李耿，殷咸青，牛靖，梁晉，張建勛

（西安交通大學(xué) a.金屬材料強(qiáng)度國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；b.機(jī)械工程學(xué)院，西安 710049）

隨著國(guó)內(nèi)軌道交通和汽車工業(yè)的迅速發(fā)展，環(huán)境問(wèn)題、能源問(wèn)題及安全性等問(wèn)題日益凸顯，鋁合金因其比強(qiáng)度高、美觀及成形性好的特點(diǎn)逐步取代鋼鐵等結(jié)構(gòu)材料，廣泛應(yīng)用于軌道交通領(lǐng)域[1]。鋁合金線膨脹系數(shù)大，同時(shí)凝固收縮率也高，由此焊接形成的應(yīng)力會(huì)引起接頭的較大變形，經(jīng)常不能滿足產(chǎn)品的設(shè)計(jì)要求，因此準(zhǔn)確預(yù)測(cè)和控制鋁合金薄板構(gòu)件的焊接殘余應(yīng)力和變形是焊接工程的重要課題之一[2—4]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋁合金板材焊接變形規(guī)律進(jìn)行了大量研究[5—9]。Jin[10]利用DIC 系統(tǒng)測(cè)量了復(fù)合材料板在熱載荷作用下的熱變形和應(yīng)變，根據(jù)試驗(yàn)得到的全場(chǎng)變形形狀和溫度-位移曲線，確定了屈曲溫度和第一屈曲模態(tài)形狀。Gorkic 等[11]學(xué)者通過(guò)激光探頭對(duì)焊接件表面圖像進(jìn)行采集，將采集到的圖像輸入個(gè)人計(jì)算機(jī)中，得到相機(jī)成像的焊件表面部分的三維形狀。Strycker 等[12]學(xué)者通過(guò)三維測(cè)試方法及位移傳感器來(lái)測(cè)量管材焊接過(guò)程中的變形。Ma[13]對(duì)不同加強(qiáng)筋作用下的焊接變形進(jìn)行測(cè)量，并研究闡釋不同焊接形式下的焊接變形，通過(guò)火焰加熱的處理來(lái)減小焊接屈曲變形。Ocelik等[14]學(xué)者利用三維測(cè)量數(shù)字方法來(lái)測(cè)量激光焊接中焊縫區(qū)域的應(yīng)變和位移。

上述研究主要通過(guò)光學(xué)和數(shù)字圖像相關(guān)法對(duì)焊接變形進(jìn)行測(cè)量，并對(duì)不同條件下焊接規(guī)律進(jìn)行分析。文中通過(guò)基于數(shù)字圖像相關(guān)法的XTDIC 三維全場(chǎng)應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)，以及實(shí)驗(yàn)角度對(duì)鋁合金薄板在不同熱輸入條件下的焊接全場(chǎng)變形，進(jìn)行了精準(zhǔn)測(cè)量，重點(diǎn)分析了焊接全過(guò)程中關(guān)鍵點(diǎn)、典型截線位移應(yīng)變，來(lái)揭示試板焊接變形機(jī)理。

1 XTDIC 系統(tǒng)測(cè)量原理

在計(jì)算機(jī)視覺(jué)領(lǐng)域中，數(shù)字圖像相關(guān)法是一種被廣泛采用的圖像測(cè)量方法。數(shù)字圖像相關(guān)法原理是通過(guò)識(shí)別隨機(jī)的散斑來(lái)精確匹配兩張散斑圖像，再通過(guò)相關(guān)性計(jì)算，以得到匹配點(diǎn)運(yùn)動(dòng)后的坐標(biāo)[15]。在實(shí)際識(shí)別過(guò)程中，數(shù)字圖像相關(guān)法利用變形前后參考圖像和目標(biāo)圖像的灰度進(jìn)行識(shí)別匹配。測(cè)量過(guò)程中，如果物體未發(fā)生塑性變形運(yùn)動(dòng)，則標(biāo)記點(diǎn)坐標(biāo)滿足式（1—2）映射關(guān)系。

焊接過(guò)程中，焊接件由于發(fā)生塑性變形，所以在計(jì)算物體標(biāo)記點(diǎn)的坐標(biāo)時(shí)，除了考慮剛體位移，還要考慮彎曲、扭曲等復(fù)雜變形，因此需要引用塑性位移，一階映射函數(shù)見(jiàn)式（3—4）。

式中：u為變形后標(biāo)記圖像在x方向的位移分量；v為變形后標(biāo)記圖像在y方向的位移分量；為變形前區(qū)域的位移梯度。

2 平板TIG 熔焊實(shí)驗(yàn)

