(1.機(jī)械科學(xué)研究院 哈爾濱焊接研究院有限公司，哈爾濱 150028；2.東北林業(yè)大學(xué) 理學(xué)院數(shù)學(xué)系，哈爾濱 150040)

7B05鋁合金平板對接多道焊數(shù)值模擬

鄭紅1王文艷2

(1.機(jī)械科學(xué)研究院 哈爾濱焊接研究院有限公司，哈爾濱 150028；2.東北林業(yè)大學(xué) 理學(xué)院數(shù)學(xué)系，哈爾濱 150040)

針對7B05鋁合金平板對接多道焊，開展基準(zhǔn)性研究，其目的是為復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬提供可靠的數(shù)值模擬方法。文中建立7B05鋁合金焊接熱源模型和材料軟化模型，采用三維熱彈塑性有限元法模擬焊接過程，數(shù)值模擬結(jié)果與焊接試驗(yàn)測試結(jié)果比較，驗(yàn)證焊接數(shù)值模擬方法的可靠性。結(jié)果表明，焊接數(shù)值模擬的溫度場、殘余應(yīng)力和焊接變形與實(shí)測值非常吻合，驗(yàn)證了數(shù)值模擬模型的準(zhǔn)確性。

鋁合金數(shù)值模擬軟化模型熱源模型

0 序 言

鋁合金材料具有密度小、強(qiáng)度高以及良好的加工性能，已被廣泛地應(yīng)用于高速列車、航天航空、汽車工業(yè)等領(lǐng)域，可以顯著地降低結(jié)構(gòu)的自身重量。然而，鋁合金材料的熔點(diǎn)低、熱膨脹系數(shù)大、彈性模量小，焊接變形非常大。

焊接變形導(dǎo)致零部件裝配困難，結(jié)構(gòu)形狀尺寸很難滿足設(shè)計(jì)要求；另一方面，焊接殘余應(yīng)力不僅降低結(jié)構(gòu)的承載能力，影響結(jié)構(gòu)尺寸的穩(wěn)定性，而且降低結(jié)構(gòu)的疲勞壽命，甚至?xí)?dǎo)致焊接裂紋的產(chǎn)生。因此，掌握焊接殘余應(yīng)力和變形的分布規(guī)律和控制方法對提高焊接技術(shù)水平和生產(chǎn)效率具有十分重要的工程意義。

文中針對7B05鋁合金平板對接多道焊，開展基準(zhǔn)性研究，其目的是為復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬提供可靠的數(shù)值模擬方法。建立7B05鋁合金焊接熱源模型和材料軟化模型，基于SYSWELD軟件，采用三維熱彈塑性有限元法模擬焊接過程，數(shù)值模擬結(jié)果與焊接試驗(yàn)測試結(jié)果比較，驗(yàn)證焊接數(shù)值模擬方法的可靠性。

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為7B05鋁合金，具有良好的擠壓性和焊接性，因添加了MgZn2強(qiáng)化相而具有較好的強(qiáng)度，是最為理想的中強(qiáng)焊接結(jié)構(gòu)材料。

對接試樣單塊試板的尺寸為500 mm×180 mm×16 mm，V形坡口，坡口角度60°，鈍邊2 mm。焊絲選用φ1.6 mm的AlMg5，焊接方法為MIG脈沖焊，保護(hù)氣體為99.999%的氬氣，焊接電源為SAF-FRO DIGI@WAVE500。焊接過程使用Motoman焊接機(jī)器人進(jìn)行焊接。表1是焊接工藝參數(shù)。

表1 平板對接焊接工藝參數(shù)

焊接過程中采用熱電偶溫度傳感器測量焊接溫度，測點(diǎn)共2個，溫度測點(diǎn)分布如圖1所示，表2是測點(diǎn)坐標(biāo)值，以焊接方向?yàn)閦軸，起焊位置為z軸零點(diǎn)。

