓法測試了2024 鋁合金VPPA 焊接殘余應(yīng)力。董春林等[3]采用輪廓法測試了小直徑FGH96 鎳基高溫合金慣性摩擦焊接接頭的內(nèi)部環(huán)向應(yīng)力。劉川等[4]采用輪廓法測試TC17 鈦合金線性摩擦焊接的內(nèi)部殘余應(yīng)力。趙海燕等[5]采用輪廓法和X 射線衍射法對厚板的電子束焊接內(nèi)部和表面縱向殘余應(yīng)力進(jìn)行測試。DEWALD A 等[6]采用擴(kuò)展輪廓法能力的方法，測量棱柱形連續(xù)加工體中空間變化的多軸殘余應(yīng)力。M.Turski 等[7]采用輪廓法對316L 不銹鋼平板堆焊橫向的殘余應(yīng)力分布進(jìn)行了測試。張紀(jì)奎等[8]利用輪廓法研究了電弧增材制造鈦合金界面處的殘余應(yīng)力及其影響。董亞波[9]利用輪廓法研究了2Al4 鋁合金厚板淬火殘余應(yīng)力以及消除工藝，并對輪廓法測試原理進(jìn)行了有限元驗(yàn)證。M.B.Toparli1 和M.E.Fitzpatrick[10]采用輪廓法獲得了經(jīng)激光噴丸處理的2 mm 厚鋁板2024-T351 樣品的殘余應(yīng)力場。余凱勤等[11]采用三坐標(biāo)測量機(jī)測量了輪廓數(shù)據(jù)，用于輪廓法的應(yīng)力計(jì)算。

三維光學(xué)測量技術(shù)[12—13]在近幾年得到了快速發(fā)展，由西安交通大學(xué)自主研發(fā)的三維光學(xué)掃描系統(tǒng)XJTU-OM，可以實(shí)現(xiàn)復(fù)雜空間輪廓數(shù)據(jù)采集，可操作性較強(qiáng)。該方法在產(chǎn)品的質(zhì)量檢測、外形尺寸檢測、復(fù)雜曲面的校核等方面得到了廣泛的應(yīng)用。文中將三維光學(xué)掃描系統(tǒng)XJTU-OM 以輪廓法相結(jié)合，采用一種新的數(shù)字化三維實(shí)測技術(shù)來實(shí)現(xiàn)輪廓法測量，在此基礎(chǔ)上研究初始?xì)堄鄳?yīng)力對于三維光學(xué)輪廓法測試焊接接頭殘余應(yīng)力的影響。

1 測量技術(shù)原理

1.1 輪廓法基本原理

輪廓法的原理是將含有殘余應(yīng)力的工件切開成兩半，由于應(yīng)力釋放，切割面會(huì)發(fā)生輪廓變形，假設(shè)切割過程不產(chǎn)生附加應(yīng)力，且殘余應(yīng)力的釋放會(huì)造成切割面輪廓變形。若殘余應(yīng)力全部釋放，此時(shí)施加外力使變形輪廓恢復(fù)到切割前的原始狀態(tài)，那么所施加的外力等效于此切割面原始法向的殘余應(yīng)力。輪廓法的一般步驟：①切割工件，應(yīng)力釋放，切割面輪廓變形；② 掃描變形輪廓，處理輪廓數(shù)據(jù)；③建立有限元模型，將變形輪廓作為邊界條件，進(jìn)行應(yīng)力反算。

1.2 XJTUOM 輪廓測量原理

采用XJTUOM 三維光學(xué)面掃描進(jìn)行輪廓測量，通過投射多頻相移條紋到切割面上，基于雙目立體視覺原理，采用兩臺攝像機(jī)記錄物體在三維空間的圖像，利用三角測量原理和立體匹配技術(shù)，結(jié)合已經(jīng)獲得的圖像匹配點(diǎn)坐標(biāo)值，通過標(biāo)定計(jì)算和坐標(biāo)轉(zhuǎn)換，算出物體表面目標(biāo)點(diǎn)的三維坐標(biāo)信息。

