馬夢(mèng)林，郭紅玲，馬傳平，徐寶宏

（1.中車長(zhǎng)春軌道客車股份有限公司，吉林長(zhǎng)春130062；2.西南交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，四川成都610031）

線能量對(duì)A7N01鋁合金焊接接頭殘余應(yīng)力的影響

馬夢(mèng)林1，郭紅玲1，馬傳平2，徐寶宏2

（1.中車長(zhǎng)春軌道客車股份有限公司，吉林長(zhǎng)春130062；2.西南交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，四川成都610031）

焊接殘余應(yīng)力的產(chǎn)生主要是焊接過(guò)程中熱輸入不均勻所造成，因此焊接工藝參數(shù)尤其是焊接線能量對(duì)焊接接頭的殘余應(yīng)力影響較大。通過(guò)實(shí)際測(cè)量與仿真計(jì)算相結(jié)合的方法，研究線能量的變化對(duì)A7N01S-T5鋁合金雙脈沖MIG焊接頭殘余應(yīng)力的影響。結(jié)果表明，線能量的增大提高了熱輸入量，使縱向殘余拉應(yīng)力峰值從149 MPa增加到190 MPa；橫向拉應(yīng)力峰值之間相差不大，但橫向拉應(yīng)力峰值較縱向拉應(yīng)力峰值高出約27 MPa。仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值的應(yīng)力分布趨勢(shì)和拉應(yīng)力的峰值相近，二者之間形成較好的印證關(guān)系。

A7N01鋁合金；線能量；殘余應(yīng)力；仿真計(jì)算

0 前言

A7N01鋁合金屬Al-Zn-Mg系鋁合金材料，擠壓成型性能和焊接性能良好，廣泛用于高速列車枕梁、牽引梁等的制造[1]。目前高速列車制造過(guò)程中，枕梁和牽引梁的焊接大多采用MIG焊，焊接線能量對(duì)焊后接頭的殘余應(yīng)力和變形影響較大，直接關(guān)系到高速列車運(yùn)行的安全可靠性。當(dāng)接頭存在較大的殘余拉應(yīng)力時(shí)，通過(guò)與外部拉應(yīng)力載荷的疊加，嚴(yán)重降低接頭的疲勞強(qiáng)度，并有可能引起接頭的應(yīng)力腐蝕問(wèn)題[2]。

接頭殘余應(yīng)力的表征主要通過(guò)有限元仿真計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)量的方法。黃烈威等人[3]通過(guò)仿真計(jì)算得到不同線能量條件下接頭的殘余應(yīng)力分布及演化規(guī)律。J.Zapata等人[4]采用X射線法測(cè)定和修正A2024-T3和A6061-T6鋁合金的FSW接頭殘余應(yīng)力。國(guó)內(nèi)外對(duì)焊接殘余應(yīng)力與變形的仿真計(jì)算均有較多的研究，并建立了模型[5－8]。

在此采用有限元仿真計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)量的方法，研究雙脈沖MIG焊中焊接線能量對(duì)A7N01S-T5鋁合金焊接接頭殘余應(yīng)力的影響。

1 試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)材料為A7N01S-T5型材，T5表示熱加工后進(jìn)行自然時(shí)效，試板尺寸400 mm×150 mm×8 mm。焊絲為直徑1.6 mm的Al-Mg系ER5356焊絲。母材及焊絲的主要成分如表1所示。線能量主要由焊接速度、焊接電流和焊接電壓決定。焊接參數(shù)如表2所示，接頭坡口形式如圖1所示。

焊接完成后，通過(guò)超聲波法測(cè)定試板殘余應(yīng)力，測(cè)點(diǎn)分布如圖2所示。焊縫內(nèi)測(cè)點(diǎn)間距3mm，熱影響區(qū)內(nèi)測(cè)點(diǎn)間距5mm，接近母材區(qū)域間距10mm，母材上測(cè)點(diǎn)間距20 mm。

