黃震宇

(中船第九設(shè)計(jì)研究院工程有限公司，上海 200063)

0 引 言

船用5083鋁合金屬于Al-Mg系鋁合金，具有較低比重、中等強(qiáng)度、良好塑性、抗蝕性及焊接性，綜合性能優(yōu)良，其焊接結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于船舶領(lǐng)域[1-2]。

鋁合金的線脹系數(shù)和凝固時(shí)的體積收縮率比鋼大，在焊接鋁合金時(shí)，通常因?yàn)槭湛s內(nèi)應(yīng)力過大而在脆性溫度區(qū)間內(nèi)產(chǎn)生熱裂紋，這是焊接鋁合金時(shí)常見的嚴(yán)重問題[3]。采用鎢極惰性氣體保護(hù)焊(Tungsten Inert Gas Welding，TIG焊)，焊接熱輸入較為集中，焊后易形成較大的殘余應(yīng)力，焊縫、熔合線及熱影響區(qū)易產(chǎn)生裂紋，大幅影響結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。為降低船用5083鋁合金焊后殘余應(yīng)力，降低焊接過程中的熱裂傾向，在常規(guī)焊接的基礎(chǔ)上增設(shè)滾壓工藝，即在焊槍后方一定距離設(shè)置滾輪，滾輪以一定的速度及壓下量(壓入焊板深度)對(duì)處于熔融狀態(tài)的焊縫進(jìn)行滾壓。

采用有限元分析軟件MSC.Marc建立隨焊滾壓模型，對(duì)隨焊滾壓工藝進(jìn)行模擬，與常規(guī)TIG焊工藝的焊后殘余應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比，探究輪槍距及壓下量對(duì)隨焊滾壓工藝下的焊后殘余應(yīng)力影響。

1 材料性能

假定材料各向同性且均勻，船用5083鋁合金材料性能參數(shù)[4]如表1所示。在MSC.Marc中可通過材料特性定義模塊(MATERIAL PROPERTIES)進(jìn)行性能參數(shù)定義。

表1 船用5083鋁合金材料性能參數(shù)

2 常規(guī)焊接模型

2.1 網(wǎng)格劃分

使用MSC.Marc對(duì)船用5083鋁合金薄板TIG焊的應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行模擬，模型中的薄板長(zhǎng)(焊縫方向)為180 mm、寬為50 mm、厚為4 mm。將薄板用六面體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分：焊縫附近區(qū)域的單元尺寸相對(duì)較小，網(wǎng)格劃分相對(duì)較密，網(wǎng)格尺寸為1 mm×1 mm×3 mm；遠(yuǎn)離焊縫附近區(qū)域的單元尺寸相對(duì)較大，網(wǎng)格劃分相對(duì)較疏，網(wǎng)格尺寸為3 mm×2 mm×3 mm。整個(gè)有限元模型共12 669個(gè)節(jié)點(diǎn)、8 880個(gè)單元。TIG焊模型網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1 TIG焊模型網(wǎng)格劃分示例

2.2 焊接熱源模型

有限元計(jì)算的TIG焊熱源采用Goldak雙橢球體熱源，該熱源模型如圖2所示，前后兩部分采用不同的熱源分布表達(dá)式。前半部分橢球內(nèi)熱源分布的表達(dá)式為

(1)

后半部分橢球內(nèi)熱源分布的表達(dá)式為

(2)

式(1)和式(2)中：Q為熱源有效功率；a1為熱源前半長(zhǎng)；a2為熱源后半長(zhǎng)；b為熱源半寬；c為熱源深度；f1和f2分別為熱源集中系數(shù)，

f1+f2=2。

圖2 雙橢球體熱源模型示例

模擬選擇的參數(shù)為：熱源總功率Qv=1 700 W，焊接效率η=0.6，則熱源有效功率Q=Qv×η=1 020 W；a1=2 mm；a2=4 mm；b=3 mm；c=4 mm。

