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    噴丸改善Q235B 焊接接頭殘余應(yīng)力場的數(shù)值模擬

    2021-10-16 08:40:40邢家麒吳跟上趙樹森賀占蜀李延民邵景干余檜鑫
    表面技術(shù) 2021年9期
    關(guān)鍵詞:靶材噴丸入射角

    邢家麒,吳跟上,趙樹森,賀占蜀,李延民,邵景干,余檜鑫

    (1.鄭州大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院 抗疲勞制造技術(shù)河南省工程試驗(yàn)室,鄭州 450001;2.河南交通職業(yè)技術(shù)學(xué)院 公路學(xué)院,鄭州 450005)

    Q235B 因具有良好的可焊性,廣泛用于建筑、橋梁工程上質(zhì)量要求較高的焊接結(jié)構(gòu)件。但Q235B 焊接接頭因存在焊接殘余拉應(yīng)力而極易發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂,進(jìn)而降低焊接結(jié)構(gòu)件的機(jī)械強(qiáng)度、疲勞壽命等綜合性能,因此有必要通過某種表層強(qiáng)化技術(shù)改善焊接接頭的殘余應(yīng)力。噴丸[1-3]作為一種常用的表層改性技術(shù),能夠沖擊靶材使其表層產(chǎn)生塑性變形,從而將焊接接頭表層殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力,進(jìn)而提高工件機(jī)械強(qiáng)度和疲勞壽命[4-6],因此引起國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注與深入研究。

    Hong 等[7]通過DEM 和FEM 法研究噴丸過程中彈丸間的碰撞。結(jié)果表明,該方法能夠更好地仿真不同噴丸參數(shù)對靶材殘余應(yīng)力場的影響。Bhuvaraghan等[8]通過DEM-FEM 耦合法研究噴丸在Inconel718 靶材引入殘余應(yīng)力。結(jié)果表明,DEM-FEM 耦合法與FEM 法仿真的殘余應(yīng)力分布相吻合。Murugaratnam等[9]通過DEM-FEM 耦合法研究彈丸入射角、彈丸速度和彈丸質(zhì)量流量對靶材殘余應(yīng)力場的影響。結(jié)果表明,彈丸入射角為70°時(shí),靶材殘余壓應(yīng)力層深度最大,相比彈丸質(zhì)量流量,彈丸速度對靶材殘余應(yīng)力場的影響更大,增大彈丸速度,殘余壓應(yīng)力層深度更大。Chen 等[10]基于ABAQUS 研究彈丸速度對高錳鋼靶材殘余應(yīng)力場和表面粗糙度的影響,通過XRD 法測定高錳鋼在噴丸處理后的殘余應(yīng)力。結(jié)果表明,殘余應(yīng)力仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合,隨著彈丸速度的增加,靶材最大殘余壓應(yīng)力和壓應(yīng)力層深度增大,表面粗糙度增大。Seddik 等[11]使用隨機(jī)多彈丸模型研究噴丸后靶材表層殘余壓應(yīng)力、塑性應(yīng)變和表面損傷,并通過試驗(yàn)驗(yàn)證仿真結(jié)果的正確性。孟慶帥等[12]基于ABAQUS 研究噴丸改善42CrMo 淬火零件殘余應(yīng)力場。結(jié)果表明,噴丸后,淬火零件過渡區(qū)表層殘余拉應(yīng)力全部轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力,增大彈丸速度、彈丸直徑或噴丸覆蓋率,則淬火零件過渡區(qū)表面殘余壓應(yīng)力、殘余壓應(yīng)力層深度和最大殘余壓應(yīng)力深度增大,但最大殘余壓應(yīng)力增大后幾乎不變。WANG 等[13]基于ABAQUS 研究噴丸參數(shù)與42CrMo 靶材殘余應(yīng)力的關(guān)系,并給出最優(yōu)的噴丸參數(shù)組合。該參數(shù)下,42CrMo 試樣的疲勞壽命提高了104%。Ahmad 等[14]通過DEM-FEM 耦合法研究噴丸強(qiáng)化Al2219 靶材。結(jié)果表明,靶材最大殘余壓應(yīng)力及殘余壓應(yīng)力層深度,隨著彈丸直徑、速度的增加而增大,彈丸入射角為90°時(shí),靶材殘余壓應(yīng)力層深最大。Gutel 等[15]通過試驗(yàn)研究鑄鋼彈丸和玻璃彈丸的噴丸效果。結(jié)果表明,鑄鋼彈丸在靶材引入更深的殘余壓應(yīng)力層,而玻璃彈丸在靶材表面引入更大的殘余壓應(yīng)力。黃小波等[16]通過試驗(yàn)研究噴丸后鋯合金殘余應(yīng)力場分布規(guī)律。結(jié)果表明,噴丸強(qiáng)度和彈丸材料相同時(shí),直徑較小的彈丸產(chǎn)生的軸向最大殘余壓應(yīng)力深度更大,而直徑較大的彈丸產(chǎn)生的切向最大殘余壓應(yīng)力深度更大。

