金浩，方乃文，馬青軍，楊義成，馬一鳴

1.黑龍江省中小企業(yè)發(fā)展服務(wù)中心 黑龍江哈爾濱 150001

2.哈爾濱焊接研究院有限公司 黑龍江哈爾濱 150028

3.天津市特種設(shè)備監(jiān)督檢驗(yàn)技術(shù)研究院 天津 300192

1 序言

焊接殘余應(yīng)力是造成焊接接頭發(fā)生疲勞斷裂與應(yīng)力腐蝕開裂的主要原因，其在一定程度上會(huì)降低焊接產(chǎn)品的承載力、穩(wěn)定性及使用壽命[1]。在焊接薄壁焊接結(jié)構(gòu)時(shí)，由焊接殘余應(yīng)力而引起的變形會(huì)嚴(yán)重影響其質(zhì)量。因此，優(yōu)化焊接工藝對(duì)于減少薄壁焊接結(jié)構(gòu)變形及殘余應(yīng)力具有實(shí)際意義。鎂合金薄壁焊接結(jié)構(gòu)在航天裝備領(lǐng)域具有廣泛應(yīng)用，以往焊接該種薄壁結(jié)構(gòu)主要以實(shí)際試驗(yàn)為主方式[2]，隨著數(shù)值模擬技術(shù)在焊接專業(yè)領(lǐng)域的發(fā)展與應(yīng)用[3]，通過有限元模擬軟件對(duì)焊接薄壁焊接結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的變形量進(jìn)行預(yù)測(cè)分析并不斷優(yōu)化以得到最佳的焊接工藝已廣泛應(yīng)用。使用MSC.mar軟件對(duì)AZ31B鎂合金腹板與筒體進(jìn)行了DE-GMAW焊接過程數(shù)值模擬，考察不同焊接順序?qū)负笞冃渭皻堄鄳?yīng)力的分布規(guī)律，為實(shí)際焊接操作提供工藝參數(shù)優(yōu)化。

2 焊接有限元模型的建立

2.1 試驗(yàn)材料與焊接工藝

母材用鎂合金化學(xué)成分見表1，焊材與母材成分一致。腹板厚度為3mm，筒體厚度為6mm，角焊縫長(zhǎng)度為360mm。由于腹板較薄，采用插銷式鏈接，故不開坡口，直接焊接。采用DE-GMAW焊接工藝對(duì)腹板與筒體的角焊縫進(jìn)行單層單道焊接，具體的焊接參數(shù)見表2。

表1 AZ31B鎂合金化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）（%）

表2 焊接參數(shù)

2.2 數(shù)值模型

為了保證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，采用1∶1的比例建立有限元模型，并使用疏密過渡的方式劃分網(wǎng)格，即靠近焊縫及熱影響區(qū)部分網(wǎng)格較密集以保證計(jì)算準(zhǔn)確性，而其余區(qū)域網(wǎng)格劃分較疏來減少計(jì)算量[3-4]。選用計(jì)算方法為熱-力耦合[5]。經(jīng)統(tǒng)計(jì)，網(wǎng)格模型中共有單元13 215個(gè)，節(jié)點(diǎn)18 003個(gè)，其模型如圖1所示。

圖1 有限元網(wǎng)格模型

2.3 材料屬性

材料屬性對(duì)于保證焊接模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性至關(guān)重要。文中焊接用母材的主要熱物理性能包括熱傳導(dǎo)系數(shù)、比熱容、密度、線膨脹系數(shù)、彈性模量、泊松比和剪切模量等。其余的屬性使用平均常值。

2.4 熱源模型

焊接熱源模型主要有點(diǎn)熱源模型、線熱源模型、面熱源模型、高斯熱源模型及雙橢球熱源模型等。本文采用的熱源模型是高斯熱源，然而因?yàn)镈E-GMAW焊接工藝與傳統(tǒng)的焊接工藝有所不同，因此對(duì)熱源模型作用形式進(jìn)行了調(diào)整。DE-GMAW焊接工藝的總電流I由主電流I1及旁路電流I2組成，即I=I1+I2。其中I1直接作用于母材金屬，I2用來熔化焊絲。因此，DE-GMAW焊接工藝的熱源模型依據(jù)這個(gè)熱量分布可分為3個(gè)部分，如圖2所示[6]。其中區(qū)域1是TIG焊接電弧作用區(qū)域，區(qū)域3是MIG焊接電弧作用區(qū)域，而區(qū)域2則是TIG與MIG的疊加作用區(qū)域。定義旁路電弧的熱效率為1.5K?；谏鲜鲈蚪⒘藷嵩捶植急磉_(dá)式，見公式（1）。