焊接速度為3 mm/s，焊縫長(zhǎng)度為180 mm，因此焊接時(shí)間為60 s。為提高焊接模擬結(jié)果的計(jì)算精度，在進(jìn)行有限元計(jì)算時(shí)將60 s的焊接時(shí)間劃分為240個(gè)固定時(shí)間載荷步，則每個(gè)載荷步的作用時(shí)間為0.25 s。

2.3 邊界條件

船用5083鋁合金薄板TIG焊過程中的邊界條件主要為約束條件和散熱條件。

(1)約束條件

在MSC.Marc中可通過邊界條件模塊BOUNDRY CONDITIONS對(duì)各類約束進(jìn)行設(shè)置：焊縫起點(diǎn)下端位置的位移約束，x方向、y方向和z方向；焊縫終點(diǎn)下端位置的位移約束，x方向和y方向；拼板下表面邊緣位置的位移約束，y方向。上述設(shè)置用于表達(dá)拼板點(diǎn)焊后自由放置在平面上的約束：先對(duì)2塊船用5083鋁合金薄板拼接處的起點(diǎn)與終點(diǎn)進(jìn)行點(diǎn)焊，再自由放置在平臺(tái)上進(jìn)行對(duì)接焊。焊接模型約束條件如圖3所示。

圖3 焊接模型約束條件

(2)散熱條件

焊接構(gòu)件表面在焊接過程中與周圍環(huán)境存在溫差，產(chǎn)生熱量交換。為模擬能量交換，在MSC.Marc中采用對(duì)流邊界模塊FACE FILM進(jìn)行計(jì)算。取總換熱系數(shù)為40 W/(m2·K)，環(huán)境溫度設(shè)定為20 ℃，焊后在空氣中的冷卻時(shí)間定義為5 000 s，焊接過程及焊后冷卻過程中的散熱面定義為2塊焊接薄板的全部外表面。

3 隨焊滾壓模型

3.1 隨焊滾壓模型

隨焊滾壓是指將滾壓裝置置于焊槍后特定位置，滾壓處于脆性溫度區(qū)間熔融狀態(tài)的焊縫金屬，利用滾壓作用產(chǎn)生的橫向擠壓在焊接過程中釋放內(nèi)應(yīng)力，減小焊接熱應(yīng)力，降低焊接熱裂傾向。

在建立船用5083鋁合金TIG焊隨焊滾壓模型時(shí)，不僅包括常規(guī)TIG焊模型中的邊界問題，而且涉及接觸邊界條件。通過MSC.Marc中的接觸控制模塊CONTACT可進(jìn)行接觸模擬，建立隨焊滾壓模型，如圖4所示。

圖4 隨焊滾壓模型

在進(jìn)行接觸計(jì)算時(shí)需要進(jìn)行如下定義：變形體，設(shè)為進(jìn)行對(duì)接焊的2塊船用5083鋁合金薄板；剛體，設(shè)為圓柱形滾輪，滾輪半徑為10 mm，寬度為20 mm，滾輪旋轉(zhuǎn)中心沿焊縫方向前進(jìn)，移動(dòng)速度為3 mm/s，未進(jìn)行焊接時(shí)的滾輪與薄板上表面剛好接觸。在2塊船用5083鋁合金薄板下方，設(shè)置1個(gè)尺寸為120 mm×200 mm的剛性接觸板，用于模擬隨焊滾壓下方的固定支承。在模擬過程中，計(jì)算輪槍距(滾輪中心與熱源中心間距)為40 mm和50 mm及壓入焊板深度(壓下量)為板厚3%和5%的焊后殘余應(yīng)力。

3.2 接觸條件

隨焊滾壓模型采用與常規(guī)TIG焊模型完全相同的熱源模型、約束條件與散熱條件，因此僅對(duì)接觸條件進(jìn)行分析。

在接觸條件的設(shè)定中，將2塊船用5083鋁合金薄板定義為變形體，摩擦因數(shù)取0.06；將滾輪圓柱面定義為剛體。在隨焊滾壓的過程中，圓柱滾輪旋轉(zhuǎn)中心沿焊縫方向前進(jìn)，移動(dòng)速度與焊槍速度保持一致，為3 mm/s，滾輪轉(zhuǎn)速設(shè)為0.3 rad/s。將鋁板與滾輪的接觸關(guān)系設(shè)為TOUCHING。