2 實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

MIG 多道焊接試樣為 Q345R，工件尺寸為200 mm×125 mm×15 mm。采用兩塊試板，試板1 為供貨態(tài)，由火焰切割成形，存在原始?xì)堄鄳?yīng)力。試板2 經(jīng)去應(yīng)力退火處理，退火實(shí)驗(yàn)參數(shù)為保溫溫度590℃，保溫時(shí)間3.5 h，爐冷。

采用MIG 自動(dòng)焊接，焊接過程保護(hù)氣體為純氬氣，焊絲型號為QB ER50-6，直徑1.2 mm，焊道示意圖如圖1 所示，V 型坡口，鈍邊為2 mm，實(shí)際焊接為3 層6 道。每道焊縫完成后進(jìn)行表面氧化皮及雜質(zhì)清理，以防出現(xiàn)氣孔以及不導(dǎo)電的雜質(zhì)相，進(jìn)而導(dǎo)致切割過程放電不穩(wěn)定或者斷絲，后繼續(xù)焊接，每層焊縫之間冷卻到70℃左右時(shí)，進(jìn)行下一道焊接，依次完成所有焊道。焊接工藝參數(shù)如表1。為避免切割引入附加應(yīng)力，因此需要慢走絲切割。采用日本三菱MITSUBISHIBA8EDM 切割機(jī)床進(jìn)行切割。切割過程在去離子水中進(jìn)行，采用直徑200 μm 銅絲，切割速度為20 mm/min。采用對稱約束方式，保證切割過程始終垂直于焊縫。

圖1 焊道示意圖Fig.1 Schematic diagram of weld bead

表1 焊接工藝參數(shù)Tab.1 Welding process parameters

2.2 建立數(shù)據(jù)處理平臺

OM 測量的原始數(shù)據(jù)會(huì)受到環(huán)境的影響，而帶入很多誤差點(diǎn)，而且其點(diǎn)云的坐標(biāo)系與實(shí)際坐標(biāo)系不一致，因此必須要進(jìn)一步進(jìn)行去噪處理、擬合、離散處理，才可以用于有限元計(jì)算的邊界條件。首先，刪除點(diǎn)云中的環(huán)境雜點(diǎn)，而對截面點(diǎn)云不做處理，隨后將標(biāo)記的全局點(diǎn)作為參考點(diǎn)進(jìn)行坐標(biāo)轉(zhuǎn)換，在點(diǎn)云轉(zhuǎn)正后，使用Lowess 模型進(jìn)行點(diǎn)云的擬合，同時(shí)可以使用局部加權(quán)線性回歸來平滑數(shù)據(jù)。根據(jù)擬合曲面與噪聲點(diǎn)的空間距離去掉較大噪聲點(diǎn)云。將一個(gè)截面輪廓進(jìn)行鏡像，因?yàn)閮蓚€(gè)平面切割后的原始對應(yīng)位置在進(jìn)行輪廓拍攝時(shí)不是對應(yīng)的，因此必須將某一個(gè)輪廓進(jìn)行鏡像，之后平均所測得的兩個(gè)截面的對應(yīng)數(shù)據(jù)點(diǎn)，將所測輪廓曲線進(jìn)行平均以減小誤差。

以上的數(shù)據(jù)處理過程，均采用Matlab 編程實(shí)現(xiàn)。利用Matlab 自帶的用戶圖形界面平臺將以上的數(shù)據(jù)處理過程設(shè)計(jì)為GUI 操作平臺[14]，通過該數(shù)據(jù)處理平臺可以快速地對OM 面掃描得到的點(diǎn)云數(shù)據(jù)進(jìn)行轉(zhuǎn)正、去燥、位移計(jì)算、離散、邊界條件輸出等功能，如圖2 所示。