    上述研究表明,通過有限元法能夠模擬噴丸強(qiáng)化,適當(dāng)增大彈丸速度和彈丸直徑能夠在靶材表層引入更大的殘余壓應(yīng)力并增大殘余壓應(yīng)力層深度。目前,雖然關(guān)于噴丸強(qiáng)化的研究很多,但關(guān)于噴丸改善焊接接頭殘余應(yīng)力場的研究較少。黃治冶等[17]基于ABAQUS 研究彈丸大小、彈丸速度對焊接接頭殘余應(yīng)力場的影響規(guī)律,進(jìn)而優(yōu)化噴丸參數(shù)。結(jié)果表明,噴丸處理能夠明顯改善焊接接頭表層殘余應(yīng)力場。Dieng 等[18]基于Marc 研究彈丸直徑、速度和入射角對S355 J2 焊接接頭殘余應(yīng)力場的影響規(guī)律。結(jié)果表明,焊接接頭的橫向最大殘余應(yīng)力和縱向最大殘余應(yīng)力分別由250 MPa 和280 MPa 的拉應(yīng)力轉(zhuǎn)化為–200 MPa和–206 MPa 的殘余壓應(yīng)力,與試驗(yàn)結(jié)果吻合。Liu 等[19]基于ABAQUS,通過SPH 法,研究噴丸對焊縫殘余應(yīng)力場的影響。結(jié)果表明,增大彈丸速度能夠更好地改善焊縫殘余應(yīng)力場。魏順等[20]基于ABAQUS 研究噴丸改善Q235B 焊接接頭殘余應(yīng)力場。結(jié)果表明,增大彈丸速度或直徑,焊接接頭過渡區(qū)表面殘余壓應(yīng)力、最大殘余應(yīng)力、最大殘余應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度均有所增加。綜上所述,噴丸能夠改善焊接接頭殘余應(yīng)力場,但上述研究只是采用單個(gè)彈丸進(jìn)行噴丸,或者雖是大量彈丸,但沒有考慮彈丸的隨機(jī)分布和相互碰撞。隨著ABAQUS 的DEM 模塊的發(fā)展,當(dāng)前可利用ABAQUS 建立FEM-DEM 耦合噴丸模型[21]。因此,本文以Q235B 鋼作為研究對象,通過先焊接而后噴丸的順序仿真,研究大量隨機(jī)噴丸對焊接接頭殘余應(yīng)力的影響規(guī)律,并據(jù)此優(yōu)化噴丸參數(shù),最后分析了最優(yōu)參數(shù)下噴丸對焊接接頭殘余應(yīng)力的改善情況。

    1 模型建立

    本文基于ABAQUS 有限元仿真軟件分別建立了Q235B 焊接接頭模型和焊接接頭噴丸模型。首先通過非線性傳熱分析對焊接接頭進(jìn)行焊接溫度仿真,然后將溫度數(shù)據(jù)導(dǎo)入焊接接頭進(jìn)行焊接殘余應(yīng)力仿真,最后對焊接接頭進(jìn)行大量噴丸仿真。

