秦 闖，歐 鵬，張思遠(yuǎn)，李永正，阮 浩，荀金標(biāo)，沈 靜，張曙光

(1.江蘇科技大學(xué)，江蘇 鎮(zhèn)江 212100；2.中國(guó)船舶集團(tuán)有限公司第七〇五研究所昆明分部，云南 昆明 650118；3.鄭州煤礦機(jī)械集團(tuán)股份有限公司，河南 鄭州 450016；4.江蘇大洋海洋裝備有限公司，江蘇 南京 210000；5.南京市海洋裝備及防務(wù)工程研究中心，江蘇 南京 210000)

0 引言

鋁合金因具有強(qiáng)度高、抗腐蝕性能好、焊接性好、可塑性高、無磁性等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用在海工裝備及船舶建造、汽車制造等領(lǐng)域[1–4]，其應(yīng)用于船舶制造，可有效減輕艦船的質(zhì)量，從而提高船舶航行穩(wěn)定性和增大航速。焊接是船舶制造關(guān)鍵環(huán)節(jié)，焊接質(zhì)量的好壞直接影響著船舶航行能力。作為焊接質(zhì)量的重要影響因素之一，焊接結(jié)構(gòu)后期使用的安全可靠性由焊接殘余應(yīng)力和變形直接決定。因此，對(duì)于焊接接頭殘余應(yīng)力分布特征的研究具有重要現(xiàn)實(shí)意義。

近年來，很多學(xué)者對(duì)焊接接頭的殘余應(yīng)力數(shù)值模擬進(jìn)行了廣泛研究[5–7]。李良碧和逯世杰等[8–9]依據(jù)焊接熱力循環(huán)的特點(diǎn)，分析比較確定了可用于焊接殘余應(yīng)力數(shù)值預(yù)報(bào)的模擬方法。孫文婷等[10]應(yīng)用Ansys 軟件的生死單元技術(shù)將三維模型簡(jiǎn)化為二維模型，進(jìn)行焊接熱循環(huán)的數(shù)值模擬。在此基礎(chǔ)上，學(xué)者們對(duì)應(yīng)力測(cè)量試驗(yàn)方法進(jìn)行了深入研究。黃超群等[11]分析比較了壓痕法與盲孔法測(cè)量殘余應(yīng)力的區(qū)別，并對(duì)殘余應(yīng)力在鋁合金內(nèi)的產(chǎn)生原理進(jìn)行了總結(jié)。王來順等[12]在模擬橢圓熱源輸入的基礎(chǔ)下，對(duì)5083 鋁合金進(jìn)行相關(guān)殘余應(yīng)力與變形的研究。路浩等[13]對(duì)2219 鋁合金板殘余應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行研究，為超聲波法測(cè)量焊接殘余應(yīng)力系統(tǒng)的建立提供了參考。馬思群等[14]基于Sysweld 有限元軟件研究了焊接速度與殘余應(yīng)力之間的影響關(guān)系。綜上所述，學(xué)者們?yōu)榱藘?yōu)化焊接工藝，對(duì)不同情況下的焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行分析和總結(jié)[15]。因此，本文基于鋁合金焊接熱力過程的特點(diǎn)，建立三維瞬態(tài)數(shù)值模型，并在熱彈塑性理論的基礎(chǔ)上對(duì)5052 鋁合金接接頭焊接進(jìn)行殘余應(yīng)力分析。同時(shí)使用數(shù)值分析軟件模擬計(jì)算，并利用超聲無損檢測(cè)驗(yàn)證有限元模擬關(guān)于焊接接頭殘余應(yīng)力結(jié)果的準(zhǔn)確性。從數(shù)值模擬計(jì)算和超聲探傷檢測(cè)2 個(gè)角度研究高強(qiáng)鋁合金輔助脈沖+MIG 焊焊接接頭殘余應(yīng)力分布特征。最終為優(yōu)化焊接工藝參數(shù)、提高焊接接頭性能提供理論依據(jù)和技術(shù)支持。

1 有限元分析模型

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

本文所選母材為5052 鋁合金，其尺寸為150 mm×100 mm×16 mm，母材上開含鈍邊的X 型坡口，坡口角為80°，鈍邊高為2 mm，結(jié)構(gòu)尺寸如圖1(a)所示。將鋁合金裝配成對(duì)接形式，進(jìn)行雙面焊，焊接電弧電壓為27～30 V，電流為280～300 A，焊接速度為4～6 mm/s，所得焊接接頭表面光滑，有金屬光澤，表面無氣孔、裂紋焊縫等缺陷。

