槽焊接頭擺動焊熱過程與殘余應力的數值分析

　　摘要：采用熱彈塑性有限元法對鋁合金槽焊接頭擺動焊過程進行了數值模擬，分析了其溫度場與應力場的分布特征，探究了速度因素對焊接殘余應力的影響。結果表明，槽焊接頭擺動焊過程中焊縫中部溫度要高于兩側;工件在中心焊縫區受縱向殘余拉應力，焊縫兩側則轉變為壓應力;在焊縫尾部橫向殘余拉應力較大，尾部前端則存在較高的壓應力;等效應力主要集中在焊縫附近，在焊縫尾部高應力區呈倒U形;橫向與縱向殘余應力峰值絕對值與焊接速度成正相關，與擺動速度則成負相關;等效應力具有相似的變化規律，且焊接速度的增加會減少焊縫區的應力峰寬度。

　　關鍵詞：擺動焊; 槽焊接頭; 鋁合金; 數值模擬

　　《機械技術史》(年刊)國家級期刊，出版地北京，機械類雜志，以馬列主義、毛澤東思想、鄧小平理論和“三個代表”重要思想為指導，全面貫徹黨的教育方針和“雙百方針”。

　　0 前言

　　鋁合金焊接結構件已被廣泛應用于汽車、造船、化工等領域。槽焊接頭作為鋁合金構件中的一種常見接頭，也被這些領域廣泛采用。擺動焊由于可以擴寬熱源的作用范圍，獲得更高的焊接效率，十分適合槽焊縫的焊接。

　　目前，國內外學者對擺動焊進行了廣泛的研究。Xu Guoxiang等人[1]研究了擺動頻率對焊縫表面成形情況的影響，發現隨著擺動頻率的增加，焊縫表面趨于光滑，在0.6 Hz擺動頻率下可獲得較好的表面成形。李坤等人[2]發現采用光纖激光擺動焊對抑制鈦合金小孔型焊接氣孔具有顯著作用;N. S. Biradar 等人[3]與S. Mahajan 等人[4]研究了擺動焊對焊縫金屬組織的影響，發現擺動焊可以減小熔合區晶粒尺寸，提高焊縫區域力學性能。K. D. Choi 等人[5]發現激光擺動焊可以降低鋁合金焊接裂紋敏感性，提高焊接接頭的強度。張華軍等人[6]在經典的雙橢球熱源模型的基礎上建立了擺動電弧動態熱源模型，研究了擺動焊對溫度場的影響，發現熔池的峰值溫度隨著橫向擺動速度的增大而減小。Hu J F等人[7]研究了擺動焊對焊接應力場的影響，發現擺動焊增加了橫向殘余應力，但對縱向殘余應力影響較小。雖然國內外學者通過試驗或數值模擬的方法對不同材料擺動焊已有較多研究，但這些研究主要集中于平板或對接接頭，對鋁合金槽焊接頭擺動焊的研究鮮有報道。

　　通過熱彈塑性法建立鋁合金槽焊縫擺動焊三維有限元計算模型，對其焊接過程進行數值模擬，分析其溫度場與殘余應力分布特征。在此基礎上，研究不同的焊接速度與擺動速度對鋁合金槽焊縫殘余應力場的影響，為實際生產中制定擺動焊相關工藝提供理論參考。

　　1 有限元模型的建立

　　1.1 試驗方案

　　研究使用的基板材料為6005A鋁合金，是常見的Al-Mg-Si系鋁合金，具有較好的力學性能與加工性能;焊接材料為ER5356焊絲，是一種用途廣泛的通用型焊接材料，有良好的抗腐蝕性;采用熔化極氬弧焊(MIG焊)對工件進行焊接。在試驗計算方案中，焊接速度與擺動速度各選擇3個水平，通過調節功率保持焊接熱輸入不變，方案中涉及的焊接工藝參數由企業焊接工藝指導書確定，計算方案見表1。

　　1.2 材料物理性能參數

　　建立正確的材料參數模型是保證數值模擬結果準確性的關鍵之一。目前大部分材料在低溫區的熱物理性能參數比較全面，但在接近熔點附近高溫區的材料參數還較缺乏，這是焊接數值模擬的技術難點之一。研究中涉及的6005A與ER5356兩種鋁合金材料在低溫下的物理性能參數通過查閱材料手冊獲得，高溫下的材料參數由于不能直接得到，因此采用專用的材料性能計算軟件與線性外推相結合的方法獲得，由此建立的材料模型，如圖1所示。

　　1.3 幾何模型的建立與網格劃分

　　工件采用兩塊尺寸均為300 mm×160 mm×4 mm的6005A鋁板，其中一塊板材開200 mm×15 mm×4 mm的槽焊縫。焊接過程中，焊槍以v1速度沿著焊縫方向移動，以v2速度沿著焊縫寬度方向擺動。工件幾何模型以及焊接路徑示意圖，如圖2所示。

　　一般來說，網格劃分越細密，有限元法計算的精度就越高，但相對的會增加計算時間。為了兼顧計算精度與計算效率，該模型采用過渡網格法控制網格數量，在焊縫附近采用較小的網格尺寸，其它區域采用較大的網格尺寸，過渡區采用1∶3過渡的方式。為了讓網格模型與實際更加接近，在焊縫處留有0.6 mm的余高。最終獲得的網格最大和最小尺寸分別為4.16 mm與1.25 mm，總體單元數目為47 860個，節點數目為69 173，網格模型，如圖3所示。