    1.1 材料性能

    焊接仿真過程中必須考慮Q235B 鋼的眾多物理參數(shù)隨溫度而變化,包括泊松比、彈性模量、屈服強(qiáng)度、密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、線膨脹系數(shù)等[22-23]。計(jì)算焊接溫度場和殘余應(yīng)力場所需物理參數(shù)見文獻(xiàn)[20],環(huán)境溫度為20 ℃。彈丸和靶材材料屬性見表1。在Johnson-Cook 模型中,屈服強(qiáng)度由應(yīng)變、應(yīng)變率以及溫度決定[24-25]。由于噴丸強(qiáng)化過程中,靶材表層產(chǎn)生劇烈塑性變形,本文采用Johnson-Cook 模型作為材料本構(gòu)模型,材料的流動(dòng)屈服應(yīng)力為[26]:

    表1 彈丸和靶材的材料屬性Tab.1 Material properties for the shot and target

    式中:σeq為等效應(yīng)力;A為tr溫度下的初始屈服應(yīng)力;B為應(yīng)變硬化參數(shù);εeq為等效塑性應(yīng)變;n是應(yīng)變硬化指數(shù);C為應(yīng)變率敏感系數(shù);為參考應(yīng)變率;tr為參考溫度;t為試驗(yàn)溫度;tm為材料熔點(diǎn)溫度;m是熱軟化系數(shù)。Q235B 的Johnson-Cook 模型相關(guān)參數(shù)見表2[27]。

    表2 Q235B 的Johnson-Cook 模型相關(guān)參數(shù)[27]Tab.2 Related Johnson-Cook model parameters of Q235B[27]

    1.2 焊接有限元模型

    焊接模型為兩塊尺寸為100 mm×47 mm×6 mm的Q235B 鋼板,焊縫寬度為6 mm。焊接采用手工電弧焊,電流I=150 A,電壓U=25 V,焊接速度V=2 mm/s,電源熱效率η=0.85。焊接仿真運(yùn)用生死單元技術(shù),通過DFLUX 子程序加載熱源,熱源選用雙橢球熱源。雙橢球熱源前半部分橢球的體熱流密度由式(2)計(jì)算[28],后半部分橢球的體熱流密度由式(3)計(jì)算。

    式中:f1、f2為前、后橢球的熱流密度分布系數(shù),f1=0.6,f2=1.4;Q為輸入模型的熱源的總功率,Q=UIη;a、b、c1、c2為熱源形狀參數(shù),其中a=4.5,b=6,c1=2.5,c2=7.5。

    焊接接頭單元類型分別采用熱傳導(dǎo)線性六面體單元(DC3D8)和減縮積分單元(C3D8R)計(jì)算溫度場和殘余應(yīng)力場,對底面起焊點(diǎn)沿焊接方向和下底面外沿四頂點(diǎn)沿厚度方向施加位移約束。為了兼顧計(jì)算成本及計(jì)算準(zhǔn)確性,焊縫的網(wǎng)格局部細(xì)化為x方向0.1 mm、y方向0.05 mm、z方向0.1 mm,遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域網(wǎng)格尺寸為x方向8.75 mm、y方向0.75 mm、z方向0.1 mm,模型共有144 000 個(gè)單元(見圖1)。

    圖1 焊接有限元模型Fig.1 Welding finite element model

    1.3 焊接接頭噴丸有限元模型

    焊后 Q235B 焊接接頭的噴丸仿真,是將ABAQUS/Standard 求解器計(jì)算的焊接接頭殘余應(yīng)力場傳遞到ABAQUS/Explicit 中,對焊接接頭進(jìn)行噴丸(見圖2)。彈丸由噴嘴噴向靶材,噴嘴直徑為6 mm,噴嘴到靶材的距離為20 mm,噴嘴軸線與靶材表面的夾角(彈丸入射角)為θ。彈丸在噴嘴截面處隨機(jī)產(chǎn)生,彈丸直徑為d,彈丸速度為v,單位時(shí)間內(nèi)由噴嘴射出的彈丸質(zhì)量(質(zhì)量流量)為rm。為研究彈丸直徑d、彈丸入射角θ、彈丸速度v、彈丸質(zhì)量流量rm對焊縫橫向(x方向)殘余應(yīng)力σx和縱向(z方向)殘余應(yīng)力σz的影響,本仿真的噴丸參數(shù)見表3。

