邢家麒，吳跟上，趙樹(shù)森，賀占蜀，李延民，邵景干，余檜鑫

（1.鄭州大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院 抗疲勞制造技術(shù)河南省工程試驗(yàn)室，鄭州 450001；2.河南交通職業(yè)技術(shù)學(xué)院 公路學(xué)院，鄭州 450005）

Q235B 因具有良好的可焊性，廣泛用于建筑、橋梁工程上質(zhì)量要求較高的焊接結(jié)構(gòu)件。但Q235B 焊接接頭因存在焊接殘余拉應(yīng)力而極易發(fā)生應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂，進(jìn)而降低焊接結(jié)構(gòu)件的機(jī)械強(qiáng)度、疲勞壽命等綜合性能，因此有必要通過(guò)某種表層強(qiáng)化技術(shù)改善焊接接頭的殘余應(yīng)力。噴丸[1-3]作為一種常用的表層改性技術(shù)，能夠沖擊靶材使其表層產(chǎn)生塑性變形，從而將焊接接頭表層殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，進(jìn)而提高工件機(jī)械強(qiáng)度和疲勞壽命[4-6]，因此引起國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注與深入研究。

Hong 等[7]通過(guò)DEM 和FEM 法研究噴丸過(guò)程中彈丸間的碰撞。結(jié)果表明，該方法能夠更好地仿真不同噴丸參數(shù)對(duì)靶材殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響。Bhuvaraghan等[8]通過(guò)DEM-FEM 耦合法研究噴丸在Inconel718 靶材引入殘余應(yīng)力。結(jié)果表明，DEM-FEM 耦合法與FEM 法仿真的殘余應(yīng)力分布相吻合。Murugaratnam等[9]通過(guò)DEM-FEM 耦合法研究彈丸入射角、彈丸速度和彈丸質(zhì)量流量對(duì)靶材殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響。結(jié)果表明，彈丸入射角為70°時(shí)，靶材殘余壓應(yīng)力層深度最大，相比彈丸質(zhì)量流量，彈丸速度對(duì)靶材殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響更大，增大彈丸速度，殘余壓應(yīng)力層深度更大。Chen 等[10]基于ABAQUS 研究彈丸速度對(duì)高錳鋼靶材殘余應(yīng)力場(chǎng)和表面粗糙度的影響，通過(guò)XRD 法測(cè)定高錳鋼在噴丸處理后的殘余應(yīng)力。結(jié)果表明，殘余應(yīng)力仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合，隨著彈丸速度的增加，靶材最大殘余壓應(yīng)力和壓應(yīng)力層深度增大，表面粗糙度增大。Seddik 等[11]使用隨機(jī)多彈丸模型研究噴丸后靶材表層殘余壓應(yīng)力、塑性應(yīng)變和表面損傷，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證仿真結(jié)果的正確性。孟慶帥等[12]基于ABAQUS 研究噴丸改善42CrMo 淬火零件殘余應(yīng)力場(chǎng)。結(jié)果表明，噴丸后，淬火零件過(guò)渡區(qū)表層殘余拉應(yīng)力全部轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，增大彈丸速度、彈丸直徑或噴丸覆蓋率，則淬火零件過(guò)渡區(qū)表面殘余壓應(yīng)力、殘余壓應(yīng)力層深度和最大殘余壓應(yīng)力深度增大，但最大殘余壓應(yīng)力增大后幾乎不變。WANG 等[13]基于ABAQUS 研究噴丸參數(shù)與42CrMo 靶材殘余應(yīng)力的關(guān)系，并給出最優(yōu)的噴丸參數(shù)組合。該參數(shù)下，42CrMo 試樣的疲勞壽命提高了104%。Ahmad 等[14]通過(guò)DEM-FEM 耦合法研究噴丸強(qiáng)化Al2219 靶材。結(jié)果表明，靶材最大殘余壓應(yīng)力及殘余壓應(yīng)力層深度，隨著彈丸直徑、速度的增加而增大，彈丸入射角為90°時(shí)，靶材殘余壓應(yīng)力層深最大。Gutel 等[15]通過(guò)試驗(yàn)研究鑄鋼彈丸和玻璃彈丸的噴丸效果。結(jié)果表明，鑄鋼彈丸在靶材引入更深的殘余壓應(yīng)力層，而玻璃彈丸在靶材表面引入更大的殘余壓應(yīng)力。黃小波等[16]通過(guò)試驗(yàn)研究噴丸后鋯合金殘余應(yīng)力場(chǎng)分布規(guī)律。結(jié)果表明，噴丸強(qiáng)度和彈丸材料相同時(shí)，直徑較小的彈丸產(chǎn)生的軸向最大殘余壓應(yīng)力深度更大，而直徑較大的彈丸產(chǎn)生的切向最大殘余壓應(yīng)力深度更大。

