船用鋁合金MIG 焊接殘余應(yīng)力數(shù)值研究

秦 闖，歐 鵬，張思遠(yuǎn)，李永正，阮 浩，荀金標(biāo)，沈 靜，張曙光

(1.江蘇科技大學(xué)，江蘇 鎮(zhèn)江 212100；2.中國船舶集團有限公司第七〇五研究所昆明分部，云南 昆明 650118；3.鄭州煤礦機械集團股份有限公司，河南 鄭州 450016；4.江蘇大洋海洋裝備有限公司，江蘇 南京 210000；5.南京市海洋裝備及防務(wù)工程研究中心，江蘇 南京 210000)

0 引言

鋁合金因具有強度高、抗腐蝕性能好、焊接性好、可塑性高、無磁性等特點，廣泛應(yīng)用在海工裝備及船舶建造、汽車制造等領(lǐng)域[1–4]，其應(yīng)用于船舶制造，可有效減輕艦船的質(zhì)量，從而提高船舶航行穩(wěn)定性和增大航速。焊接是船舶制造關(guān)鍵環(huán)節(jié)，焊接質(zhì)量的好壞直接影響著船舶航行能力。作為焊接質(zhì)量的重要影響因素之一，焊接結(jié)構(gòu)后期使用的安全可靠性由焊接殘余應(yīng)力和變形直接決定。因此，對于焊接接頭殘余應(yīng)力分布特征的研究具有重要現(xiàn)實意義。

近年來，很多學(xué)者對焊接接頭的殘余應(yīng)力數(shù)值模擬進行了廣泛研究[5–7]。李良碧和逯世杰等[8–9]依據(jù)焊接熱力循環(huán)的特點，分析比較確定了可用于焊接殘余應(yīng)力數(shù)值預(yù)報的模擬方法。孫文婷等[10]應(yīng)用Ansys 軟件的生死單元技術(shù)將三維模型簡化為二維模型，進行焊接熱循環(huán)的數(shù)值模擬。在此基礎(chǔ)上，學(xué)者們對應(yīng)力測量試驗方法進行了深入研究。黃超群等[11]分析比較了壓痕法與盲孔法測量殘余應(yīng)力的區(qū)別，并對殘余應(yīng)力在鋁合金內(nèi)的產(chǎn)生原理進行了總結(jié)。王來順等[12]在模擬橢圓熱源輸入的基礎(chǔ)下，對5083 鋁合金進行相關(guān)殘余應(yīng)力與變形的研究。路浩等[13]對2219 鋁合金板殘余應(yīng)力場進行研究，為超聲波法測量焊接殘余應(yīng)力系統(tǒng)的建立提供了參考。馬思群等[14]基于Sysweld 有限元軟件研究了焊接速度與殘余應(yīng)力之間的影響關(guān)系。綜上所述，學(xué)者們?yōu)榱藘?yōu)化焊接工藝，對不同情況下的焊接殘余應(yīng)力進行分析和總結(jié)[15]。因此，本文基于鋁合金焊接熱力過程的特點，建立三維瞬態(tài)數(shù)值模型，并在熱彈塑性理論的基礎(chǔ)上對5052 鋁合金接接頭焊接進行殘余應(yīng)力分析。同時使用數(shù)值分析軟件模擬計算，并利用超聲無損檢測驗證有限元模擬關(guān)于焊接接頭殘余應(yīng)力結(jié)果的準(zhǔn)確性。從數(shù)值模擬計算和超聲探傷檢測2 個角度研究高強鋁合金輔助脈沖+MIG 焊焊接接頭殘余應(yīng)力分布特征。最終為優(yōu)化焊接工藝參數(shù)、提高焊接接頭性能提供理論依據(jù)和技術(shù)支持。

1 有限元分析模型

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

本文所選母材為5052 鋁合金，其尺寸為150 mm×100 mm×16 mm，母材上開含鈍邊的X 型坡口，坡口角為80°，鈍邊高為2 mm，結(jié)構(gòu)尺寸如圖1(a)所示。將鋁合金裝配成對接形式，進行雙面焊，焊接電弧電壓為27～30 V，電流為280～300 A，焊接速度為4～6 mm/s，所得焊接接頭表面光滑，有金屬光澤，表面無氣孔、裂紋焊縫等缺陷。