　　有限元法計算瞬態溫度場時，常會發生數值跳躍，又稱“躍階”現象。在采用協調質量熱容矩陣時，克服此現象需要使用較密的網格劃分。為了降低網格要求，該模型采用集中熱容矩陣的方法，將單元質量離散到各個節點上，克服了“躍階”現象的發生。此時集中質量的單元熱容矩陣Ce可以表示為：

　　1.4 熱源模型的選擇

　　對于電弧沖擊較大的MIG焊，一般采用雙橢球熱源來描述其焊接過程的熱流分布[8]。圖4為雙橢球熱源熱流分布示意圖，其由前后兩個1/4橢球組成，并且前半部分橢球和后半部分橢球的熱流分布不一致，分布函數為：

　　1.5 初始條件與邊界條件

　　要獲得導熱問題溫度場分布，本質是對瞬態導熱微分方程進行求解，而求解的關鍵在于提供合適的定解條件，即初始時刻物體的溫度分布與換熱邊界條件。該模型將環境與工件初始溫度均設為25 ℃。工件外表面與空氣接觸部分主要通過熱對流與熱輻射進行換熱，為了簡化模型，將兩種換熱方式綜合考慮，設置其換熱系數為固定值50 W/(m2·K);工件與工作臺以及工件與工件之間的接觸部分主要換熱方式為熱傳導與熱輻射，由于換熱效率較高，將其設為500 W/(m2·K);由于夾具與工件接觸面積較小，忽略了夾具的散熱作用。

　　該模型采用解耦算法進行計算，即先計算工件的溫度場，再以溫度場為邊界條件計算應力場。對于力學邊界條件，從圖5可以看出，工件主要受重力、工作臺的支撐以及夾具夾持力，同時可能受到工作臺的摩擦力?？紤]這幾個因素，該模型采用接觸算法，將上、下兩板分別設置為變形體，工作臺定義為剛性面，摩擦系數設為 0.3，重力加速度取值為9.8 m/s2，夾持力取值50 N。

　　2 結果與分析

　　2.1 槽焊接頭擺動焊熱過程與殘余應力特征分析

　　圖6為方案1擺動焊溫度場計算云圖。由圖6可以看出，當熱源擺動到焊縫兩側時，溫度場呈現橢球形，溫度梯度致大，等溫線前密后疏，峰值溫度分別為1 163.5 ℃和1 185.3 ℃。而當熱源位于中間時，溫度場趨于圓形，溫度梯度較小，等溫線也分布更加均勻，峰值溫度則達到1 303.4 ℃。這是由于一個擺動周期內，熱源兩次經過而造成的熱疊加。圖7為方案1殘余應力計算結果云圖。由圖7a可以看出，在焊縫附近垂直焊縫方向上，焊接件縱向殘余應力表現為中心焊縫區受拉應力，焊縫兩邊逐漸轉變為壓應力;對于圖7b所示的橫向殘余應力，焊接件焊縫尾部由于最后冷卻，其橫向收縮受到阻礙，因此表現出較大拉應力，而尾部前端對應著存在較大的壓應力;圖7c為等效Von-Mises應力云圖，由于焊縫尾部附近周圍材料的限制，存在倒U形高應力區，而在焊縫頭部材料收縮較自由，等效Von-Mises應力較小。

　　2.2 速度因素對槽焊接頭殘余應力場的影響分析

　　圖8為各方案縱向殘余應力峰值對比結果。從圖8可以看出，當擺動速度在14 mm/s的水平下，隨著焊接速度的增加，縱向殘余應力峰值絕對值呈增加趨勢。當擺動速度在15 mm/s和16 mm/s水平下的計算結果同樣符合此規律。分析焊接速度分別在1.0 mm/s，1.2 mm/s，1.5 mm/s水平下的擺動速度對計算結果的影響，從圖8可以看出，隨著擺動速度的增加，縱向殘余應力峰值絕對值逐步減小。

　　圖9為工件橫向殘余應力峰值應力對比結果?？梢钥闯?，其變化規律與縱向峰值應力變化規律較為相似。當焊接速度維持在各水平不變的情況下，橫向殘余應力峰值絕對值隨著擺動速度的增加而減小。而當擺動速度不變的情況下，橫向殘余應力峰值絕對值隨著焊接速度的增加而增加。

　　為分析等效Von-Mises應力的變化規律，沿垂直焊縫方向路徑提取各方案計算結果，如圖10所示。從各方案對比結果可以看出，在相同的焊接速度下，隨著擺動速度的增加，工件應力峰等效Von-Mises應力逐漸減小;而擺速相同時，隨著焊接速度的增加，工件應力峰等效Von-Mises應力逐漸增大;并且焊接速度的增加會減少工件的應力峰寬度。

　　3 結論

　　(1)在擺動焊一個周期內，熱源位于焊縫中部時工件峰值溫度要明顯高于焊縫兩側;焊縫兩側溫度場呈橢球形，溫度梯度較高，等溫線前密后疏;而焊縫中部溫度場呈近似圓形，等溫線分布也更為均勻。

　　(2)縱向殘余應力分布特征為中心焊縫區受拉應力，焊縫兩邊則轉變為壓應力;在焊縫尾部存在較大的橫向殘余拉應力，而尾部前端對應存在較大的壓應力;等效Von-Mises應力主要集中分布在焊縫附近，在焊縫尾部高應力區呈倒U形。