上述研究表明，通過(guò)有限元法能夠模擬噴丸強(qiáng)化，適當(dāng)增大彈丸速度和彈丸直徑能夠在靶材表層引入更大的殘余壓應(yīng)力并增大殘余壓應(yīng)力層深度。目前，雖然關(guān)于噴丸強(qiáng)化的研究很多，但關(guān)于噴丸改善焊接接頭殘余應(yīng)力場(chǎng)的研究較少。黃治冶等[17]基于ABAQUS 研究彈丸大小、彈丸速度對(duì)焊接接頭殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響規(guī)律，進(jìn)而優(yōu)化噴丸參數(shù)。結(jié)果表明，噴丸處理能夠明顯改善焊接接頭表層殘余應(yīng)力場(chǎng)。Dieng 等[18]基于Marc 研究彈丸直徑、速度和入射角對(duì)S355 J2 焊接接頭殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響規(guī)律。結(jié)果表明，焊接接頭的橫向最大殘余應(yīng)力和縱向最大殘余應(yīng)力分別由250 MPa 和280 MPa 的拉應(yīng)力轉(zhuǎn)化為–200 MPa和–206 MPa 的殘余壓應(yīng)力，與試驗(yàn)結(jié)果吻合。Liu 等[19]基于ABAQUS，通過(guò)SPH 法，研究噴丸對(duì)焊縫殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響。結(jié)果表明，增大彈丸速度能夠更好地改善焊縫殘余應(yīng)力場(chǎng)。魏順等[20]基于ABAQUS 研究噴丸改善Q235B 焊接接頭殘余應(yīng)力場(chǎng)。結(jié)果表明，增大彈丸速度或直徑，焊接接頭過(guò)渡區(qū)表面殘余壓應(yīng)力、最大殘余應(yīng)力、最大殘余應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度均有所增加。綜上所述，噴丸能夠改善焊接接頭殘余應(yīng)力場(chǎng)，但上述研究只是采用單個(gè)彈丸進(jìn)行噴丸，或者雖是大量彈丸，但沒(méi)有考慮彈丸的隨機(jī)分布和相互碰撞。隨著ABAQUS 的DEM 模塊的發(fā)展，當(dāng)前可利用ABAQUS 建立FEM-DEM 耦合噴丸模型[21]。因此，本文以Q235B 鋼作為研究對(duì)象，通過(guò)先焊接而后噴丸的順序仿真，研究大量隨機(jī)噴丸對(duì)焊接接頭殘余應(yīng)力的影響規(guī)律，并據(jù)此優(yōu)化噴丸參數(shù)，最后分析了最優(yōu)參數(shù)下噴丸對(duì)焊接接頭殘余應(yīng)力的改善情況。

1 模型建立

本文基于ABAQUS 有限元仿真軟件分別建立了Q235B 焊接接頭模型和焊接接頭噴丸模型。首先通過(guò)非線性傳熱分析對(duì)焊接接頭進(jìn)行焊接溫度仿真，然后將溫度數(shù)據(jù)導(dǎo)入焊接接頭進(jìn)行焊接殘余應(yīng)力仿真，最后對(duì)焊接接頭進(jìn)行大量噴丸仿真。

1.1 材料性能

焊接仿真過(guò)程中必須考慮Q235B 鋼的眾多物理參數(shù)隨溫度而變化，包括泊松比、彈性模量、屈服強(qiáng)度、密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、線膨脹系數(shù)等[22-23]。計(jì)算焊接溫度場(chǎng)和殘余應(yīng)力場(chǎng)所需物理參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[20]，環(huán)境溫度為20 ℃。彈丸和靶材材料屬性見(jiàn)表1。在Johnson-Cook 模型中，屈服強(qiáng)度由應(yīng)變、應(yīng)變率以及溫度決定[24-25]。由于噴丸強(qiáng)化過(guò)程中，靶材表層產(chǎn)生劇烈塑性變形，本文采用Johnson-Cook 模型作為材料本構(gòu)模型，材料的流動(dòng)屈服應(yīng)力為[26]：

