馬鳳娟，宋大偉，張 玉

（1.濰坊工程職業(yè)學(xué)院，山東 青州262500；2.煙臺(tái)大學(xué)，山東 煙臺(tái) 264000）

0 前言

根據(jù)軌道交通車身所采用的材料大體可分為普通碳鋼列車、不銹鋼列車、鋁合金列車，不銹鋼和鋁合金車身不僅具有高的耐腐蝕性能，使用壽命大大延長(zhǎng)，而且制造工藝也更簡(jiǎn)單，無(wú)需進(jìn)行涂裝[1-2]。雖然鋁合金車身可以大大減輕自重，但由于鋁合金車身的焊接性、耐蝕性較不銹鋼差，且價(jià)格較高，目前較多采用不銹鋼材料制造軌道列車車身，也有報(bào)道指出最先進(jìn)的不銹鋼車身輕量化效果與鋁合金相比已基本相當(dāng)[3]。因此不銹鋼在車身制造中的應(yīng)用具有很好的市場(chǎng)前景，SUS304鉻鎳奧氏體不銹鋼在室溫下組織為單相奧氏體，比Cr13不銹鋼具有高的耐蝕性、塑性和韌性，以及良好的冷成形性能和焊接性能，廣泛應(yīng)用于軌道列車、壓力容器、原子能等設(shè)備的制造[4]。目前我國(guó)普遍使用易于實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化的電阻焊的方法進(jìn)行軌道車身焊接，單面雙點(diǎn)焊由于生產(chǎn)效率較高，一次焊接就可得到兩個(gè)焊點(diǎn)，在汽車車身制造中的應(yīng)用較為廣泛[5-6]。由于電阻焊過(guò)程升溫速度極快，熔核形成過(guò)程時(shí)間短，溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)數(shù)據(jù)采集十分困難，如果采用實(shí)驗(yàn)方法研究熔核形成過(guò)程不僅難度較大，同時(shí)大量的試驗(yàn)會(huì)耗費(fèi)大量人力物力，焊接數(shù)值模擬技術(shù)為電阻點(diǎn)焊研究提供有效的手段[8]。在此基于ANSYS大型有限元軟件，模擬了2 mm厚SUS304奧氏體不銹鋼雙層板單面雙點(diǎn)焊過(guò)程中溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)分布，分析單面雙點(diǎn)焊熔核形成過(guò)程中溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)變化情況，為優(yōu)化焊接參數(shù)和提高熔核質(zhì)量提供指導(dǎo)。

1 有限元模型建立

1.1 材料及焊接工藝

試驗(yàn)材料為寶鋼生產(chǎn)中SUS304鉻鎳奧氏體不銹鋼板，厚度為2 mm，化學(xué)成分如表1所示。焊接試板尺寸100 mm×50 mm×2 mm，采用TZ-3×40三相次級(jí)整流直流工頻點(diǎn)焊機(jī)進(jìn)行單面雙點(diǎn)焊，采用Cr-Zr-Cu球面電極，下表面用銅臺(tái)。具體焊接工藝參數(shù)為：電極壓力8 200 N；預(yù)熱階段電流5 kA，預(yù)熱時(shí)間6 cyc；間隔時(shí)間 6 cyc，焊接階段焊接電流8.5 kA，焊接時(shí)間20 cyc；壓力維持階段時(shí)間20 cyc。

表1 SUS304鋼化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition of SUS304 steel %

1.2 有限元模型

根據(jù)焊接試板尺寸建立激光焊接模型，考慮到模型的對(duì)稱性，只取1/2進(jìn)行分析，所建立的有限元網(wǎng)格模型如圖1所示。焊點(diǎn)區(qū)域由于溫度梯度和應(yīng)力應(yīng)變較大，取較小單元尺寸，為0.25 mm，熱影響區(qū)建立過(guò)渡網(wǎng)格，最小網(wǎng)格尺寸為1 mm，母材的網(wǎng)格尺寸逐漸粗化，最大網(wǎng)格為4 mm，熱力耦合分析采用單元類型為SOLID45。