圖2 熱源作用模式

式中R1、R2——TIG、MIG焊接熱源的加熱半徑（mm）；

r1、r2——距離TIG、MIG電弧熱源加熱中心區(qū)域的長(zhǎng)度（mm）；

Q1、Q2——TIG、MIG電弧的實(shí)際功率（W）。

模擬時(shí)設(shè)定兩個(gè)電弧的有效加熱半徑分別為5mm及6mm。Q1、Q2表達(dá)式見公式（2）：

式中η1、η2——TIG、MIG焊接的熱效率，本文取0.7；

U1、U2——主路、旁路電弧的工作電壓（V）；

I1、I2——主路、旁路電弧的工作電流（A）。

2.5 焊接路徑及順序

為了便于進(jìn)行模擬與確保模擬過程更貼近于實(shí)際焊接工況，選取如圖3所示的路徑。由于4個(gè)腹板均勻分布在筒體四周，因此我們只需研究一個(gè)腹板兩側(cè)用于固定連接腹板與筒體的角焊縫，將其分別標(biāo)記為“焊縫①與焊縫②”。

圖3 路徑分布

腹板的尺寸為360mm×200mm×3mm，四片腹板沿筒體的圓周方向均勻分布。為了更好地說明焊接順序，作如下規(guī)定：用“+”表示焊接方向?yàn)橛赏搀w頭部向尾部；用“-”表示焊接方向?yàn)橛赏搀w尾部向頭部。在角焊縫上選取A、B、C、D進(jìn)行分析，其中A點(diǎn)到筒體尾部的距離為120mm，B點(diǎn)到A點(diǎn)距離為120mm。CD為腹板全長(zhǎng)，也就是C點(diǎn)和D點(diǎn)位于腹板的兩個(gè)端部。焊接路線及取點(diǎn)示意如圖4所示。

圖4 焊接方向示意

模擬了以下4種焊接順序：

第一，順序1為+①+②：同時(shí)采用“+”方向焊接腹板兩側(cè)焊縫。

第二，順序2為+①→+②：先采用“+”方向焊接腹板一側(cè)焊縫，再采用同樣的方向焊接腹板另一側(cè)焊縫。

第三，順序3為+①-②：同時(shí)采用“-”方向焊接腹板兩側(cè)焊縫。

第四，順序4為+①→-②：先采用“+”方向焊接腹板一側(cè)焊縫，再采用“-”方向焊接腹板另一側(cè)焊縫。

3 溫度場(chǎng)模擬與分析

圖5 熱循環(huán)曲線

圖5 為A、B兩節(jié)點(diǎn)在4種不同焊接順序下的熱循環(huán)曲線。在進(jìn)行順序2與4焊接時(shí)，A、B兩點(diǎn)經(jīng)受兩次熱源作用，因此曲線有兩個(gè)峰值，其中一個(gè)峰值溫度要高于另外一個(gè)。這是由于焊接該側(cè)角焊縫時(shí)熱源直接作用在節(jié)點(diǎn)上導(dǎo)致峰值溫度高。而焊接另一側(cè)角焊縫時(shí)，節(jié)點(diǎn)的溫度是焊接熱源對(duì)該側(cè)的熱傳導(dǎo)作用。

由于焊接順序1是兩個(gè)焊接熱源同時(shí)同向移動(dòng)，等同于觀察點(diǎn)A、B經(jīng)歷了兩次熱源作用，熱輸入大，所以它的峰值溫度最高，由于熱源作用于A點(diǎn)遲于B點(diǎn)，所以它的溫度上升較緩，冷卻速度也低。焊接順序3中兩個(gè)焊接熱源移動(dòng)過程一致，所以熱循環(huán)曲線也保持一致。