表1 彈丸和靶材的材料屬性Tab.1 Material properties for the shot and target

式中：σeq為等效應(yīng)力；A為tr溫度下的初始屈服應(yīng)力；B為應(yīng)變硬化參數(shù)；εeq為等效塑性應(yīng)變；n是應(yīng)變硬化指數(shù)；C為應(yīng)變率敏感系數(shù)；為參考應(yīng)變率；tr為參考溫度；t為試驗(yàn)溫度；tm為材料熔點(diǎn)溫度；m是熱軟化系數(shù)。Q235B 的Johnson-Cook 模型相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表2[27]。

表2 Q235B 的Johnson-Cook 模型相關(guān)參數(shù)[27]Tab.2 Related Johnson-Cook model parameters of Q235B[27]

1.2 焊接有限元模型

焊接模型為兩塊尺寸為100 mm×47 mm×6 mm的Q235B 鋼板，焊縫寬度為6 mm。焊接采用手工電弧焊，電流I=150 A，電壓U=25 V，焊接速度V=2 mm/s，電源熱效率η=0.85。焊接仿真運(yùn)用生死單元技術(shù)，通過(guò)DFLUX 子程序加載熱源，熱源選用雙橢球熱源。雙橢球熱源前半部分橢球的體熱流密度由式（2）計(jì)算[28]，后半部分橢球的體熱流密度由式（3）計(jì)算。

式中：f1、f2為前、后橢球的熱流密度分布系數(shù)，f1=0.6，f2=1.4；Q為輸入模型的熱源的總功率，Q=UIη；a、b、c1、c2為熱源形狀參數(shù)，其中a=4.5，b=6，c1=2.5，c2=7.5。

焊接接頭單元類(lèi)型分別采用熱傳導(dǎo)線性六面體單元（DC3D8）和減縮積分單元（C3D8R）計(jì)算溫度場(chǎng)和殘余應(yīng)力場(chǎng)，對(duì)底面起焊點(diǎn)沿焊接方向和下底面外沿四頂點(diǎn)沿厚度方向施加位移約束。為了兼顧計(jì)算成本及計(jì)算準(zhǔn)確性，焊縫的網(wǎng)格局部細(xì)化為x方向0.1 mm、y方向0.05 mm、z方向0.1 mm，遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域網(wǎng)格尺寸為x方向8.75 mm、y方向0.75 mm、z方向0.1 mm，模型共有144 000 個(gè)單元（見(jiàn)圖1）。

圖1 焊接有限元模型Fig.1 Welding finite element model

1.3 焊接接頭噴丸有限元模型

焊后 Q235B 焊接接頭的噴丸仿真，是將ABAQUS/Standard 求解器計(jì)算的焊接接頭殘余應(yīng)力場(chǎng)傳遞到ABAQUS/Explicit 中，對(duì)焊接接頭進(jìn)行噴丸（見(jiàn)圖2）。彈丸由噴嘴噴向靶材，噴嘴直徑為6 mm，噴嘴到靶材的距離為20 mm，噴嘴軸線與靶材表面的夾角（彈丸入射角）為θ。彈丸在噴嘴截面處隨機(jī)產(chǎn)生，彈丸直徑為d，彈丸速度為v，單位時(shí)間內(nèi)由噴嘴射出的彈丸質(zhì)量（質(zhì)量流量）為rm。為研究彈丸直徑d、彈丸入射角θ、彈丸速度v、彈丸質(zhì)量流量rm對(duì)焊縫橫向（x方向）殘余應(yīng)力σx和縱向（z方向）殘余應(yīng)力σz的影響，本仿真的噴丸參數(shù)見(jiàn)表3。

