6061-T6鋁合金MIG焊接頭微區(qū)拉伸性能表征及接頭拉伸性能的有限元仿真

王前進(jìn), 徐從昌, 李 佳, 許 紅, 何 洪, 李落星

(1.湖南大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院, 汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 長沙 410082; 2.重慶長安汽車股份有限公司, 重慶 420023)

0 引 言

鋁合金是理想的輕量化材料，在汽車車身結(jié)構(gòu)中應(yīng)用廣泛，以6000系為代表的鋁合金型材具有強(qiáng)度較高、耐腐蝕性能好、焊接性好等優(yōu)點(diǎn)，常用作車體結(jié)構(gòu)件。焊接作為車體結(jié)構(gòu)件的一種重要連接方式，接頭的性能會(huì)影響車體的工作壽命。與鋼材相比，鋁合金由于導(dǎo)熱系數(shù)、熱膨脹系數(shù)、熱熔系數(shù)高，在相同的焊接速度下獲得的焊接熱輸入比鋼材的高2～4倍[1]，導(dǎo)致其焊接難度更大。在實(shí)際焊接中，鋁合金的焊接方式主要是熔化焊，熔化焊過程中熱量的持續(xù)輸入會(huì)使鋁合金焊接接頭發(fā)生軟化，導(dǎo)致接頭的強(qiáng)度低于母材的。作為車身的關(guān)鍵零部件，鋁合金焊接結(jié)構(gòu)件起到承載作用，接頭強(qiáng)度不足會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)件在服役過程中容易發(fā)生斷裂失效。在車輛碰撞的有限元仿真中，為保證車身強(qiáng)度的仿真精度需輸入焊接接頭各區(qū)域材料的力學(xué)性能[2]。因此準(zhǔn)確地表征鋁合金焊接接頭各微區(qū)的力學(xué)性能及其變化規(guī)律，對(duì)提高車身強(qiáng)度的仿真精度、獲得可靠的安全性評(píng)估具有重要意義。

在現(xiàn)有的仿真分析理論和計(jì)算方法中，常將車體結(jié)構(gòu)件中的接頭視為剛性接頭，由于接頭對(duì)系統(tǒng)力學(xué)計(jì)算響應(yīng)的影響較大，如此處理會(huì)使仿真計(jì)算得到的剛度高出試驗(yàn)得到的50%～70%，很大程度上降低了整車性能評(píng)估的精確性[3]。在已有的研究中，采用有限元模型對(duì)焊接結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模的方法有較多的報(bào)道[4]，但都局限于對(duì)焊接單元的處理上，而仿真計(jì)算過程中對(duì)接頭采用剛性處理或單元處理，忽略了焊接接頭各微區(qū)力學(xué)性能不均勻這一特性，即沒有考慮接頭各微區(qū)的性能差異，無法保證仿真精度。因此，為保證仿真精度，需要對(duì)焊接接頭的局部性能進(jìn)行精準(zhǔn)表征。

目前，焊接接頭局部力學(xué)性能的表征有多種方法，如通過微剪切、微拉伸、微沖壓試驗(yàn)，人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)預(yù)測，Gleeble熱循環(huán)加載模擬等方法[5-9]。焊接接頭由于各區(qū)域的范圍較小，微剪切和微拉伸試驗(yàn)試樣的制備時(shí)間長、成本高。微沖壓試驗(yàn)則需要先獲得力-位移曲線，然后進(jìn)行有限元反向迭代，由于壓頭與被測材料之間存在摩擦且難以估計(jì)，測量精度會(huì)受到影響。采用人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)預(yù)測焊接接頭局部力學(xué)性能的方法工作量較大。而Gleeble熱循環(huán)模擬是通過模擬焊接過程中的熱循環(huán)，探究合金的性能變化，該方法所需成本較高，且難以反映實(shí)際焊接時(shí)熱影響區(qū)局部力學(xué)性能的真實(shí)情況。

為了方便、準(zhǔn)確地表征焊接接頭各微區(qū)的力學(xué)性能，作者設(shè)計(jì)了一種等效焊接接頭結(jié)構(gòu)，通過分層制備拉伸試樣進(jìn)行拉伸性能測試，獲得了各微區(qū)的拉伸性能數(shù)據(jù)。采用溫度場仿真模擬，建立了微區(qū)溫度與拉伸性能之間的關(guān)系。對(duì)接頭焊接溫度場和拉伸性能進(jìn)行有限元模擬，并采用拉伸試驗(yàn)驗(yàn)證，評(píng)估了將焊接接頭等效為不同熱狀態(tài)材料所建立的精細(xì)模型對(duì)焊接接頭性能預(yù)測的可靠性。