采用TIG 表面熔焊的方法，電極材料為釷鎢極，其直徑為3.2 mm，保護(hù)氣體為純度99.9%的氬氣，氬氣流量為10 L/min，采用WSME-315 交流脈沖焊機(jī)。為了研究不同熱輸入對(duì)焊接變形規(guī)律的影響，選取4 組不同電流電壓進(jìn)行對(duì)比實(shí)驗(yàn)，來(lái)研究鋁合金焊接面內(nèi)、面外變形規(guī)律，焊接工藝參數(shù)如表1所示，實(shí)驗(yàn)材料為6061 鋁合金，試板尺寸為300 mm×200 mm×3 mm。

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，為了防止弧光對(duì)拍攝產(chǎn)生影響，焊槍在試板上表面施加熱源，DIC 拍攝設(shè)備在試板下表面進(jìn)行拍攝，實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖1 所示，為了精確測(cè)量試板位移，實(shí)驗(yàn)前首先對(duì)試板兩側(cè)噴涂可識(shí)別的高溫漆散斑，在焊縫及周圍高溫區(qū)域涂抹高溫膠，DIC 三維全場(chǎng)應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)可精確測(cè)量0.02%～500%的應(yīng)變，測(cè)量幅面為幾毫米到幾米。為了研究鋁合金在不同焊接熱輸入下的焊接面外變形規(guī)律，選取兩條典型直線為研究對(duì)象，如圖2 所示，截線1 處于焊縫中性軸處，截線2 為焊縫中垂線。

表1 焊接實(shí)驗(yàn)工藝參數(shù)Tab.1 Welding test process parameters

圖1 焊接實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.1 Welding experiment site

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 全場(chǎng)變形

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，0～36 s 為焊接時(shí)間，36～600 s 為焊接冷卻時(shí)間，研究不同時(shí)刻下試板焊接的變形規(guī)律，選取焊接中間時(shí)刻（36 s）、焊接結(jié)束時(shí)刻（72 s）和試板完全冷卻后（600 s）3 種狀態(tài)下不同焊接熱輸入試板全場(chǎng)面外變形云圖為研究對(duì)象，如圖3—6所示。

圖2 典型截線位置示圖Fig.2 Typical transversal location diagram

圖3 熱輸入為133.1 J/mm 的z 向變形云圖Fig.3 z-direction deformation cloud diagram with heat input of 133.1 J/mm

可以看出不同焊接熱輸入條件下，試板焊接變形規(guī)律大致相同，焊接中間時(shí)刻呈現(xiàn)中間下凹、周圍上凸的碗狀變形，這是由于電弧作用區(qū)域內(nèi)的金屬受熱膨脹，受到周圍冷態(tài)金屬的壓縮應(yīng)力，同時(shí)受到方向向下的重力和電弧力作用，向下發(fā)生凹形變形，呈現(xiàn)碗狀變形；焊接進(jìn)行到36 s 時(shí)，熱輸入由133.1 J/mm 增加到187.5 J/mm，試板最大面外變形量由6.398 mm 增加到9.22 mm，增加44.2%；試板完全冷卻后，試板正向變形位移最大值均處于焊接熄弧位置，隨著焊接熱輸入的增加，試板正向位移值不斷增加，由6.723 mm 增加到7.512 mm，增加11.7%；試板最大面外變形即最大正向位移和最大負(fù)向位移之差，隨著焊接熱輸入的增加而線性增加，將兩者關(guān)系擬合出一條直線，其關(guān)系式如式（5）所示：

式中：δmax為最大面外變形（mm）；Qnet為試板焊接熱輸入（J/mm）；線性相關(guān)系數(shù)為0.899 08。

圖4 熱輸入為150.0 J/mm 的z 向變形云圖Fig.4 z-direction deformation cloud diagram with heat input of 150.0 J/mm

3.2 典型截線面外變形

圖5 熱輸入為187.5 J/mm 的z 向變形云圖Fig.5 z-direction deformation cloud diagram with heat input of 187.5 J/mm

圖7 為兩條典型截線處不同焊接熱輸入條件下的z向位移圖，可以看出，不同焊接熱輸入條件下，截線1 和截線2 保持相同的變化趨勢(shì)，截線1 呈下凹形，且起弧位置z向位移均比熄弧位置處z向位移小，截線2 呈現(xiàn)倒置V 形且基本關(guān)于焊縫對(duì)稱；由圖7a 可知，z向位移變形值隨著焊接熱輸入的增加而增加，且熱輸入值越大，對(duì)應(yīng)曲線上最大值與最小值之間的差值越大，這是由于焊接熱輸入增加時(shí)，焊縫區(qū)域冷卻收縮量增加，產(chǎn)生的縱向拉應(yīng)力會(huì)更大，導(dǎo)致截線1 呈現(xiàn)更大變形程度的拱形。截線2上焊接起弧位置z向位移值均小于熄弧位置z向位移值，且曲線不關(guān)于試板中心橫坐標(biāo)對(duì)稱。這是由于焊接開(kāi)始時(shí)刻，試板處于常溫狀態(tài)，隨著焊接過(guò)程的進(jìn)行，試板溫度逐漸增加，導(dǎo)致后焊接部分溫度比初始焊接部分溫度高，會(huì)引起更大程度的變形；圖7b 中截線2 上面外變形基本關(guān)于焊縫對(duì)稱，不同熱輸入條件下都呈向下的角變形，且熱輸入越大，角變形越大，這是因?yàn)闊彷斎朐黾訉?dǎo)致焊縫區(qū)溫度梯度變化增加，試板上表面與下表面產(chǎn)生溫差增加。