圖2 隨機(jī)噴丸模型Fig.2 Random SP model

表3 噴丸參數(shù)Tab.3 Parameters of SP

彈丸、靶材和噴嘴的單元類(lèi)型分別為離散單元（PD3D）、減縮積分單元（C3D8R）和四邊形表面單元（SFM3D4R），靶材底面完全固定。彈丸和靶材之間采用通用接觸，摩擦因數(shù)為0.1；彈丸間的接觸是基于赫茲公式指定的，該公式將接觸力與任意兩個(gè)接觸彈丸間的距離聯(lián)系起來(lái)，如公式(4)—(6)所示[9]。

式中：R1和R2、E1和E2、ν1和ν2分別是兩個(gè)接觸彈丸的半徑、彈性模量、泊松比，變量δ取決于彈丸間的接觸。

1.4 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證焊接接頭噴丸模型的合理性，選取噴丸參數(shù)d=0.4 mm、θ=90°、ν=40 m/s、rm=6 kg/min 對(duì)焊后焊縫區(qū)域進(jìn)行強(qiáng)化，并與文獻(xiàn)[29]中的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。圖3 為噴丸強(qiáng)化焊縫前后焊接接頭表面殘余應(yīng)力分布。圖4 為文獻(xiàn)[29]中水射流沖擊強(qiáng)化焊縫前后殘余應(yīng)力分布。對(duì)比圖3 和圖4 可知，本文焊接仿真和文獻(xiàn)[29]中焊接后表面殘余應(yīng)力分布規(guī)律相同，焊接后σx分布曲線都呈現(xiàn)“火山”形狀，且都隨著與焊縫中心距離的增大，殘余應(yīng)力先增大到最大值，然后逐漸減小并趨近于0；σz分布曲線都呈現(xiàn)“山峰”形狀，殘余應(yīng)力最大值都處在焊縫中心，且都隨著與焊縫中心距離的增大，殘余應(yīng)力先快速減小至最小值，而后緩慢增大。本文噴丸強(qiáng)化和文獻(xiàn)[29]中水射流沖擊強(qiáng)化后表面殘余應(yīng)力的變化趨勢(shì)也相同，都把焊縫表面的σx和σz從殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)榱藲堄鄩簯?yīng)力，只是因?yàn)椴牧?、焊接參?shù)和強(qiáng)化手段的不同，殘余應(yīng)力在數(shù)值上存在差別。經(jīng)過(guò)對(duì)比驗(yàn)證，本文采用焊接接頭噴丸模型獲得的結(jié)果在一定程度上是可靠的，因此該仿真模型可用于噴丸改善Q235B 焊接接頭殘余應(yīng)力場(chǎng)的研究。

圖3 噴丸強(qiáng)化焊縫前后殘余應(yīng)力分布Fig.3 Residual stress distribution of the weld seam before and after SP

圖4 水射流沖擊強(qiáng)化焊縫前后殘余應(yīng)力分布[29]Fig.4 Residual stress distribution of the weld seam before and after WJP [29]

2 結(jié)果和討論

2.1 焊接接頭溫度場(chǎng)分析

圖5 為焊接過(guò)程中焊接接頭溫度分布云圖。熱源以2 mm/s 的速度從焊縫一端移動(dòng)到另一端，焊接25 s時(shí)，1/2 焊縫單元由于被“殺死”，無(wú)法顯示（圖5a）。熱源移動(dòng)過(guò)程中，焊縫及附近區(qū)域溫度迅速升高，最高溫度位于焊縫中心線，約為2635 ℃。溫度超過(guò)Q235B 熔點(diǎn)溫度（1493 ℃）的寬度范圍約為8 mm，即整個(gè)熔池溫度都在熔點(diǎn)溫度以上。焊接完成后，大約經(jīng)過(guò)5000 s，焊接接頭冷卻至室溫（20 ℃）。

圖5 焊接接頭溫度分布云圖Fig.5 Temperature maps of welded joint: (a) 25 s of welding, (b) 50 s of welding

2.2 焊接接頭應(yīng)力場(chǎng)分析

圖6 為冷卻至室溫后焊接接頭的應(yīng)力分布云圖。圖6a 為等效應(yīng)力云圖，圖6b、圖6c 分別為σx、σz分布云圖。焊后殘余拉應(yīng)力集中在焊縫，并且殘余應(yīng)力場(chǎng)分布非常不均勻。焊接接頭最大等效應(yīng)力可達(dá)182 MPa，σx和σz最大殘余拉應(yīng)力分別為227、196 MPa。