1 微區(qū)拉伸性能參數(shù)的確定

1.1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為富麗華公司生產(chǎn)的6061-T6鋁板，尺寸為300 mm×56 mm×10 mm，化學(xué)成分見表1，抗拉強(qiáng)度為342 MPa，屈服強(qiáng)度為323 MPa，斷后伸長率為9%；焊絲采用ER5356鋁合金，直徑為1.2 mm，化學(xué)成分見表1。采用DP400型OTC雙脈沖MIG焊機(jī)對(duì)鋁合金板進(jìn)行焊接，焊接電流150 A，焊接速度60 cm·min-1，焊絲干伸長15 mm，保護(hù)氣體為99.999%(純度)的氬氣，氣體流量為20 L·min-1。焊前用丙酮清洗鋁板，再用鋼絲刷清理待焊表面直至露出金屬光澤，對(duì)接面為鋁板側(cè)面(T型接頭)，焊接方向?yàn)殇X板長度方向，為防止鋁板在焊接過程中發(fā)生抖動(dòng)，兩端用工裝壓緊，如圖1所示。

表1 6061-T6鋁合金和ER5356焊絲的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of 6061-T6 aluminium alloy and ER5356 weld wire (mass fraction) %

圖1 焊接夾持裝置及溫度測量位置Fig.1 Clamp apparatus and temperature test position

為獲得焊接過程中鋁板不同位置的溫度分布，焊接前在試板一側(cè)距起弧位置140 mm處布置一列測溫點(diǎn)，采用K型熱電偶對(duì)焊接過程的溫度進(jìn)行實(shí)時(shí)測量，各測溫點(diǎn)距上特征面邊緣的距離分別為5，10，15 mm，分別記為A1、A2、A3，只焊一側(cè)如圖1所示。

采用線切割在焊后試板上距離焊縫熔合線不同位置分層截取拉伸試樣，如圖2(a)所示，將在距離焊縫熔合線最近位置的拉伸試樣標(biāo)記為1，依次類推，分別標(biāo)記為1～17，拉伸試樣尺寸根據(jù)ASTM E8M-09確定，見圖2(b)。拉伸試驗(yàn)在Instron 3369型萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，拉伸速度為2 mm·min-1。

圖2 拉伸試驗(yàn)的取樣位置和試樣尺寸Fig.2 Sampling position and size of sample in tensile test: (a) sampling position and (b) size of sample

1.2 溫度場模擬及驗(yàn)證

采用有限元軟件對(duì)試板不同位置的溫度進(jìn)行仿真模擬，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)標(biāo)，建立各微區(qū)溫度與拉伸性能之間的關(guān)系。

采用Simufact軟件的焊接分析平臺(tái)，根據(jù)試板及工裝的實(shí)際尺寸，建立三維有限元模型并進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格采用三維8節(jié)點(diǎn)單元，為兼顧計(jì)算效率和仿真精度，母材和焊縫網(wǎng)格的最小尺寸劃分為1 mm×1 mm×2 mm，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為125 612，單元總數(shù)為105 735，網(wǎng)格模型如圖3所示；焊接材料參數(shù)選用Al-Mg-Si合金的，工裝材料為45鋼，其熱學(xué)性能參數(shù)選用Simufact軟件材料庫中自帶的參數(shù)。

圖3 有限元網(wǎng)格模型Fig.3 Finite element mesh model

焊絲的填充過程采用生死單元和雙橢球移動(dòng)熱源模型進(jìn)行模擬[10-11]，根據(jù)文獻(xiàn)[12]，將待焊鋁板、工裝、空氣之間的熱傳遞簡化為對(duì)流傳熱和輻射傳熱，表達(dá)式如下[13-14]：

(1)

式中：T為焊件表面的瞬時(shí)溫度；hconv為對(duì)流傳熱系數(shù)，400 W·K-1·m-2；T0為室溫，293 K；ε為輻射系數(shù)，0.08；σ為斯提芬玻爾茲曼常數(shù)，5.68×10-8J·K-4·m-2·s-1。

由圖4可以看出，焊縫(箭頭所示)熔覆高度的實(shí)測結(jié)果和模擬結(jié)果分別為4.7，4.8 mm，相對(duì)誤差為2.1%，說明模擬結(jié)果較準(zhǔn)確。試驗(yàn)熔覆高度偏小，這與熔池截面的選取有關(guān)。由圖5可以看出：試驗(yàn)初期(小于10 s)，溫度曲線發(fā)生一定的波動(dòng)，這是由于焊接過程起弧階段的電壓尚未穩(wěn)定；距離試板上表面5 mm(位置A1)時(shí)，從室溫到峰值溫度，試驗(yàn)和仿真模擬經(jīng)歷的時(shí)間分別為12.5，12.3 s，從峰值溫度冷卻至200 ℃，試驗(yàn)和仿真模擬經(jīng)歷的時(shí)間分別為26.5，25.5 s，表明焊接過程中距離焊縫表面5 mm處的材料都經(jīng)歷了快速加熱和冷卻過程。遠(yuǎn)離焊縫處(位置A1、A2)的溫度梯度遠(yuǎn)小于近焊縫處(位置A3)的，說明靠近熱源區(qū)域的熱量比較集中。模擬的溫度分布曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合性較好(誤差小于4.6%)，表明模擬結(jié)果可靠。