在焊縫中心兩側(cè)取4對測點(diǎn)，測點(diǎn)間距為100 mm，每道焊縫焊完后測量各對測點(diǎn)的距離，計(jì)算橫向收縮變形。

圖1 平板對接溫度測點(diǎn)分布圖

編號x軸y軸z軸141.85260282.05240

焊后冷卻至室溫，采用盲孔法測量焊縫上表面的焊接殘余應(yīng)力，測點(diǎn)分布如圖2所示。測點(diǎn)數(shù)共8點(diǎn)，其中焊縫中心2點(diǎn)，熔合線2點(diǎn)，熱影響區(qū)2點(diǎn)，距離焊縫中心40 mm和60 mm的位置各1點(diǎn)。

圖2 殘余應(yīng)力測點(diǎn)分布

2 焊接數(shù)值模擬

焊接數(shù)值模擬軟件為SYSWELD，數(shù)值模擬方法為間接耦合的三維熱彈塑性有限元法。

2.1 幾何模型的建立

由于幾何結(jié)構(gòu)的對稱性，取模型的一半建模。單元選擇六面體單元，焊縫及其附近區(qū)域網(wǎng)格較細(xì)，遠(yuǎn)離焊縫的網(wǎng)格逐漸變大。圖3是平板對接的有限元模型，三維單元數(shù)為27 750個，節(jié)點(diǎn)數(shù)為31 547個。

圖3 有限元模型

2.2 熱源模型的建立

焊接過程的有限元計(jì)算首先進(jìn)行溫度場的計(jì)算。熱源模型的選擇及散熱邊界條件對溫度場的計(jì)算結(jié)果具有重要的影響。熱源模型選擇雙橢球體熱源模型，雙橢球體熱源模型分為前半球和后半球，分別用式(1)和式(2)表示[1],即

(1)

(2)

式中,a,b,c1,c2為雙橢球體熱源模型的尺寸參數(shù)。f1和f2為前后半球能量分布比例；f1+f2=2；Q為有效功率。

雙橢球體熱源模型參數(shù)擬合采用SYSWELD中的熱源擬合工具進(jìn)行矯正。熱源擬合工具以焊縫的橫截面形貌作為參考目標(biāo)，如果預(yù)測的焊縫橫截面形貌與實(shí)測的焊縫形貌接近，則熱源參數(shù)滿足要求[2-3]。

焊接熱模擬所需要的材料熱物理性能(比熱、導(dǎo)熱率和密度)通過試驗(yàn)測試獲得，填充材料的熱物理性能與母材的相同。

2.3 力學(xué)模型的建立

鋁合金由于自身強(qiáng)度低，需要進(jìn)行強(qiáng)化技術(shù)處理以提高其強(qiáng)度。但是焊后熱影響區(qū)發(fā)生軟化，接頭強(qiáng)度低于母材。為了準(zhǔn)確模擬焊接殘余應(yīng)力，需要建立鋁合金軟化模型[4-5]。

為了確定鋁合金軟化溫度及軟化系數(shù)，在GLEEBLE3500熱模擬試驗(yàn)機(jī)上模擬不同熱循環(huán)過程，并在不同溫度下進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，測量屈服強(qiáng)度。圖4是加熱冷卻過程中屈服強(qiáng)度與溫度的關(guān)系，冷卻過程中，由于鋁合金發(fā)生軟化，屈服強(qiáng)度發(fā)生了明顯的降低，約為母材屈服強(qiáng)度的70%。因此，7B05的軟化系數(shù)取0.7。材料的硬化模型選擇隨動硬化模型，可以表征多層多道焊過程中材料的塑性恢復(fù)效應(yīng)[6]。

圖4 屈服強(qiáng)度與溫度的關(guān)系

填充材料在焊接過程中只有冷卻過程，數(shù)值模擬中的屈服強(qiáng)度采用母材冷卻過程的屈服強(qiáng)度。其它熱力學(xué)性能(彈性模量、熱膨脹系數(shù)、泊松比)采用試驗(yàn)測試獲得，填充材料的熱力學(xué)性能與母材的相同。