圖6 冷卻至室溫后焊接接頭的應(yīng)力分布云圖Fig.6 Stress maps of welded joint after cooling to room temperature: (a) mises stress as welded, (b) A-A σx as welded, (c) B-B σz as welded

2.3 噴丸參數(shù)對(duì)焊縫殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響

由以上分析可知，焊接后的焊接接頭殘余拉應(yīng)力集中在焊縫，因此本節(jié)研究噴丸參數(shù)，改善焊縫殘余應(yīng)力場(chǎng)，具體研究彈丸直徑d、彈丸入射角θ、彈丸速度v、彈丸質(zhì)量流量rm對(duì)焊縫殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響。

2.3.1 彈丸直徑d對(duì)焊縫殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響

圖7 和圖8 分別為不同彈丸直徑下焊縫σx和σz分布。由圖可得，彈丸撞擊焊縫后，會(huì)在表層引入殘余壓應(yīng)力，橫向和縱向的最大殘余壓應(yīng)力都出現(xiàn)在次表面。隨著彈丸直徑的增加，無(wú)論是橫向，還是縱向，其最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度都增加，沖擊壓力作用面積隨著彈丸直徑的增加而增大。當(dāng)彈丸直徑由0.4 mm 增加到1 mm 時(shí)，橫向和縱向的殘余壓應(yīng)力層深度分別增加到0.92、0.74 mm。雖然彈丸直徑為1 mm 時(shí)，橫向的最大殘余壓應(yīng)力比彈丸直徑為0.8 mm 時(shí)略小，但橫向和縱向的最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度都最大，且縱向的最大殘余壓應(yīng)力也最大。綜合考慮橫向和縱向的最大殘余壓應(yīng)力、最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度，本仿真范圍內(nèi)，彈丸直徑為1 mm 時(shí)，焊縫殘余應(yīng)力的改善效果最好，此時(shí)σx和σz的最大殘余壓應(yīng)力分別為–270、–258 MPa。

圖7 不同彈丸直徑下焊縫σx 分布（θ=90°，v=60 m/s，rm=6 kg/min）Fig.7 σx distribution of weld seam at different shots diameters (θ=90°, v=60 m/s, rm=6 kg/min): (e) σx distribution curves along the depth of weld seam at different shots diameters

圖8 不同彈丸直徑下焊縫σz 分布（θ=90°，v=60 m/s，rm=6 kg/min）Fig.8 σz distribution of weld seam at different shots diameters (θ=90°, v=60 m/s, rm=6 kg/min): (e) σz distribution curves along the depth of weld seam at different shots diameters

2.3.2 彈丸入射角θ對(duì)焊縫殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響

圖9 和圖10 分別為不同彈丸入射角下焊縫σx和σz分布。由圖可得，隨著彈丸入射角的增大，無(wú)論是橫向，還是縱向，其最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度都增大，這是由于彈丸法向動(dòng)能在增大。當(dāng)彈丸入射角從30°增大到90°時(shí)，殘余壓應(yīng)力層深度分別增加到0.92、0.74 mm；隨著彈丸入射角增大，σx和σz最大殘余壓應(yīng)力都先增大后減小，這是因?yàn)楫?dāng)彈丸入射角大于60°時(shí)，入射彈丸與反射彈丸碰撞增多，部分入射彈丸損失法向動(dòng)能，最終導(dǎo)致σx和σz的最大殘余壓應(yīng)力都減小。雖然彈丸入射角為45°時(shí)，σx的最大殘余壓應(yīng)力最大，但此時(shí)橫向的表面殘余壓應(yīng)力和殘余壓應(yīng)力層深度都比彈丸入射角為60°時(shí)小，且當(dāng)彈丸入射角為60°時(shí)，縱向的表面殘余壓應(yīng)力和最大殘余壓應(yīng)力都最大。雖然彈丸入射角為60°時(shí)的橫向和縱向的殘余壓應(yīng)力層深度比彈丸入射角為90°時(shí)小，但距焊縫表面0～0.41 mm 深處σx和σz的殘余壓應(yīng)力更大。綜合考慮橫向和縱向的表面殘余壓應(yīng)力、最大殘余壓應(yīng)力和殘余壓應(yīng)力層深度，本仿真范圍內(nèi)彈丸入射角為60°時(shí)，焊縫殘余應(yīng)力場(chǎng)的改善效果最好，此時(shí)σx和σz的最大殘余壓應(yīng)力分別可達(dá)–261、–285 MPa。