4 應(yīng)力變形模擬與分析

利用得到的溫度場(chǎng)模擬結(jié)果來耦合計(jì)算焊接應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)。圖6為將變形區(qū)域放大15倍后的熱變形。在焊接電弧的高溫作用下，由于未熔化的低溫母材會(huì)對(duì)焊接接頭區(qū)域已經(jīng)熔化的金屬具有拘束作用，從而產(chǎn)生的壓應(yīng)力導(dǎo)致其發(fā)生塑性變形。由圖6可知，盡管4種焊接順序不同，但是變形趨勢(shì)均為腹板沿Z軸方向收縮，沿Y軸方向偏移。焊接順序1產(chǎn)生的殘余變形量為3.221mm，順序2為2.610mm。

圖6 熱變形

焊接順序3產(chǎn)生的殘余變形量最大為3.573mm。這是由于沿“-”及“+”兩個(gè)方向同時(shí)焊接時(shí)，熱輸入大，兩側(cè)產(chǎn)生的變形量均較大，且已冷卻成形的焊縫具有較大的剛度，這導(dǎo)致在一定程度上減少了兩側(cè)變形相互抵消的部分，因此使用該順序焊接的腹板時(shí)，其產(chǎn)生的收縮變形量大。

第4種焊接順序焊接殘余變形量最小，僅為2.423mm。這是由于分別采用“+”與“-”方向焊接腹板兩側(cè)的角焊縫，焊接熱輸入相對(duì)較小，且熔池在高溫區(qū)停留時(shí)間短。當(dāng)一側(cè)角焊縫焊接完成后，腹板的膨脹及扭曲較小。另外，當(dāng)焊接另一側(cè)角焊縫時(shí)，其產(chǎn)生的變形在一定程度上與已存在的殘余變形相互抵消。

4種不同焊接順序的等效應(yīng)力分布如圖7所示。由圖可知，溫度都呈現(xiàn)出以熱源為中心等梯次分布，隨著焊接熱源的移動(dòng)，溫度場(chǎng)有規(guī)律變化。由于焊接順序1及3分別為同時(shí)進(jìn)行相同和相反方向的焊接，熱輸入較大，導(dǎo)致焊接熔池附近區(qū)域溫度較高，材料處于較強(qiáng)的軟化、熔化狀態(tài)，所以它們的等效應(yīng)力大于焊接順序2及4。

圖7 等效應(yīng)力分布

5 殘余應(yīng)力分析

由于腹板與筒體的變形主要是筒體下榻以及腹板下移收縮，所以針對(duì)角焊縫附近區(qū)域的橫向殘余應(yīng)力分布情況進(jìn)行了分析。

圖8的分析路徑為A、B點(diǎn)所在直線上。由圖中可知，焊縫及其附近區(qū)域的殘余應(yīng)力主要以拉應(yīng)力為主。焊接的起點(diǎn)位置的殘余應(yīng)力最大，這是由于受焊件彎曲效應(yīng)、先焊角焊縫的約束較小及焊接變形較大影響。焊接順序2及4是均為分別焊接腹板兩側(cè)焊縫，這兩種順序的橫向殘余應(yīng)力曲線變化趨勢(shì)較相似。這是由于這兩種焊接順序中第一道角焊縫焊接過程對(duì)第二道角焊縫具有一定的預(yù)拉伸及熱處理作用，減小了第二道焊縫金屬的壓縮塑性變形量與橫向殘余應(yīng)力。

由于焊接順序1及3是同時(shí)焊接腹板兩側(cè)角焊縫，熱輸入較大，致使橫向殘余應(yīng)力分布極其不均勻。

圖8 橫向殘余應(yīng)力

6 結(jié)束語

1）AZ31B鎂合金腹板應(yīng)力場(chǎng)模擬結(jié)果表明，焊接順序3產(chǎn)生的殘余變形量最大為3.573mm，焊接順序4產(chǎn)生的殘余變形量最小為2.423mm；第4種焊接順序焊接變形量最小。橫向殘余應(yīng)力模擬結(jié)果表明，焊接起點(diǎn)位置的橫向殘余應(yīng)力最大。焊接順序1及焊接順序3是腹板兩側(cè)角焊縫同時(shí)進(jìn)行，殘余應(yīng)力較大。第4種焊接順序?qū)τ诳刂艫Z31B鎂合金腹板角焊縫焊接過程中的變形、殘余應(yīng)力最具優(yōu)勢(shì)。

2）根據(jù)DE-GMAW焊接方法的特點(diǎn)，建立了由2個(gè)熱源疊加的修正高斯熱源模型，定義了焊接熱效率的外部因子K，并通過K確定了旁路熱源的熱效率。