圖4 試驗(yàn)與模擬獲得的焊縫熔池形貌Fig.4 Morphology of weld pool obtained by experiment and simulation

圖5 試驗(yàn)和模擬各位置的溫度分布曲線Fig.5 Curve of temperature distribution of each positions of experiment and simulation

由圖6可以看出：模擬得到的焊接接頭截面的等溫線分布呈水平狀，靠近焊縫表面的最高溫度達(dá)633 ℃，為焊縫熔合線中間的溫度；沿遠(yuǎn)離焊縫熔合線的方向，溫度逐漸降低；在截面上距焊縫表面相同位置的溫度差極小?？梢耘袛啵诖怪庇谠嚢灞砻娼厝≡嚇?，可獲得各微區(qū)的等效試樣。

圖6 焊接接頭截面的溫度分布云圖Fig.6 Temperature distribution contour of welded joint section

1.3 溫度與拉伸性能的關(guān)系

由圖7可以看出：隨著與熔合線距離的增大，試樣的抗拉強(qiáng)度先減小后增大；試樣2和3的斷后伸長率分別為23.35%，23.49%，明顯高于其他各微區(qū)試樣的，可見試樣2和3所在位置具有較好的塑性變形能力；試樣5的抗拉強(qiáng)度最低，為201 MPa，強(qiáng)度系數(shù)約58.6%；試樣16和17的抗拉強(qiáng)度分別為340，343 MPa，斷后伸長率分別為9.29%，9.06%，與母材的相當(dāng)，可以推斷從試樣16所在的位置開始，材料的拉伸性能不再受焊接熱的影響。因此，熱影響區(qū)包含試樣1～15所在的位置，寬度約17 mm。

圖7 不同位置試樣的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7 Engineering stress-strain curve of sample at different positions

考慮線切割的加工誤差(鉬絲直徑0.2 mm)及拉伸試樣的厚度，結(jié)合溫度模擬和拉伸試驗(yàn)結(jié)果，建立了不同位置試樣的拉伸性能與所處的溫度范圍之間的關(guān)系，如表2所示。

表2 不同位置試樣的拉伸性能與所處溫度范圍之間的關(guān)系Table 2 Relationship between tensile properties and temperature range of samples at different locations

圖11 接頭不同位置溫度分布曲線和截面熔池形貌以及溫度場分布云圖Fig.11 Temperature distribution curve, section molten pool morphology and temperature field distribution contour at different position of joint: (a) temperature distribution curve of joint and (b) molten pool morphology and temperature field distribution contour of section

2 接頭拉伸性能的模擬及驗(yàn)證

2.1 試樣制備與試驗(yàn)方法

對(duì)富麗華公司擠壓生產(chǎn)的同一批次6061-T6鋁板進(jìn)行對(duì)接焊，尺寸為300 mm×150 mm×3 mm，焊接設(shè)備采用DP400型OTC雙脈沖MIG焊機(jī)，焊接速度為60 cm·min-1，焊接電流85 A，保護(hù)氣體為99.999%(純度)的氬氣，氣體流量為20 L·min-1。焊接過程中，采用K型熱電偶對(duì)距焊縫中心5，10，15 mm處的B1、B2、B3點(diǎn)進(jìn)行溫度測試，如圖8所示。接頭拉伸試驗(yàn)在Instron 3369型萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，拉伸速度為2 mm·min-1，試樣尺寸根據(jù)GB/T 2651-2008制定，如圖9所示。

圖8 溫度測試位置Fig.8 Temperature tested position

圖9 拉伸試樣尺寸Fig.9 Size of tensile sample

2.2 焊接溫度場的模擬及驗(yàn)證

采用Simufact軟件的焊接分析平臺(tái)，根據(jù)鋁板及工裝的實(shí)際尺寸，建立三維有限元模型并進(jìn)行網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格采用三維8節(jié)點(diǎn)單元，為兼顧計(jì)算效率和仿真精度，母材和焊縫網(wǎng)格的最小尺寸劃分為1 mm×1 mm×2 mm，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為185 126，單元總數(shù)為137 700，網(wǎng)格模型如圖10所示，相關(guān)材料參數(shù)及邊界條件與章節(jié)1.2一致。