圖9 不同彈丸入射角下焊縫σx 分布（d=1 mm，v=60 m/s，rm=6 kg/min）Fig.9 σx distribution of weld seam at different shots impact angles (d=1 mm, v=60 m/s, rm=6 kg/min): (e) σx distribution curves along the depth of weld seam at different shots impact angles

圖10 不同彈丸入射角下焊縫σz 分布（d=1 mm，v=60 m/s，rm=6 kg/min）Fig.10 σz distribution of weld seam at different shots impact angles (d=1 mm, v=60 m/s, rm=6 kg/min): (e) σz distribution curves along the depth of weld seam at different shots impact angles

2.3.3 彈丸速度v對(duì)焊縫殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響

圖11 和圖12 分別為不同彈丸速度下焊縫σx和σz分布。由圖可得，隨著彈丸速度的增大，無(wú)論是橫向，還是縱向，其最大殘余壓應(yīng)力、最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度都增大。這是由于增大彈丸速度，彈丸沖擊壓力和沖擊壓力作用面積都增大。當(dāng)彈丸速度從20 m/s 增加到60 m/s 時(shí)，σx、σz最大殘余壓應(yīng)力分別增加到–245、–285 MPa，最大殘余壓應(yīng)力深度分別增加到0.29 mm 和0.28 mm，殘余壓應(yīng)力層深度分別增加到0.80、0.65 mm。綜合考慮橫向和縱向的最大殘余壓應(yīng)力、最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度，本仿真范圍內(nèi)彈丸速度為60 m/s 時(shí)，焊縫殘余應(yīng)力的改善效果最好，此時(shí)σx和σz的最大殘余壓應(yīng)力分別可達(dá)–245、–285 MPa。

圖11 不同彈丸速度下焊縫σx 分布（d=1 mm，θ=60°，rm=6 kg/min）Fig.11 σx distribution of weld seam at different shots velocities (d=1 mm, θ=60°, rm=6 kg/min): (d) σx distribution curves along the depth of weld seam at different shots velocities

圖12 不同彈丸速度下焊縫σz 分布（d=1 mm，θ=60°，rm=6 kg/min）Fig.12 σz distribution of weld seam at different shots velocities (d=1 mm, θ=60°, rm=6 kg/min): (d) σz distribution curves along the depth of weld seam at different shots velocities

2.3.4 彈丸質(zhì)量流量rm對(duì)焊縫殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響

圖13 為不同彈丸質(zhì)量流量下焊縫σx和σz殘余應(yīng)力沿深度的分布。對(duì)于σx，雖然彈丸質(zhì)量流量為3 kg/min 時(shí)，表面殘余壓應(yīng)力最大，但彈丸質(zhì)量流量為9 kg/min 時(shí)，距焊縫表面深度0.16～0.51 mm 處的殘余壓應(yīng)力最大。對(duì)于σz，雖然彈丸質(zhì)量流量為9 kg/min 時(shí)的表面殘余壓應(yīng)力、殘余壓應(yīng)力層深度比彈丸質(zhì)量流量為3 kg/min 時(shí)略小，但距焊縫表面深度0.09～0.29 mm 處的殘余壓應(yīng)力最大。無(wú)論是橫向，還是縱向，彈丸質(zhì)量流量rm=9 kg/min 時(shí)，在焊縫表面下給定深度（0.16～0.29 mm）處產(chǎn)生了更大的殘余壓應(yīng)力。當(dāng)彈丸質(zhì)量流量增大到12 kg/min 時(shí)，最大殘余壓應(yīng)力、最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度都減小。這是由于同一時(shí)刻更多的彈丸撞擊靶材表面，彈丸間碰撞增多，能量損耗增加[7]。綜上所述，本仿真范圍內(nèi)彈丸質(zhì)量流量為9 kg/min 時(shí)，焊縫殘余應(yīng)力的改善效果最好，此時(shí)σx和σz的最大殘余壓應(yīng)力分別可達(dá)–306、–310 MPa。