根據(jù)實(shí)際工件的尺寸采用四面體和六面體進(jìn)行網(wǎng)格劃分建立相關(guān)幾何模型。網(wǎng)格密度按照溫度及應(yīng)力變化梯度進(jìn)行由密到疏的劃分。這樣劃分單元既可以保證計(jì)算精度，又可以減少計(jì)算量，提高運(yùn)算速度。鋁合金焊接接頭模型如圖1(b)所示。

圖1 焊接模型Fig.1 welding model

1.2 材料屬性

由于焊接過程的溫度急劇變化，材料的密度、導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容等無法使用其常溫時(shí)的參數(shù)，但材料高溫物理性能依靠試驗(yàn)測(cè)量難度很大，文獻(xiàn)[16]中關(guān)于5052 鋁合金熱物理參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬，詳細(xì)熱物理參數(shù)見表1。可利用插值法和外推法使用數(shù)值分析軟件獲得更高溫度所用參數(shù)。

表1 5 052 鋁合金熱物理參數(shù)Tab.1 Thermophysical parameters of 5 052 aluminum alloy

1.3 焊接熱源的選取

基于熱彈塑性理論，以焊接熱輸入作為載荷，進(jìn)行瞬態(tài)熱分析，得到溫度場(chǎng)分析結(jié)果，采用高斯熱源，以熱流密度 qm為焊接熱輸入，其表達(dá)式如下：

式中：R為熱影響區(qū)半徑；r為熱源中心與熱影響區(qū)內(nèi)任意一受熱點(diǎn)的間距，qm為最大熱流密度（位于加熱斑點(diǎn)中心）；取U=0.7；U為焊接電壓，取U=29；另外取熱源半徑R=5，焊接電流I=292。

1.4 初始條件與邊界條件

在焊接時(shí)熱量流失主要是因?yàn)闊釋?duì)流和熱輻射，所以當(dāng)涉及到處理輻射和對(duì)流相關(guān)邊界問題時(shí)，會(huì)考慮使用綜合對(duì)流換熱來解決對(duì)流形式不同以及高度非線性輻射方程特點(diǎn)的情況。設(shè)定模型的對(duì)流系數(shù)為30 W/（m2·℃），初始溫度為25℃。

基于熱彈塑性理論采用間接耦合法計(jì)算焊接殘余應(yīng)力，在計(jì)算工件瞬態(tài)溫度場(chǎng)時(shí)以此為載荷。為了使計(jì)算簡(jiǎn)便，僅考慮溫度場(chǎng)對(duì)應(yīng)力的影響，而忽略熱場(chǎng)-應(yīng)力-組織之間的耦合關(guān)系。采用雙面單道焊，2 道焊縫焊接方向一致，在熱源移動(dòng)的情況下利用生死單元技術(shù)逐步激活下一個(gè)單元，保證焊接工況模擬的準(zhǔn)確性。每個(gè)單元長(zhǎng)度10 mm，每道焊縫共15 個(gè)單元，焊接速度為6 mm/s，因此設(shè)置時(shí)間步長(zhǎng)為每個(gè)單元的焊接時(shí)間1.66 s，每道焊縫完成后冷卻至室溫（22℃）大約需要4 000 s，因此整個(gè)焊接過程持續(xù)8 000 s 左右。

在應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算中邊界條件的定義對(duì)結(jié)果有很大的影響，本文對(duì)焊接件施加位移約束條件，在焊接開始端左側(cè)添加x，y，z方向約束，在焊縫右側(cè)兩頂點(diǎn)施加x方向約束并在左側(cè)頂點(diǎn)施加x，y方向約束，如圖2所示。