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 焊后殘余應(yīng)力

為分析船用5083鋁合金薄板TIG焊工藝的焊后殘余應(yīng)力，在焊接上表面長(zhǎng)邊中點(diǎn)選擇2個(gè)參考節(jié)點(diǎn)：節(jié)點(diǎn)A(模型節(jié)點(diǎn)編號(hào)286)和節(jié)點(diǎn)B(模型節(jié)點(diǎn)編號(hào)15587)。以節(jié)點(diǎn)路徑A→B為參考路徑，對(duì)縱向焊后殘余應(yīng)力數(shù)值結(jié)果進(jìn)行提取。常規(guī)焊接縱向焊后殘余應(yīng)力分布如圖5所示。由圖5可知：焊縫中心線附近10 mm內(nèi)的縱向焊后殘余應(yīng)力明顯高于其他區(qū)域。參考路徑TIG焊最大縱向焊后殘余應(yīng)力為201.100 MPa。

圖5 常規(guī)焊接縱向焊后殘余應(yīng)力分布

4.2 滾壓處理的焊后殘余應(yīng)力

(1)輪槍距對(duì)焊后殘余應(yīng)力的影響

在壓下量均為5%的前提下，對(duì)輪槍距40 mm工況和50 mm工況進(jìn)行焊后殘余應(yīng)力計(jì)算分析。隨焊滾壓縱向焊后殘余應(yīng)力分布(壓下量5%)如圖6所示。由圖6可知：輪槍距50 mm的焊縫附近區(qū)域縱向拉應(yīng)力明顯低于輪槍距40 mm的情況，且縱向焊后殘余應(yīng)力分布更趨于均勻。最大縱向焊后殘余應(yīng)力在輪槍距50 mm時(shí)為56.752 MPa，在輪槍距40 mm時(shí)為124.986 MPa；輪槍距由40 mm增至50 mm，最大縱向焊后殘余應(yīng)力下降54.6%。與常規(guī)TIG焊相比，隨焊滾壓工藝可明顯降低焊縫橫截面上的縱向焊后殘余應(yīng)力。

圖6 隨焊滾壓縱向焊后殘余應(yīng)力分布(壓下量5%)

(2)壓下量對(duì)焊后殘余應(yīng)力的影響

在輪槍距為40 mm的前提下，對(duì)壓下量3%工況和5%工況進(jìn)行焊后殘余應(yīng)力計(jì)算分析。隨焊滾壓縱向焊后殘余應(yīng)力分布(輪槍距40 mm)如圖7所示。最大縱向焊后殘余應(yīng)力在壓下量3%時(shí)為107.646 MPa，在壓下量5%時(shí)為124.986 MPa，下降13.9%。焊縫中心處縱向焊后殘余應(yīng)力在壓下量3%時(shí)為52.640 MPa，在壓下量5%時(shí)為80.660 MPa，下降34.7%。

圖7 隨焊滾壓縱向焊后殘余應(yīng)力分布(輪槍距40 mm)

5 結(jié) 論

采用有限元分析軟件MSC.Marc對(duì)船用5083鋁合金薄板常規(guī)TIG焊和隨焊滾壓工藝進(jìn)行數(shù)值模擬。計(jì)算結(jié)果表明：

(1)與常規(guī)TIG焊相比，隨焊滾壓可較大降低薄板內(nèi)的焊后殘余應(yīng)力。

(2)與輪槍距40 mm相比，輪槍距50 mm的縱向焊后殘余應(yīng)力分布更加均勻，說明在一定范圍內(nèi)縱向焊后殘余應(yīng)力隨輪槍距的增大而降低。

(3)與壓下量5%相比，壓下量3%的縱向焊后殘余應(yīng)力峰值較小，說明在一定范圍內(nèi)較大的壓下量不利于焊后殘余應(yīng)力消除。

(4)輪槍距50 mm、壓下量5%的最大縱向焊后殘余應(yīng)力最??；與常規(guī)TIG焊相比，下降71.8%。