表1 焊接母材及焊絲主要化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of base material and welding wire %

表2 焊接試驗(yàn)參數(shù)Table 2 Welding parameters

圖1 接頭坡口形式Fig.1 Groove form of welding joint

圖2 殘余應(yīng)力測(cè)點(diǎn)分布（單位：mm）Fig.2 Direction of residual stress measure points

2 焊接仿真

2.1 熱源模型根據(jù)MIG焊特點(diǎn)和大量實(shí)際引用證實(shí)，焊接熱源選用雙橢球熱源模型。熱源模型前后橢球能量分布函數(shù)為[9]

式中x，y，z為雙橢球模型和焊接接頭的坐標(biāo)；af、ar、b、c為雙橢球熱源模型形狀參數(shù)；ff、fr分別為前后半部熔池?zé)彷斎敕植枷禂?shù)，本研究分別取1和0.5；Q為熱源輸入。

熱源輸入Q為

式中U為電弧電壓；I為焊接電流；η為熱效率。

在此假定MIG焊η=80%。

2.2 網(wǎng)格模型

使用VISUAL MESH 9.6劃分模型網(wǎng)格，在焊縫及主要熱影響區(qū)區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，網(wǎng)格尺寸隨著距焊縫距離的增加逐漸增大。為保證計(jì)算質(zhì)量，整個(gè)模型網(wǎng)格均采用六面體單元結(jié)構(gòu)，整體單元網(wǎng)格視圖如圖3所示，整個(gè)網(wǎng)格模型共有六面體網(wǎng)格單元15 460個(gè)，節(jié)點(diǎn)19 613個(gè)，其中最小單元尺寸為0.44，最大單元尺寸為24.76。利用SYSWELD軟件完成仿真計(jì)算。

圖3 網(wǎng)格劃分Fig.3 Mesh generation

3 結(jié)果和分析

3.1 超聲波法實(shí)測(cè)殘余應(yīng)力

三種線能量條件下縱向殘余應(yīng)力的實(shí)測(cè)值如圖4所示。從整體規(guī)律來(lái)看，殘余應(yīng)力分布均呈現(xiàn)典型的雙峰形態(tài)，峰值主要集中在距離焊縫中心10～20 mm區(qū)域內(nèi)；隨著線能量的增大，拉應(yīng)力峰值從149 MPa增加到190 MPa。三種線能量條件下橫向殘余應(yīng)力實(shí)測(cè)值如圖5所示，其分布規(guī)律與縱向殘余應(yīng)力大致相似，但三種線能量之間拉應(yīng)力峰值變化相對(duì)較?。蛔畲罄瓚?yīng)力峰值達(dá)217 MPa，較縱向最大拉應(yīng)力值高27 MPa。

隨著線能量的增加，焊接試板受到的熱輸入增大，焊接試板產(chǎn)生的塑性變形更大，試板冷卻后殘余應(yīng)力也隨之增加。

3.2 數(shù)值仿真計(jì)算結(jié)果

通過(guò)熱源調(diào)節(jié)獲得蓋面焊的焊接過(guò)程數(shù)值模擬最高瞬時(shí)溫度時(shí)的溫度場(chǎng)分布，如圖6所示。溫度場(chǎng)整體呈橢球狀，前端溫度梯度相對(duì)較大，后半部分的溫度梯度相對(duì)較小，溫度場(chǎng)寬而大。經(jīng)調(diào)試獲得合適的熱源模型參數(shù)后，可繼續(xù)進(jìn)行應(yīng)力、應(yīng)變計(jì)算。

圖4 縱向殘余應(yīng)力實(shí)測(cè)值Fig.4 Longitudinal residual stress measured value

圖5 橫向殘余應(yīng)力實(shí)測(cè)值Fig.5 Transverse residual stress measured value

圖6 蓋面焊最高瞬時(shí)溫度時(shí)的溫度場(chǎng)分布Fig.6 Temperature field distribution in cosmetic welding under highest temperature