2.3 應(yīng)力計(jì)算與分析

基于ABAQUS 有限元計(jì)算軟件建立三維模型，劃分尺寸為1 mm 的均勻有限元網(wǎng)格。利用擬合平均后的輪廓計(jì)算出有限元節(jié)點(diǎn)上的位移初始條件，并反向加載到有限元模型上，另外在有限元模型上施加額外約束，以防止模型發(fā)生剛性位移?；诒敬斡?jì)算主要在于小應(yīng)變問題的特點(diǎn)，因此彈性計(jì)算過程采用的是減縮積分單元，每個(gè)單元具有8 節(jié)點(diǎn)數(shù)，即3D Stress（C3D8R）三維實(shí)體單元。

2.4 有限元模擬

基于ANSYS 平臺對多層多道焊進(jìn)行彈塑性模擬[15]。采用均勻體熱源，利用生死單元技術(shù)來模擬實(shí)際焊縫填充過程。溫度場的計(jì)算為瞬態(tài)計(jì)算，設(shè)定型初始溫度為20℃，增加對流邊界條件，實(shí)現(xiàn)工件外表面與空氣的對流換熱。如圖3，選取焊縫截面位置溫度場與實(shí)際的焊縫腐蝕形貌進(jìn)行對比，可以發(fā)現(xiàn)計(jì)算得到的熔池與實(shí)際焊接的熔池形貌非常接近，這將大大提高后續(xù)應(yīng)力計(jì)算的準(zhǔn)確性。應(yīng)力計(jì)算采用Solid185 單元，采用間接耦合計(jì)算焊接殘余應(yīng)力，將瞬態(tài)分析過程中的每一時(shí)間步的熱計(jì)算結(jié)果作為應(yīng)力計(jì)算的載荷。載荷作用時(shí)間與熱分析使得熱源作用時(shí)間保持一致，且熱計(jì)算模型以及應(yīng)力計(jì)算采用三點(diǎn)約束。

圖3 多道焊縫形貌與計(jì)算模型對比Fig.3 Comparison of multi-pass weld morphology and calculation model

3 結(jié)果與分析

含初始應(yīng)力焊接試板、去應(yīng)力退火焊接試板和數(shù)值模擬殘余應(yīng)力分布見圖4。含初始應(yīng)力、去應(yīng)力退火和數(shù)值模擬焊縫中心為拉應(yīng)力區(qū)，最大拉應(yīng)力分別為480,450,523 MPa，且都位于焊縫根部區(qū)域。含初始應(yīng)力和去應(yīng)力退火的焊接試板在焊縫區(qū)較為接近，但未經(jīng)退火的工件拉應(yīng)力區(qū)域分布較寬。試板兩側(cè)為壓應(yīng)力區(qū)域，最大壓應(yīng)力分別為380,280,157 MPa，三者數(shù)值相差較大，但應(yīng)力分布趨勢相同，焊縫區(qū)域整體為拉應(yīng)力區(qū)域，向板材兩邊降低，逐漸變?yōu)閴簯?yīng)力區(qū)。

圖4 含初始?xì)堄鄳?yīng)力、去應(yīng)力退火與數(shù)值模擬殘余應(yīng)力Fig.4 Initial residual stress,stress relief annealing and numerical simulation of residual stress contained

圖5 截線位置示意圖Fig.5 Schematic view of the position of the line

為了進(jìn)一步探究初始?xì)堄鄳?yīng)力對有限元計(jì)算的影響，取切割截面的3 條截線L1（距底面12 mm）、L2（試板中心厚度方向中線）、L3（距離底面3 mm）位置，分析其殘余應(yīng)力分布。具體的截線示意圖如圖5 所示。去應(yīng)力退火工件的焊接殘余應(yīng)力輪廓法測試結(jié)果與有限元模擬結(jié)果對比如圖6 所示。通過3 條截線數(shù)據(jù)對比可以發(fā)現(xiàn)，L1截線處其應(yīng)力結(jié)果較為一致，輪廓法與數(shù)值模擬結(jié)果分別為356 MPa 和410 MPa，殘余應(yīng)力相差約為50 MPa 左右。焊縫中心與近縫區(qū)位置處的應(yīng)力結(jié)果相近，試板右側(cè)位置出現(xiàn)稍許波動(dòng)，與數(shù)值模擬結(jié)果有所差異，但數(shù)值上差異均在100 MPa以內(nèi)。L2截線處輪廓法與數(shù)值模擬最大拉應(yīng)力分別為307 MPa 和348 MPa，殘余應(yīng)力相差約30 MPa 左右，試板兩側(cè)壓應(yīng)力在100～150 MPa 之間波動(dòng)，總體保持一致。L3截線位于焊縫根部位置，其應(yīng)力比前兩處較高，輪廓法與數(shù)值模擬的最大拉應(yīng)力分別為412 MPa和456 MPa，在焊縫中心較為一致，兩側(cè)仍然存在一定波動(dòng)（50～100 MPa），但整體一致性良好。