根據(jù)實際工件的尺寸采用四面體和六面體進行網(wǎng)格劃分建立相關(guān)幾何模型。網(wǎng)格密度按照溫度及應(yīng)力變化梯度進行由密到疏的劃分。這樣劃分單元既可以保證計算精度，又可以減少計算量，提高運算速度。鋁合金焊接接頭模型如圖1(b)所示。

圖1 焊接模型Fig.1 welding model

1.2 材料屬性

由于焊接過程的溫度急劇變化，材料的密度、導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容等無法使用其常溫時的參數(shù)，但材料高溫物理性能依靠試驗測量難度很大，文獻[16]中關(guān)于5052 鋁合金熱物理參數(shù)進行數(shù)值模擬，詳細(xì)熱物理參數(shù)見表1?？衫貌逯捣ê屯馔品ㄊ褂脭?shù)值分析軟件獲得更高溫度所用參數(shù)。

表1 5 052 鋁合金熱物理參數(shù)Tab.1 Thermophysical parameters of 5 052 aluminum alloy

1.3 焊接熱源的選取

基于熱彈塑性理論，以焊接熱輸入作為載荷，進行瞬態(tài)熱分析，得到溫度場分析結(jié)果，采用高斯熱源，以熱流密度 qm為焊接熱輸入，其表達(dá)式如下：

式中：R為熱影響區(qū)半徑；r為熱源中心與熱影響區(qū)內(nèi)任意一受熱點的間距，qm為最大熱流密度（位于加熱斑點中心）；取U=0.7；U為焊接電壓，取U=29；另外取熱源半徑R=5，焊接電流I=292。

1.4 初始條件與邊界條件

在焊接時熱量流失主要是因為熱對流和熱輻射，所以當(dāng)涉及到處理輻射和對流相關(guān)邊界問題時，會考慮使用綜合對流換熱來解決對流形式不同以及高度非線性輻射方程特點的情況。設(shè)定模型的對流系數(shù)為30 W/（m2·℃），初始溫度為25℃。

基于熱彈塑性理論采用間接耦合法計算焊接殘余應(yīng)力，在計算工件瞬態(tài)溫度場時以此為載荷。為了使計算簡便，僅考慮溫度場對應(yīng)力的影響，而忽略熱場-應(yīng)力-組織之間的耦合關(guān)系。采用雙面單道焊，2 道焊縫焊接方向一致，在熱源移動的情況下利用生死單元技術(shù)逐步激活下一個單元，保證焊接工況模擬的準(zhǔn)確性。每個單元長度10 mm，每道焊縫共15 個單元，焊接速度為6 mm/s，因此設(shè)置時間步長為每個單元的焊接時間1.66 s，每道焊縫完成后冷卻至室溫（22℃）大約需要4 000 s，因此整個焊接過程持續(xù)8 000 s 左右。

在應(yīng)力場計算中邊界條件的定義對結(jié)果有很大的影響，本文對焊接件施加位移約束條件，在焊接開始端左側(cè)添加x，y，z方向約束，在焊縫右側(cè)兩頂點施加x方向約束并在左側(cè)頂點施加x，y方向約束，如圖2所示。

圖2 施加位移約束示意圖Fig.2 Schematic diagram of applying displacement constraint

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 鋁合金焊接接頭溫度場分析

為分析5052 鋁合金焊接接頭溫度場分布特點，開展該材料焊接過程的數(shù)值模擬，數(shù)值計算結(jié)果如圖3和圖4 所示。圖3 為冷卻時間分別為第20 s 和第389 s時焊接接頭溫度分布云圖，由圖3(b) 可知，5052 鋁合金焊接接頭溫度場沿焊縫中心線對稱，當(dāng)?shù)竭_(dá)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)過程后，焊接溫度場呈橢圓形分布基本保持不變。焊縫中心為高溫區(qū)，最高可達(dá)4 000℃以上，隨著遠(yuǎn)離焊縫中心，溫度降低，整體來看，鋁合金焊接接頭溫度沿著熱源中心向周圍擴散形成明顯的溫度梯度。焊接時，由于加熱處靠后的實驗材料先經(jīng)過電弧的加熱又經(jīng)歷了熱傳導(dǎo)，所以其等溫線分布較??；而靠前的材料只經(jīng)過熱傳導(dǎo)加熱，其等溫線表現(xiàn)較為密集。在冷卻過程中，焊縫中心仍保持最高溫度，焊縫兩側(cè)溫度逐漸減小且呈對稱分布。