圖10 有限元網(wǎng)格模型Fig.10 Finite element mesh model

由圖11可以看出，模擬與試驗(yàn)測得的接頭溫度分布曲線的吻合度較高(誤差小于2.63%)，熔池形貌的一致性也較好，表明模擬能較準(zhǔn)確地反映焊接接頭真實(shí)的溫度分布情況，可根據(jù)溫度場的模擬結(jié)果對(duì)后續(xù)拉伸仿真模擬的網(wǎng)格模型進(jìn)行分區(qū)。

2.3 接頭拉伸性能的模擬及驗(yàn)證

根據(jù)準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試樣的實(shí)際尺寸建立拉伸過程的有限元仿真模型，模型采用8節(jié)點(diǎn)網(wǎng)格單元，整個(gè)模型節(jié)點(diǎn)總數(shù)為19 374，網(wǎng)格總數(shù)為14 668；選擇MAT24號(hào)材料卡片，考慮到仿真精度和計(jì)算效率，將靠近焊縫位置(距離焊縫中心3.8～19 mm)的網(wǎng)格尺寸劃分為0.5 mm×0.5 mm×1 mm，遠(yuǎn)離焊縫位置的網(wǎng)格尺寸劃分為1 mm×1 mm×1 mm。結(jié)合表2和圖11(b)，將接頭位于555～633 ℃的網(wǎng)格劃為Z1區(qū)，并賦予試樣1的拉伸性能，溫度位于505～555 ℃的網(wǎng)格劃為Z2區(qū)，并賦予試樣2的拉伸性能，以此類推，最后將低于試樣16溫度范圍的區(qū)域劃分為母材區(qū)，分區(qū)后的仿真模型如圖12所示。網(wǎng)格模型分區(qū)完成后，將測得的各區(qū)域的拉伸性能賦予到有限元模型中，然后約束固定端的全部自由度，在加載端施加速度為2 mm·min-1的載荷，網(wǎng)格單元采用全積分單元的方式進(jìn)行仿真模擬。

圖12 對(duì)接接頭的網(wǎng)格模型Fig.12 Mesh model of butt joint

采用Hollomon冪指數(shù)硬化模型表征材料在塑性階段的加工硬化狀態(tài)，表達(dá)式為

σT=K(εT)n

(2)

式中：εT為真應(yīng)變；K為強(qiáng)化系數(shù)；n為硬化指數(shù)；σT為真應(yīng)力。

硬化曲線主要表征材料在大變形下的應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知，應(yīng)變較大的位置主要在熱影響區(qū)，因此仿真時(shí)主要對(duì)試樣2～6(對(duì)應(yīng)Z2～Z6區(qū)域的網(wǎng)格)的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行擬合，各區(qū)域的材料性能參數(shù)見表3。仿真中斷裂失效采用GISSMO模型模擬，在LS-DYNA仿真中用MAT_ADD_EROSION設(shè)置GISSMO的失效準(zhǔn)則卡片，添加GISSMO失效相關(guān)參數(shù)。

表3 擬合得到的各區(qū)域的材料性能參數(shù)Table 3 The properties parameters of each region materialby fitting

由圖13可以看出：彈性變形階段，接頭試樣在拉伸過程中的力隨位移呈線性變化；隨著位移量繼續(xù)增加，試樣發(fā)生塑性變形，力與位移的變化逐漸呈非線性變化，位移量為3.5 mm時(shí)，試樣發(fā)生斷裂失效；仿真模擬與試驗(yàn)的峰值力分別為7 182，7 172 N，誤差為0.1%，斷裂失效時(shí)的位移分別為3.3，3.5mm，誤差為5.7%。這表明仿真模擬與試驗(yàn)結(jié)果的一致性較好，將焊接接頭等效為不同熱狀態(tài)材料進(jìn)行有限元仿真預(yù)測的方法可行，預(yù)測精度可滿足工程需要，這對(duì)其他形式接頭的強(qiáng)度仿真預(yù)測具有一定的參考價(jià)值。

圖13 6061-T6鋁合金MIG焊接頭拉伸測試時(shí)的力-位移曲線Fig.13 Force-displacement curve of MIG welded joint of 6061-T6 aluminum alloy under tensile test

3 結(jié) 論

(1) 6061-T6鋁合金MIG焊接頭微區(qū)溫度場及焊縫熔池形貌的仿真模擬與試驗(yàn)結(jié)果的吻合性較好，仿真模擬的結(jié)果可靠。

(2) 將焊接接頭等效為不同熱狀態(tài)材料建立的精細(xì)模型對(duì)接頭拉伸性能的預(yù)測具有可靠性；接頭拉伸仿真模擬與試驗(yàn)的峰值力的誤差僅為0.1%，斷裂失效時(shí)的位移誤差僅為5.7%，根據(jù)溫度分布將熱影響區(qū)網(wǎng)格劃分為不同熱狀態(tài)可以有效預(yù)測焊接接頭的性能。