    圖2 隨機(jī)噴丸模型Fig.2 Random SP model

    表3 噴丸參數(shù)Tab.3 Parameters of SP

    彈丸、靶材和噴嘴的單元類型分別為離散單元(PD3D)、減縮積分單元(C3D8R)和四邊形表面單元(SFM3D4R),靶材底面完全固定。彈丸和靶材之間采用通用接觸,摩擦因數(shù)為0.1;彈丸間的接觸是基于赫茲公式指定的,該公式將接觸力與任意兩個(gè)接觸彈丸間的距離聯(lián)系起來,如公式(4)—(6)所示[9]。

    式中:R1和R2、E1和E2、ν1和ν2分別是兩個(gè)接觸彈丸的半徑、彈性模量、泊松比,變量δ取決于彈丸間的接觸。

    1.4 模型驗(yàn)證

    為了驗(yàn)證焊接接頭噴丸模型的合理性,選取噴丸參數(shù)d=0.4 mm、θ=90°、ν=40 m/s、rm=6 kg/min 對焊后焊縫區(qū)域進(jìn)行強(qiáng)化,并與文獻(xiàn)[29]中的結(jié)果進(jìn)行對比。圖3 為噴丸強(qiáng)化焊縫前后焊接接頭表面殘余應(yīng)力分布。圖4 為文獻(xiàn)[29]中水射流沖擊強(qiáng)化焊縫前后殘余應(yīng)力分布。對比圖3 和圖4 可知,本文焊接仿真和文獻(xiàn)[29]中焊接后表面殘余應(yīng)力分布規(guī)律相同,焊接后σx分布曲線都呈現(xiàn)“火山”形狀,且都隨著與焊縫中心距離的增大,殘余應(yīng)力先增大到最大值,然后逐漸減小并趨近于0;σz分布曲線都呈現(xiàn)“山峰”形狀,殘余應(yīng)力最大值都處在焊縫中心,且都隨著與焊縫中心距離的增大,殘余應(yīng)力先快速減小至最小值,而后緩慢增大。本文噴丸強(qiáng)化和文獻(xiàn)[29]中水射流沖擊強(qiáng)化后表面殘余應(yīng)力的變化趨勢也相同,都把焊縫表面的σx和σz從殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)榱藲堄鄩簯?yīng)力,只是因?yàn)椴牧?、焊接參?shù)和強(qiáng)化手段的不同,殘余應(yīng)力在數(shù)值上存在差別。經(jīng)過對比驗(yàn)證,本文采用焊接接頭噴丸模型獲得的結(jié)果在一定程度上是可靠的,因此該仿真模型可用于噴丸改善Q235B 焊接接頭殘余應(yīng)力場的研究。

    圖3 噴丸強(qiáng)化焊縫前后殘余應(yīng)力分布Fig.3 Residual stress distribution of the weld seam before and after SP

    圖4 水射流沖擊強(qiáng)化焊縫前后殘余應(yīng)力分布[29]Fig.4 Residual stress distribution of the weld seam before and after WJP [29]

    2 結(jié)果和討論

    2.1 焊接接頭溫度場分析

    圖5 為焊接過程中焊接接頭溫度分布云圖。熱源以2 mm/s 的速度從焊縫一端移動(dòng)到另一端,焊接25 s時(shí),1/2 焊縫單元由于被“殺死”,無法顯示(圖5a)。熱源移動(dòng)過程中,焊縫及附近區(qū)域溫度迅速升高,最高溫度位于焊縫中心線,約為2635 ℃。溫度超過Q235B 熔點(diǎn)溫度(1493 ℃)的寬度范圍約為8 mm,即整個(gè)熔池溫度都在熔點(diǎn)溫度以上。焊接完成后,大約經(jīng)過5000 s,焊接接頭冷卻至室溫(20 ℃)。

    圖5 焊接接頭溫度分布云圖Fig.5 Temperature maps of welded joint: (a) 25 s of welding, (b) 50 s of welding

    2.2 焊接接頭應(yīng)力場分析

    圖6 為冷卻至室溫后焊接接頭的應(yīng)力分布云圖。圖6a 為等效應(yīng)力云圖,圖6b、圖6c 分別為σx、σz分布云圖。焊后殘余拉應(yīng)力集中在焊縫,并且殘余應(yīng)力場分布非常不均勻。焊接接頭最大等效應(yīng)力可達(dá)182 MPa,σx和σz最大殘余拉應(yīng)力分別為227、196 MPa。