圖3 溫度場分布云圖Fig.3 Temperature distribution contours

取5 052 鋁合金焊接三維模型中D 點（焊縫根部）位置進行溫度變化分析，D 點位置如圖4(a) 所示，圖4(b)為D 點溫度變化曲線。由圖4(b)可得，在工件經(jīng)歷了2 次加熱到冷卻的正反焊縫的加載中產(chǎn)生了2 次升溫過程，第1 次和第2 次升溫D 點分別達(dá)到了焊接過程中的次高點與最高點，之后溫度不斷下降直到與室內(nèi)溫度相同。經(jīng)過觀測，其溫度上升速度在焊接過程中較快，當(dāng)熱源移動至D 點時，其最高溫度為694.4℃接近實際熔點660℃。

圖4 D 點溫度變化曲線Fig.4 Temperature variation curve of point D

2.2 鋁合金焊接接頭應(yīng)力場分析

基于5052 鋁合金焊接接頭溫度場數(shù)值分析結(jié)果，開展5052 鋁合金焊接接頭的應(yīng)力場分析，5052 鋁合金焊接接頭等效Mises 應(yīng)力以及焊接縱橫向殘余應(yīng)力分布如圖5 所示。由圖5(a)可知，5052 鋁合金焊接接頭縱向焊縫在溫度下降時收縮，導(dǎo)致在焊接接頭處中心的焊接殘余應(yīng)力為最大拉應(yīng)力。焊接接頭縱向殘余應(yīng)力隨著距焊縫中心漸遠(yuǎn)，縱向殘余應(yīng)力數(shù)值逐漸減少并呈對稱分布為壓應(yīng)力。又因為焊縫起始端約束較少，所以焊縫兩側(cè)的縱向殘余應(yīng)力較少。5052 鋁合金焊接接頭橫向殘余應(yīng)力沿著焊縫軸線中間以拉應(yīng)力為主，兩端則表現(xiàn)為壓應(yīng)力，這是由于在焊縫及其附近縱橫向塑性收縮變形導(dǎo)致的，如圖5(b)所示。由圖5(c)可知，等效Mises 應(yīng)力在焊縫中心線達(dá)到最大值，數(shù)值接近材料屈服強度，從焊縫中心向兩側(cè)遞減，熱影響區(qū)以外區(qū)域殘余應(yīng)力數(shù)值極小，可以忽略?？紤]到等效力合成原則，所以Mises 應(yīng)力具有其局限性，不能準(zhǔn)確的描述工件的真正受力情況。

圖5 鋁合金焊接接頭殘余應(yīng)力分布云圖Fig.5 Cloud chart of residual stress distribution in aluminum alloy welded joint

3 超聲無損檢測驗證

為了驗證5052 鋁合金焊接接頭殘余應(yīng)力模擬的準(zhǔn)確性，用超聲無損檢測5052 鋁合金焊接接頭殘余應(yīng)力。選取Line1，Line2，Line3，Line4 等4 條分別描述焊接接頭熔合區(qū)、中焊縫、熱影響區(qū)應(yīng)力分布的測試路徑，4 條檢測線位置如圖6 所示。圖7 為縱向殘余應(yīng)力在不同路徑上的數(shù)值模擬值與超聲無損檢測值。