焊接熱輸入為130 J/mm 時(shí)，角變形為0.031 88 rad，當(dāng)焊接熱輸入增加到206 J/mm 時(shí)，焊接角變形增加到0.057 44 rad，增加80%，可見(jiàn)熱輸入的增加可明顯增加角變形量，經(jīng)擬合得到試板角變形和熱輸入之間的線性關(guān)系見(jiàn)式（6）。

圖6 熱輸入為206.2 J/mm 的z 向變形云圖Fig.6 z-direction deformation cloud diagram with heat input of 206.2 J/mm

圖7 不同焊接熱輸入下的截線1、2 的z 向位移對(duì)比Fig.7 z-direction displacement of the transversals 1 and 2 under different welding heat inputs

式中：w為試板角變形（rad）；Qnet為試板熱輸入（J/mm），線性相關(guān)系數(shù)為0.892 38。

3.3 典型截線面內(nèi)變形

圖8 為3 種不同焊接熱輸入條件下，焊接冷卻后截線2 處的橫向塑性應(yīng)變和縱向塑性應(yīng)變分布。可以看出完全冷卻后截線2 上的縱向塑性應(yīng)變和橫向塑性應(yīng)變的分布趨勢(shì)基本一致，橫向塑性應(yīng)變基本關(guān)于焊縫對(duì)稱分布，在焊縫及附近區(qū)域應(yīng)變劇烈波動(dòng)且應(yīng)變值呈現(xiàn)V 形分布，在焊縫處橫向塑性應(yīng)變達(dá)到最小值。在遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域，橫向塑性應(yīng)變?cè)讦?0 上下波動(dòng)，且熱輸入越大波動(dòng)幅度越小?？v向塑性應(yīng)變與橫向塑性應(yīng)變相比，波動(dòng)幅度不明顯，基本上在ξ=0 以下處波動(dòng)。

試板縱向收縮量會(huì)導(dǎo)致在焊縫及附近區(qū)域產(chǎn)生縱向收縮力，而縱向收縮力作用在焊接區(qū)域時(shí)會(huì)使試板產(chǎn)生縱向的拱形變形，故通過(guò)提取焊縫處縱向收縮量來(lái)計(jì)算試板縱向收縮力，進(jìn)而可以更好解釋試板彎曲現(xiàn)象。提取焊接后縱向收縮量，經(jīng)計(jì)算擬合，得到縱向收縮ΔL（mm）與焊接熱輸入Qnet（J/mm）的關(guān)系為見(jiàn)式（7）。

圖8 不同焊接熱輸入下截線2 的應(yīng)變分布Fig.8 Strain distribution of transversal 2 under different welding heat inputs

同理提取截線2 處橫向收縮量，經(jīng)擬合，得到橫向收縮ΔB與焊接熱輸入Qnet的關(guān)系為：

式中：ΔB為橫向收縮量（mm）；Qnet為焊接熱輸入（J/mm）。

由式（7）可知，縱向收縮隨著熱輸入的增加而線性增加，而縱向收縮的增加導(dǎo)致縱向收縮力增加，作用在試板平面上的彎曲力矩增加，使試板在縱向上呈現(xiàn)拱形程度越大。由式（8）可知隨著焊接熱輸入的增加，橫向收縮量線性增加，可知焊接熱輸入越大，金屬熱膨脹程度越明顯，壓縮塑性變形越大，橫向收縮量越大。

4 結(jié)論

1）鋁合金在焊接過(guò)程中呈現(xiàn)碗狀變形，焊接結(jié)束后呈馬鞍形。在其他條件相同的情況下，焊接熱輸入越大，鋁合金最大面外變形越大，最大面外變形和焊接熱輸入關(guān)系為

2）隨著焊接熱輸入的增大，焊縫截線縱向彎曲程度越增加，但變化不明顯；橫向角變形顯著增大，且橫向角變形與熱輸入之間的關(guān)系為w=0.000 336Qnet-0.014 85。

3）橫向面內(nèi)收縮ΔB和縱向面內(nèi)收縮ΔL均隨著焊接熱輸入的增加而線性增加，關(guān)系式為：ΔB=