    圖6 冷卻至室溫后焊接接頭的應(yīng)力分布云圖Fig.6 Stress maps of welded joint after cooling to room temperature: (a) mises stress as welded, (b) A-A σx as welded, (c) B-B σz as welded

    2.3 噴丸參數(shù)對焊縫殘余應(yīng)力場的影響

    由以上分析可知,焊接后的焊接接頭殘余拉應(yīng)力集中在焊縫,因此本節(jié)研究噴丸參數(shù),改善焊縫殘余應(yīng)力場,具體研究彈丸直徑d、彈丸入射角θ、彈丸速度v、彈丸質(zhì)量流量rm對焊縫殘余應(yīng)力場的影響。

    2.3.1 彈丸直徑d對焊縫殘余應(yīng)力場的影響

    圖7 和圖8 分別為不同彈丸直徑下焊縫σx和σz分布。由圖可得,彈丸撞擊焊縫后,會(huì)在表層引入殘余壓應(yīng)力,橫向和縱向的最大殘余壓應(yīng)力都出現(xiàn)在次表面。隨著彈丸直徑的增加,無論是橫向,還是縱向,其最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度都增加,沖擊壓力作用面積隨著彈丸直徑的增加而增大。當(dāng)彈丸直徑由0.4 mm 增加到1 mm 時(shí),橫向和縱向的殘余壓應(yīng)力層深度分別增加到0.92、0.74 mm。雖然彈丸直徑為1 mm 時(shí),橫向的最大殘余壓應(yīng)力比彈丸直徑為0.8 mm 時(shí)略小,但橫向和縱向的最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度都最大,且縱向的最大殘余壓應(yīng)力也最大。綜合考慮橫向和縱向的最大殘余壓應(yīng)力、最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度,本仿真范圍內(nèi),彈丸直徑為1 mm 時(shí),焊縫殘余應(yīng)力的改善效果最好,此時(shí)σx和σz的最大殘余壓應(yīng)力分別為–270、–258 MPa。

    圖7 不同彈丸直徑下焊縫σx 分布(θ=90°,v=60 m/s,rm=6 kg/min)Fig.7 σx distribution of weld seam at different shots diameters (θ=90°, v=60 m/s, rm=6 kg/min): (e) σx distribution curves along the depth of weld seam at different shots diameters

    圖8 不同彈丸直徑下焊縫σz 分布(θ=90°,v=60 m/s,rm=6 kg/min)Fig.8 σz distribution of weld seam at different shots diameters (θ=90°, v=60 m/s, rm=6 kg/min): (e) σz distribution curves along the depth of weld seam at different shots diameters

    2.3.2 彈丸入射角θ對焊縫殘余應(yīng)力場的影響

    圖9 和圖10 分別為不同彈丸入射角下焊縫σx和σz分布。由圖可得,隨著彈丸入射角的增大,無論是橫向,還是縱向,其最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度都增大,這是由于彈丸法向動(dòng)能在增大。當(dāng)彈丸入射角從30°增大到90°時(shí),殘余壓應(yīng)力層深度分別增加到0.92、0.74 mm;隨著彈丸入射角增大,σx和σz最大殘余壓應(yīng)力都先增大后減小,這是因?yàn)楫?dāng)彈丸入射角大于60°時(shí),入射彈丸與反射彈丸碰撞增多,部分入射彈丸損失法向動(dòng)能,最終導(dǎo)致σx和σz的最大殘余壓應(yīng)力都減小。雖然彈丸入射角為45°時(shí),σx的最大殘余壓應(yīng)力最大,但此時(shí)橫向的表面殘余壓應(yīng)力和殘余壓應(yīng)力層深度都比彈丸入射角為60°時(shí)小,且當(dāng)彈丸入射角為60°時(shí),縱向的表面殘余壓應(yīng)力和最大殘余壓應(yīng)力都最大。雖然彈丸入射角為60°時(shí)的橫向和縱向的殘余壓應(yīng)力層深度比彈丸入射角為90°時(shí)小,但距焊縫表面0~0.41 mm 深處σx和σz的殘余壓應(yīng)力更大。綜合考慮橫向和縱向的表面殘余壓應(yīng)力、最大殘余壓應(yīng)力和殘余壓應(yīng)力層深度,本仿真范圍內(nèi)彈丸入射角為60°時(shí),焊縫殘余應(yīng)力場的改善效果最好,此時(shí)σx和σz的最大殘余壓應(yīng)力分別可達(dá)–261、–285 MPa。