圖6 殘余應(yīng)力檢測點分布圖Fig.6 Residual stress distribution of detection points

由圖7(a)可知，5052 鋁合金焊接接頭最大縱向殘余拉應(yīng)力位于焊縫中心線 (Line1) 處，其值最高可達(dá)134.46 MPa，為 5052 鋁合金材料室溫下屈服強度的60%。由于焊縫起始端約束較少，導(dǎo)致焊縫中心線兩端縱向殘余應(yīng)力接近0 MPa，在焊接過程中應(yīng)力能夠得到及時釋放。其中間位置的縱向殘余應(yīng)力急劇上升，在中間點達(dá)到最大值，其高應(yīng)力區(qū)域(應(yīng)力≥120 MPa)約占整個焊縫總長度的40%。焊縫熔合區(qū)(Line2)的縱向殘余應(yīng)力分布特征與焊縫中心線一致，但殘余應(yīng)力值均減小，減小值約為35%。焊接熱影響區(qū)(Line3)為縱向殘余壓應(yīng)力且數(shù)值更小，位于焊縫終點位置為最大壓應(yīng)力達(dá)到29.35 MPa。

由圖7(b)可知，5052 鋁合金焊接接頭縱向殘余拉應(yīng)力位于焊縫線中心點時應(yīng)力值為120.12 MPa，而大部分位于焊縫中心（Line1）的應(yīng)力大小約為120 MPa，分布在兩側(cè)其值最大達(dá)到136.36 MPa，焊縫起始端的殘余應(yīng)力值最小，為82.23 MPa。焊縫熔合線（Line2）的殘余應(yīng)力分布規(guī)律與Line1 一致，其較焊縫中心處縱向殘余應(yīng)力減小了30%～40%，同時可以看出焊縫熔合區(qū)的最大與最小殘余應(yīng)力相差46.55 MPa。焊接熱影響區(qū)（Line3）實測殘余應(yīng)力均為壓應(yīng)力，測試值分布均勻，為20～30 MPa。

比較焊縫中心（Line 1）、焊縫熔合區(qū)（Line 2）和焊接熱影響區(qū)（Line 3）殘余應(yīng)力的模擬值和檢測值可以發(fā)現(xiàn)（見圖7(c)、圖7(d)和圖7(e)），模擬值和檢測值基本一致，模擬值曲線更為平滑。這主要是因為數(shù)值模擬時外界環(huán)境因素對結(jié)果影響較小，應(yīng)力分布更有規(guī)律，同時數(shù)值模擬所選測試點數(shù)據(jù)充足。

圖7 縱向殘余應(yīng)力在不同路徑上數(shù)值模擬值與超聲無損檢測值Fig.7 Numerical simulation and ultrasonic nondestructive testing of longitudinal residual stress in different paths

圖7(f)為垂直于焊縫方向中心線(Line4)上縱向殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬和檢測結(jié)果對比。焊縫中心殘余應(yīng)力值達(dá)到最大且為拉應(yīng)力，數(shù)值模擬最大值為129.15 MPa，檢測結(jié)果最大值為120.17 MPa，兩者相差不超過10%。在焊縫熔合線與熱影響區(qū)位置處殘余應(yīng)力逐漸減小并轉(zhuǎn)為壓應(yīng)力。綜上可知，檢測結(jié)果驗證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。

4 結(jié)語

1）利用數(shù)值分析軟件模擬5052 鋁合金焊接接頭溫度場可知，鋁合金焊接接頭溫度呈橢圓形沿?zé)嵩粗行南蛑車鷶U散，形成明顯的溫度梯度。

2）通過焊接接頭應(yīng)力場模擬可知，在靠近焊縫中心線的區(qū)域以縱向殘余拉應(yīng)力為主，應(yīng)力峰值最高可達(dá)136.36MPa?？v向殘余應(yīng)力在焊縫中心熔合線及熱影響區(qū)域的兩側(cè)對稱分布，隨著距離焊縫線逐漸增大，拉應(yīng)力向壓應(yīng)力逐漸轉(zhuǎn)變。橫向殘余應(yīng)力在焊接接頭左右兩處為壓應(yīng)力，中間則為壓應(yīng)力。等效Mises 應(yīng)力在焊縫中心線位置達(dá)到最大值，向兩側(cè)逐漸遞減，熱影響區(qū)以外區(qū)域殘余應(yīng)力數(shù)值極小，可以忽略。

3）利用超聲法測試5 052 鋁合金焊接接頭殘余應(yīng)力，比較檢測數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)可知，超聲無損檢測焊接接頭殘余應(yīng)力在焊縫中心、熔合線和熱影響區(qū)分布與數(shù)值模擬結(jié)果吻合度較高。