未經(jīng)退火處理的試板輪廓法測試應(yīng)力如圖6 所示，可以看出在焊縫處的一定寬度區(qū)域內(nèi)，其殘余應(yīng)力數(shù)值與退火件輪廓計(jì)算值、數(shù)值模擬應(yīng)力值較為一致。在遠(yuǎn)離焊縫處其應(yīng)力波動(dòng)較為嚴(yán)重，尤其在試板邊緣處其壓應(yīng)力約為300～400 MPa，已經(jīng)超過數(shù)值模擬值約200 MPa 左右。由此可見，試板由于切割、成形過程中產(chǎn)生的附加初始應(yīng)力會(huì)導(dǎo)致試驗(yàn)所測應(yīng)力一定要考慮初始應(yīng)力對于結(jié)果的影響。

圖6 截線位置應(yīng)力結(jié)果對比Fig.6 Comparison of stress results at the cut line position

殘余應(yīng)力在焊縫中心位置處的吻合度較高，因此數(shù)值與有限元模擬數(shù)值相差較大，因此分析結(jié)果提取了各個(gè)截線位置處節(jié)點(diǎn)的溫度循環(huán)，取各個(gè)節(jié)點(diǎn)在整個(gè)溫度循環(huán)中的最高溫度如圖6 中的綠色曲線?？梢钥吹剑笾?00℃為分界線，溫度循環(huán)高于600℃的區(qū)域，其殘余應(yīng)力高度一致，隨著其溫度循環(huán)的逐漸降低，輪廓法與有限元的計(jì)算差值越大。其中溫度循環(huán)高于600℃的區(qū)域大致約為焊縫及其熱影響區(qū)。焊縫及近縫區(qū)域的應(yīng)力實(shí)驗(yàn)值與有限元模擬數(shù)值較為一致，主要由于在焊接熱循環(huán)的作用下，高于金屬再結(jié)晶溫度時(shí)可以消除部分內(nèi)應(yīng)力，而對于其他區(qū)域，由于溫度循環(huán)較低，對其內(nèi)應(yīng)力消除不明顯，導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)與有限元結(jié)果相差較大，因此在數(shù)值模擬過程有必要考慮其初始?xì)堄鄳?yīng)力對結(jié)果的影響。

4 結(jié)論

1）采用三維光學(xué)輪廓法對多層多道焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行測試，通過建立的數(shù)據(jù)處理平臺對得到的輪廓數(shù)據(jù)進(jìn)行處理。分別計(jì)算去應(yīng)力退火焊件與退火處理焊件的殘余應(yīng)力分布，對比數(shù)值模擬結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)三者的殘余應(yīng)力在焊縫中心處的分布較為一致，而沿著焊縫向兩側(cè)的分布區(qū)域內(nèi)，其應(yīng)力差別逐漸變大。

2）通過提取3 條截線上不同位置的最高溫度循環(huán)，可以發(fā)現(xiàn)在大致600℃以上區(qū)域內(nèi)，三者的應(yīng)力分布表現(xiàn)高度一致，在最高溫度循環(huán)低于600℃的區(qū)域，其應(yīng)力明顯存在不一致。主要原因?yàn)楹附訜嵫h(huán)溫度高于金屬再結(jié)晶溫度時(shí)，可以消除部分殘余應(yīng)力，而溫度循環(huán)較低時(shí)對應(yīng)力消除不明顯，導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)結(jié)果相差較大。