    圖9 不同彈丸入射角下焊縫σx 分布(d=1 mm,v=60 m/s,rm=6 kg/min)Fig.9 σx distribution of weld seam at different shots impact angles (d=1 mm, v=60 m/s, rm=6 kg/min): (e) σx distribution curves along the depth of weld seam at different shots impact angles

    圖10 不同彈丸入射角下焊縫σz 分布(d=1 mm,v=60 m/s,rm=6 kg/min)Fig.10 σz distribution of weld seam at different shots impact angles (d=1 mm, v=60 m/s, rm=6 kg/min): (e) σz distribution curves along the depth of weld seam at different shots impact angles

    2.3.3 彈丸速度v對焊縫殘余應(yīng)力場的影響

    圖11 和圖12 分別為不同彈丸速度下焊縫σx和σz分布。由圖可得,隨著彈丸速度的增大,無論是橫向,還是縱向,其最大殘余壓應(yīng)力、最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度都增大。這是由于增大彈丸速度,彈丸沖擊壓力和沖擊壓力作用面積都增大。當(dāng)彈丸速度從20 m/s 增加到60 m/s 時(shí),σx、σz最大殘余壓應(yīng)力分別增加到–245、–285 MPa,最大殘余壓應(yīng)力深度分別增加到0.29 mm 和0.28 mm,殘余壓應(yīng)力層深度分別增加到0.80、0.65 mm。綜合考慮橫向和縱向的最大殘余壓應(yīng)力、最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度,本仿真范圍內(nèi)彈丸速度為60 m/s 時(shí),焊縫殘余應(yīng)力的改善效果最好,此時(shí)σx和σz的最大殘余壓應(yīng)力分別可達(dá)–245、–285 MPa。

    圖11 不同彈丸速度下焊縫σx 分布(d=1 mm,θ=60°,rm=6 kg/min)Fig.11 σx distribution of weld seam at different shots velocities (d=1 mm, θ=60°, rm=6 kg/min): (d) σx distribution curves along the depth of weld seam at different shots velocities

    圖12 不同彈丸速度下焊縫σz 分布(d=1 mm,θ=60°,rm=6 kg/min)Fig.12 σz distribution of weld seam at different shots velocities (d=1 mm, θ=60°, rm=6 kg/min): (d) σz distribution curves along the depth of weld seam at different shots velocities

    2.3.4 彈丸質(zhì)量流量rm對焊縫殘余應(yīng)力場的影響

    圖13 為不同彈丸質(zhì)量流量下焊縫σx和σz殘余應(yīng)力沿深度的分布。對于σx,雖然彈丸質(zhì)量流量為3 kg/min 時(shí),表面殘余壓應(yīng)力最大,但彈丸質(zhì)量流量為9 kg/min 時(shí),距焊縫表面深度0.16~0.51 mm 處的殘余壓應(yīng)力最大。對于σz,雖然彈丸質(zhì)量流量為9 kg/min 時(shí)的表面殘余壓應(yīng)力、殘余壓應(yīng)力層深度比彈丸質(zhì)量流量為3 kg/min 時(shí)略小,但距焊縫表面深度0.09~0.29 mm 處的殘余壓應(yīng)力最大。無論是橫向,還是縱向,彈丸質(zhì)量流量rm=9 kg/min 時(shí),在焊縫表面下給定深度(0.16~0.29 mm)處產(chǎn)生了更大的殘余壓應(yīng)力。當(dāng)彈丸質(zhì)量流量增大到12 kg/min 時(shí),最大殘余壓應(yīng)力、最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度都減小。這是由于同一時(shí)刻更多的彈丸撞擊靶材表面,彈丸間碰撞增多,能量損耗增加[7]。綜上所述,本仿真范圍內(nèi)彈丸質(zhì)量流量為9 kg/min 時(shí),焊縫殘余應(yīng)力的改善效果最好,此時(shí)σx和σz的最大殘余壓應(yīng)力分別可達(dá)–306、–310 MPa。