圖13 不同質(zhì)量流量下焊縫殘余應(yīng)力沿深度分布（d=1 mm，θ=60°，v=60 m/s）Fig.13 Residual stress distribution along the depth of weld seam at different mass flow rates (d=1 mm, θ=60°, v=60 m/s)

2.4 大量噴丸對(duì)Q235B 焊接接頭殘余應(yīng)力場(chǎng)的改善情況

基于上述有限元仿真結(jié)果分析，在最優(yōu)噴丸參數(shù)（d=1 mm、θ=60°、v=60 m/s、rm=9 kg/min）下，對(duì)焊接后的焊接接頭進(jìn)行大量噴丸仿真。圖14 為噴丸前后焊接接頭σx和σz沿表面路徑分布曲線。由曲線可知，經(jīng)過(guò)大量噴丸，焊縫表面σx和σz都從殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)闅堄鄩簯?yīng)力。對(duì)于σx，表面殘余壓應(yīng)力可達(dá)–246 MPa；對(duì)于σz，表面殘余壓應(yīng)力可達(dá)–275 MPa。

圖14 噴丸前后焊接接頭表面殘余應(yīng)力分布Fig.14 Residual stress distribution of welded joint surface before and after SP: (a) A-A section, (b) B-B section

圖15 和圖16 分別為噴丸前后焊縫σx和σz分布。由圖可知，焊縫經(jīng)過(guò)大量噴丸后，表層σx和σz都為殘余壓應(yīng)力。對(duì)于σx，最大殘余壓應(yīng)力為–306 MPa，最大殘余壓應(yīng)力深度為0.24 mm，殘余壓應(yīng)力層深度為0.78 mm；對(duì)于σz，最大殘余壓應(yīng)力為–310 MPa，最大殘余壓應(yīng)力深度為0.27 mm，殘余壓應(yīng)力層深度為0.66 mm。由此可知，在最優(yōu)噴丸參數(shù)下對(duì)焊后焊接接頭進(jìn)行大量噴丸，能夠?qū)235B 焊接接頭表層殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)闅堄鄩簯?yīng)力，從而改善Q235B 焊接接頭殘余應(yīng)力場(chǎng)。

圖15 噴丸前后焊縫σx 分布Fig.15 σx distribution of weld seam before and after SP:(a) as welded, (b) after SP, (c) σx distribution curves along the depth of weld seam

圖16 噴丸前后焊縫σz 分布Fig.16 σz distribution of weld seam before and after SP:(a) as welded, (b) after SP, (c) σz distribution curves along the depth of weld seam

3 結(jié)論

1）焊接過(guò)程中，熱源附近區(qū)域溫度迅速升高，最高溫度可達(dá)2635 ℃。焊接完成并冷卻至室溫后，焊縫殘余拉應(yīng)力可達(dá)227 MPa。噴丸可以將焊接接頭表層的橫向殘余應(yīng)力σx和縱向殘余應(yīng)力σz，由殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)闅堄鄩簯?yīng)力。

2）對(duì)于σz，d=1 mm 和θ=60°時(shí)，在焊縫表面下給定深度（0～0.41 mm）能產(chǎn)生更大的殘余壓應(yīng)力。無(wú)論是σx，還是σz，增大彈丸直徑d和彈丸入射角θ，最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度顯著增大。增大彈丸速度v，焊縫最大殘余壓應(yīng)力、最大殘余壓應(yīng)力深度和殘余壓應(yīng)力層深度均顯著增加。彈丸質(zhì)量流量rm=9 kg/min 時(shí)，在焊縫表面下給定深度（0.16～0.29 mm）產(chǎn)生了更大的殘余壓應(yīng)力。

3）綜合考慮焊接接頭σx和σz殘余壓應(yīng)力大小及最大殘余壓應(yīng)力深度，本仿真范圍內(nèi)，d=1 mm、θ=60°、v=60 m/s、rm=9 kg/min 為最優(yōu)噴丸參數(shù)。該參數(shù)組合條件下，對(duì)于σx和σz，表面殘余壓應(yīng)力分別為–246、–275 MPa，最大殘余壓應(yīng)力分別為–306、–310 MPa，最大殘余壓應(yīng)力深度分別為0.24 mm 和0.27 mm，殘余壓應(yīng)力層深度分別為0.78、0.66 mm。