1.3 熱源模型及邊界條件設(shè)置

焊接熱源模型采用指數(shù)衰減的高斯柱體熱源，徑向熱流呈高斯分布，隨著深度的增加，能量呈逐步衰減的趨勢(shì)。換熱邊界條件：周圍環(huán)境溫度為25℃，鋼板及電極初始溫度25℃，循環(huán)冷卻水的溫度為25℃，流量為 3L/min，冷卻水換熱系數(shù)為 3800 W·m-2·K-1，材料表面與空氣的換熱系數(shù)如圖2所示，焊縫中心對(duì)稱面為絕熱面。力學(xué)邊界條件：固定下表面銅臺(tái)各向位移（UX=0，UY=0，UZ=0）及焊點(diǎn)區(qū)域徑向位移（UX=0，UZ=0）。

圖2 材料表面散熱系數(shù)Fig.2 Surface heat transfer coefficient of the test material

1.4 材料熱力性能參數(shù)

用于焊接模擬SUS304鋼及電極具體材料力學(xué)及熱物理性能參數(shù)參考文獻(xiàn)[9]，對(duì)激光的表面吸收系數(shù)N=0.7，不銹鋼的熔點(diǎn)設(shè)為1 470℃，鋼板溫度超熔點(diǎn)時(shí)熔化并在后續(xù)的冷卻過(guò)程中形成焊點(diǎn)。

2 溫度場(chǎng)模擬結(jié)果及分析

2.1 焊接各時(shí)段溫度場(chǎng)模擬結(jié)果

SUS304鋼單面雙點(diǎn)焊接過(guò)程中各時(shí)間段溫度場(chǎng)分布如圖3所示。圖3a、圖3b是預(yù)熱階段溫度場(chǎng)分布，當(dāng)t=0.02s時(shí)，由于鋼板接觸面接觸電阻較大，產(chǎn)生較多熱量，接觸面溫度逐漸升高，而上鋼板溫度較下鋼板略高，這是因?yàn)閱蚊骐p點(diǎn)焊存在單面分流效應(yīng)，部分電流直接流經(jīng)上鋼板而不通過(guò)鋼板界面和下鋼板，隨著預(yù)熱時(shí)間的增長(zhǎng)，界面處產(chǎn)熱量越來(lái)越多，當(dāng)t=0.12 s時(shí)心部溫度升高至356℃，此時(shí)預(yù)熱階段結(jié)束。圖3c是間隔6cyc后鋼板溫度場(chǎng)模擬結(jié)果，隨著預(yù)熱階段結(jié)束，上面鋼板在電極冷卻以及與下面鋼板的熱傳導(dǎo)作用下溫度場(chǎng)逐漸趨于均勻，此時(shí)心部最高溫度為305℃。圖3d是焊接階段溫度場(chǎng)模擬結(jié)果，在焊接電流的作用下，鋼板溫度迅速升高，此時(shí)最高溫度為1 655℃，遠(yuǎn)高于鋼板的熔點(diǎn)1 470℃，高于熔點(diǎn)區(qū)域發(fā)生熔化并在隨后的冷卻過(guò)程中凝固形成焊點(diǎn)。

整個(gè)焊接過(guò)程中電極及工件峰值溫度的變化情況如圖4所示。在預(yù)熱階段，工件峰值溫度逐漸上升，至間隔階段工件峰值溫度下降，電極溫度則幾乎不變；進(jìn)入焊接階段，在電流的作用下工件峰值溫度迅速上升，而電極由于有循環(huán)冷卻水的作用溫度上升較為緩慢。

圖3 焊接各時(shí)間段溫度場(chǎng)分布模擬云圖Fig.3 Modeling temperature filed at different time period