    圖13 不同質(zhì)量流量下焊縫殘余應(yīng)力沿深度分布(d=1 mm,θ=60°,v=60 m/s)Fig.13 Residual stress distribution along the depth of weld seam at different mass flow rates (d=1 mm, θ=60°, v=60 m/s)

    2.4 大量噴丸對Q235B 焊接接頭殘余應(yīng)力場的改善情況

    基于上述有限元仿真結(jié)果分析,在最優(yōu)噴丸參數(shù)(d=1 mm、θ=60°、v=60 m/s、rm=9 kg/min)下,對焊接后的焊接接頭進(jìn)行大量噴丸仿真。圖14 為噴丸前后焊接接頭σx和σz沿表面路徑分布曲線。由曲線可知,經(jīng)過大量噴丸,焊縫表面σx和σz都從殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)闅堄鄩簯?yīng)力。對于σx,表面殘余壓應(yīng)力可達(dá)–246 MPa;對于σz,表面殘余壓應(yīng)力可達(dá)–275 MPa。

    圖14 噴丸前后焊接接頭表面殘余應(yīng)力分布Fig.14 Residual stress distribution of welded joint surface before and after SP: (a) A-A section, (b) B-B section

    圖15 和圖16 分別為噴丸前后焊縫σx和σz分布。由圖可知,焊縫經(jīng)過大量噴丸后,表層σx和σz都為殘余壓應(yīng)力。對于σx,最大殘余壓應(yīng)力為–306 MPa,最大殘余壓應(yīng)力深度為0.24 mm,殘余壓應(yīng)力層深度為0.78 mm;對于σz,最大殘余壓應(yīng)力為–310 MPa,最大殘余壓應(yīng)力深度為0.27 mm,殘余壓應(yīng)力層深度為0.66 mm。由此可知,在最優(yōu)噴丸參數(shù)下對焊后焊接接頭進(jìn)行大量噴丸,能夠?qū)235B 焊接接頭表層殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)闅堄鄩簯?yīng)力,從而改善Q235B 焊接接頭殘余應(yīng)力場。

    圖15 噴丸前后焊縫σx 分布Fig.15 σx distribution of weld seam before and after SP:(a) as welded, (b) after SP, (c) σx distribution curves along the depth of weld seam

    圖16 噴丸前后焊縫σz 分布Fig.16 σz distribution of weld seam before and after SP:(a) as welded, (b) after SP, (c) σz distribution curves along the depth of weld seam

    3 結(jié)論

    1)焊接過程中,熱源附近區(qū)域溫度迅速升高,最高溫度可達(dá)2635 ℃。焊接完成并冷卻至室溫后,焊縫殘余拉應(yīng)力可達(dá)227 MPa。噴丸可以將焊接接頭表層的橫向殘余應(yīng)力σx和縱向殘余應(yīng)力σz,由殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)闅堄鄩簯?yīng)力。

    2)對于σz,d=1 mm 和θ=60°時(shí),在焊縫表面下給定深度(0~0.41 mm)能產(chǎn)生更大的殘余壓應(yīng)力。無論是σx,還是σz,增大彈丸直徑d和彈丸入射角θ,最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度顯著增大。增大彈丸速度v,焊縫最大殘余壓應(yīng)力、最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度均顯著增加。彈丸質(zhì)量流量rm=9 kg/min 時(shí),在焊縫表面下給定深度(0.16~0.29 mm)產(chǎn)生了更大的殘余壓應(yīng)力。

    3)綜合考慮焊接接頭σx和σz殘余壓應(yīng)力大小及最大殘余壓應(yīng)力深度,本仿真范圍內(nèi),d=1 mm、θ=60°、v=60 m/s、rm=9 kg/min 為最優(yōu)噴丸參數(shù)。該參數(shù)組合條件下,對于σx和σz,表面殘余壓應(yīng)力分別為–246、–275 MPa,最大殘余壓應(yīng)力分別為–306、–310 MPa,最大殘余壓應(yīng)力深度分別為0.24 mm 和0.27 mm,殘余壓應(yīng)力層深度分別為0.78、0.66 mm。

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