B號(hào)試板數(shù)值仿真計(jì)算獲得的焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)如圖7所示。焊接熔合線部位和熱影響區(qū)存在較大的殘余應(yīng)力，從中部自熱影響區(qū)向外擴(kuò)展，焊接殘余應(yīng)力逐步降低，整個(gè)焊接構(gòu)件的殘余應(yīng)力場(chǎng)呈中心對(duì)稱分布趨勢(shì)。這與焊接過(guò)程中整個(gè)焊件表面的邊界和約束條件無(wú)明顯變化有著直接關(guān)系。

圖7 B號(hào)試板焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)圖8縱向殘余應(yīng)力仿真計(jì)算Fig.7 Residual stress direction of No.B test panel

三種線能量條件下縱向焊接殘余應(yīng)力仿真計(jì)算結(jié)果如圖8所示，殘余應(yīng)力的分布同樣呈現(xiàn)雙峰形態(tài)。從整體來(lái)看，在較低線能量條件下計(jì)算得到的殘余應(yīng)力值略低于更高線能量條件下的，這也印證了實(shí)測(cè)值比較結(jié)果。

圖8 縱向殘余應(yīng)力仿真計(jì)算結(jié)果Fig.8 Simulating calculated result of longitudinal residual stress

值得注意的是，仿真計(jì)算所得殘余拉應(yīng)力峰值的分布更寬，在整個(gè)焊縫和熱影響區(qū)內(nèi)拉應(yīng)力值均較高，在距離焊縫中心40mm范圍內(nèi)均有分布，且殘余拉應(yīng)力峰值分布隨著線能量的增大而變寬。這可能與實(shí)際焊接過(guò)程中試板的約束過(guò)程與仿真計(jì)算的約束過(guò)程存在一定差別有關(guān)，焊接過(guò)程中的約束力和約束位置并不能像仿真計(jì)算那樣精確控制。但仿真計(jì)算結(jié)果整體可信度較好。超聲波法實(shí)測(cè)值與仿真計(jì)算結(jié)果的比較如圖9所示。

圖9 殘余應(yīng)力實(shí)測(cè)值與仿真計(jì)算值的比較Fig.9 Compare between actual measurement and simulating calculation

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Effect of line energy on the residual stress of A7N01 aluminum alloy welded joint

MA Menglin1，GUO Hongling1，MA Chuanping2，XU Baohong2
（1.CRRC Changchun Railway Vehicles Co.，Ltd.，Changchun 130062，China；2.College of Materials Science and Engineering，Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031，China）

The welding residual stress is due to the non-uniformity of the heat input during the welding process，so the welding process parameters，especially the welding line energy has a great influence on the residual stress of the welded joint.The effect of line energy change on the residual stress of A7N01S-T5 aluminum alloy welded joint in double pulse MIG welding is studied by actual measurement and simulating calculation.The results show that heat input improves as the line energy increases，the peak value of longitudinal tensile residual stress increases from 149 MPa to 190 MPa while there is no obvious change in the peak values of transverse tensile residual stress，and the peak value of transverse tensile residual stress is higher about 27 MPa than that of longitudinal tensile residual stress.The residual stress distribution trend and the maximum tensile residual stress value of the simulation calculation results are similar to those of measured results，so these two results have a better confirming relationship.

A7N01 aluminum alloy；line energy；residual stress；simulating calculation

TN305.2

A

1001－2303（2017）04－00

10.7512/j.issn.1001-2303.2017.04.

獻(xiàn)

郭吉昌，朱志明，閆國(guó)瑞，等.基于UG的弧焊機(jī)器人離線編程系統(tǒng)開(kāi)發(fā)[J].電焊機(jī)，2017，47（03）：1-6.

2017-02-05；

：2017－03－03

馬夢(mèng)林（1978—），女，山東郯城人，高級(jí)工程師，博士，主要從事軌道車輛結(jié)構(gòu)強(qiáng)度測(cè)試分析工作。