圖4 電極及工件峰值溫度的變化Fig.4 Peak temperature variation on the electrode and work piece

2.2 焊接應(yīng)力場(chǎng)分析

SUS304鋼在預(yù)熱及間隔階段各時(shí)間點(diǎn)軸向應(yīng)力分布模擬結(jié)果如圖5所示。由于在整個(gè)預(yù)熱階段電極壓力一直存在，鋼板焊接區(qū)域均為壓應(yīng)力，而遠(yuǎn)離該區(qū)域則呈現(xiàn)拉應(yīng)力。隨著預(yù)熱時(shí)間的延長(zhǎng)，鋼板界面處溫度升高產(chǎn)生膨脹，變形受到銅臺(tái)、電極抑制作用，因此界面處的壓應(yīng)力值越來(lái)越大。此外，由于工件上表面與電極接觸面積較小，而工件下表面與銅臺(tái)接觸面積大，所以上鋼板與電極界面處的壓應(yīng)力明顯大于下鋼板與銅臺(tái)接觸面。在間隔階段隨著電流的移除，工件溫度下降，軸向應(yīng)力值有所減小。

SUS304鋼在焊接階段各時(shí)間點(diǎn)軸向應(yīng)力分布模擬結(jié)果如圖6所示。由圖6可知，隨著焊接的進(jìn)行，在焊接熱輸入的作用下，鋼板焊接區(qū)域溫度越來(lái)越高進(jìn)而發(fā)生軟化甚至熔化，在壓力的作用下產(chǎn)生塑性變形，電極與上鋼板的接觸面積增大，焊接區(qū)壓應(yīng)力逐漸減??；同時(shí)下面鋼板溫度也不斷升高，發(fā)生軟化，壓應(yīng)力也越來(lái)越小，如圖6c所示，在t=0.41 s時(shí)，上下鋼板應(yīng)力分布趨于均勻；當(dāng)t=0.44 s時(shí)，由于上下鋼板接觸界面焊接區(qū)域完全熔化形成了熔核，該區(qū)域應(yīng)力值進(jìn)一步減小，此時(shí)工件與電極和銅臺(tái)界面區(qū)域應(yīng)力值最大。

圖5 預(yù)熱階段軸向應(yīng)力分布Fig.5 Axial stress distribution at preheat period

圖6 焊接階段軸向應(yīng)力分布Fig.6 Axial stress distribution at welding period

2.3 熔核形貌模擬結(jié)果

對(duì)SUS304鋼的單面雙點(diǎn)焊工件取金相試樣，拋光腐蝕后用金相顯微鏡觀察，并測(cè)量熔核尺寸，熔核直徑實(shí)測(cè)值為6.0 mm，結(jié)果圖7a所示。對(duì)該焊接工藝的SUS304鋼單面雙點(diǎn)焊焊接溫度場(chǎng)進(jìn)行模擬，結(jié)果如圖7b所示，設(shè)定溫度超過(guò)1470℃的區(qū)域?yàn)槿刍瘏^(qū)，熔核直徑模擬值為6.4 mm。比較可知，模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果較為吻合，表明所建立的模型可用于SUS304鋼的單面雙點(diǎn)焊溫度場(chǎng)模擬。

圖7 試驗(yàn)與模擬熔核形狀對(duì)比Fig.7 Comparison of modeling and measured nugget shape

3 結(jié)論

（1）在預(yù)熱階段，上鋼板溫度較下鋼板高，最高溫度為356℃，鋼板焊接區(qū)域均為壓應(yīng)力，而遠(yuǎn)離該區(qū)域則呈現(xiàn)拉應(yīng)力；隨著預(yù)熱時(shí)間增加，上鋼板與電極界面處的應(yīng)力增大，上鋼壓應(yīng)力值大于下鋼板。

（2）在焊接階段，隨著焊接時(shí)間增加，焊接區(qū)溫度迅速上升，峰值溫度達(dá)到1 655℃，焊接區(qū)壓應(yīng)力逐漸減小，最終上下鋼板應(yīng)力分布逐漸趨于均勻。

（3）單面雙點(diǎn)焊熔核直徑模擬值為6.4 mm，實(shí)測(cè)值為6.0 mm，熔核形狀模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合較好，所建立的模型可用于SUS304鋼單面雙點(diǎn)焊過(guò)程模擬。

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