由于焊接過程中，試樣完全處于自由狀態(tài)，施加的邊界拘束條件保證焊接結(jié)構(gòu)在空間的穩(wěn)定性。

3 結(jié)果及討論

3.1 熱模擬結(jié)果

圖5是預(yù)測的焊縫橫截面形貌與實(shí)測的焊縫橫截面形貌的比較，從圖5中可以看出，預(yù)測的橫截面形貌與實(shí)測的橫截面形貌比較吻合。

圖5 預(yù)測的焊縫橫截面形貌與實(shí)測的比較

圖6是溫度測點(diǎn)模擬值與實(shí)測值的比較。從圖6中可以看出，溫度曲線模擬值與實(shí)測值比較吻合，溫度曲線可以明顯地區(qū)分3道焊接過程，當(dāng)焊接熱源移動到測點(diǎn)位置時，焊接溫度快速上升，當(dāng)焊接熱源逐漸遠(yuǎn)離溫度測點(diǎn)時，溫度先快速冷卻，然后冷卻速度逐步降低。

圖6 測點(diǎn)溫度模擬值與測量值比較

3.2 殘余應(yīng)力模擬結(jié)果

圖7是平板對接殘余應(yīng)力模擬值與測試值的比較。從圖7中可以看出，殘余應(yīng)力模擬值與實(shí)測值比較吻合，最大殘余縱向應(yīng)力分布在焊縫熔合線附近?？v向殘余應(yīng)力在焊縫及其附近區(qū)域?yàn)槔瓚?yīng)力，遠(yuǎn)離焊縫，逐步過渡為壓應(yīng)力。

圖7 殘余應(yīng)力模擬值與測試值的比較

3.3 焊接變形模擬結(jié)果

圖8是3道焊縫模擬的橫向收縮變形分布云圖，由于模型取一半進(jìn)行計(jì)算，因此，圖8中顯示的橫向收縮變形只是實(shí)際變形的一半。

圖8 3道焊縫模擬的橫向收縮變形分布云圖

表3比較了平板對接橫向收縮變形量模擬值與測試值，從表中可以看出，實(shí)測值和模擬值非常吻合。

表3 橫向收縮變形模擬值與實(shí)測值比較 mm

4 結(jié) 論

(1) 建立了7B05鋁合金平板對接多道焊數(shù)值模擬的熱源模型和材料軟化模型。

(2) 采用三維熱彈塑性有限元法模擬的多道焊焊接過程，模擬的溫度場、殘余應(yīng)力和焊接變形與實(shí)測值非常吻合，驗(yàn)證了數(shù)值模擬模型的準(zhǔn)確性。

[1] Goldak J，Chakravarti A，Bibby M. A new finite element model for welding heat sources[J]. Metallurgical Transactions B，1984，15(2):299-305.

[2] Lindgren L E. Computational welding mechanics: thermomechanical and microstructural simulations [M]. Cambridge England: Woodhead Publishing Limited，2007.

[3] Ying L，Guo F. Simulation and validation of welding residual stresses based on non-linear mixed hardening model[J]. Strain，2012，48(5):406-414.

[4] Preston R V，Shercliff H R，Withers P J，et al. Physically-based constitutive modelling of residual stress development in welding of aluminium alloy 2024[J]. Acta Materialia，2004，52(17):4973-4983.

[5] Sonne M R，Tutum C C，Hattel J H，et al. The effect of hardening laws and thermal softening on modeling residual stresses in FSW of aluminum alloy 2024-T3[J]. Journal of Materials Processing Technology，2013，213(3):477-486.

[6] Xu J J，Gilles P，Duan Y G，et al. Temperature and residual stress simulations of the NeT single-bead-on-plate specimen using SYSWELD[J]. International Journal of Pressure Vessels & Piping，2012(S99-100):51-60.

TG404

2016-11-14

國家自然科學(xué)基金——青年科學(xué)基金(11401 086)

鄭 紅，1968年出生，學(xué)士，高級工程師。主要從事新材料的焊接工藝性的研究工作，已發(fā)表論文5篇。