圖2 施加位移約束示意圖Fig.2 Schematic diagram of applying displacement constraint

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 鋁合金焊接接頭溫度場(chǎng)分析

為分析5052 鋁合金焊接接頭溫度場(chǎng)分布特點(diǎn)，開展該材料焊接過程的數(shù)值模擬，數(shù)值計(jì)算結(jié)果如圖3和圖4 所示。圖3 為冷卻時(shí)間分別為第20 s 和第389 s時(shí)焊接接頭溫度分布云圖，由圖3(b) 可知，5052 鋁合金焊接接頭溫度場(chǎng)沿焊縫中心線對(duì)稱，當(dāng)?shù)竭_(dá)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)過程后，焊接溫度場(chǎng)呈橢圓形分布基本保持不變。焊縫中心為高溫區(qū)，最高可達(dá)4 000℃以上，隨著遠(yuǎn)離焊縫中心，溫度降低，整體來看，鋁合金焊接接頭溫度沿著熱源中心向周圍擴(kuò)散形成明顯的溫度梯度。焊接時(shí)，由于加熱處靠后的實(shí)驗(yàn)材料先經(jīng)過電弧的加熱又經(jīng)歷了熱傳導(dǎo)，所以其等溫線分布較??；而靠前的材料只經(jīng)過熱傳導(dǎo)加熱，其等溫線表現(xiàn)較為密集。在冷卻過程中，焊縫中心仍保持最高溫度，焊縫兩側(cè)溫度逐漸減小且呈對(duì)稱分布。

圖3 溫度場(chǎng)分布云圖Fig.3 Temperature distribution contours

取5 052 鋁合金焊接三維模型中D 點(diǎn)（焊縫根部）位置進(jìn)行溫度變化分析，D 點(diǎn)位置如圖4(a) 所示，圖4(b)為D 點(diǎn)溫度變化曲線。由圖4(b)可得，在工件經(jīng)歷了2 次加熱到冷卻的正反焊縫的加載中產(chǎn)生了2 次升溫過程，第1 次和第2 次升溫D 點(diǎn)分別達(dá)到了焊接過程中的次高點(diǎn)與最高點(diǎn)，之后溫度不斷下降直到與室內(nèi)溫度相同。經(jīng)過觀測(cè)，其溫度上升速度在焊接過程中較快，當(dāng)熱源移動(dòng)至D 點(diǎn)時(shí)，其最高溫度為694.4℃接近實(shí)際熔點(diǎn)660℃。

圖4 D 點(diǎn)溫度變化曲線Fig.4 Temperature variation curve of point D

2.2 鋁合金焊接接頭應(yīng)力場(chǎng)分析

基于5052 鋁合金焊接接頭溫度場(chǎng)數(shù)值分析結(jié)果，開展5052 鋁合金焊接接頭的應(yīng)力場(chǎng)分析，5052 鋁合金焊接接頭等效Mises 應(yīng)力以及焊接縱橫向殘余應(yīng)力分布如圖5 所示。由圖5(a)可知，5052 鋁合金焊接接頭縱向焊縫在溫度下降時(shí)收縮，導(dǎo)致在焊接接頭處中心的焊接殘余應(yīng)力為最大拉應(yīng)力。焊接接頭縱向殘余應(yīng)力隨著距焊縫中心漸遠(yuǎn)，縱向殘余應(yīng)力數(shù)值逐漸減少并呈對(duì)稱分布為壓應(yīng)力。又因?yàn)楹缚p起始端約束較少，所以焊縫兩側(cè)的縱向殘余應(yīng)力較少。5052 鋁合金焊接接頭橫向殘余應(yīng)力沿著焊縫軸線中間以拉應(yīng)力為主，兩端則表現(xiàn)為壓應(yīng)力，這是由于在焊縫及其附近縱橫向塑性收縮變形導(dǎo)致的，如圖5(b)所示。由圖5(c)可知，等效Mises 應(yīng)力在焊縫中心線達(dá)到最大值，數(shù)值接近材料屈服強(qiáng)度，從焊縫中心向兩側(cè)遞減，熱影響區(qū)以外區(qū)域殘余應(yīng)力數(shù)值極小，可以忽略。考慮到等效力合成原則，所以Mises 應(yīng)力具有其局限性，不能準(zhǔn)確的描述工件的真正受力情況。

圖5 鋁合金焊接接頭殘余應(yīng)力分布云圖Fig.5 Cloud chart of residual stress distribution in aluminum alloy welded joint

3 超聲無損檢測(cè)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證5052 鋁合金焊接接頭殘余應(yīng)力模擬的準(zhǔn)確性，用超聲無損檢測(cè)5052 鋁合金焊接接頭殘余應(yīng)力。選取Line1，Line2，Line3，Line4 等4 條分別描述焊接接頭熔合區(qū)、中焊縫、熱影響區(qū)應(yīng)力分布的測(cè)試路徑，4 條檢測(cè)線位置如圖6 所示。圖7 為縱向殘余應(yīng)力在不同路徑上的數(shù)值模擬值與超聲無損檢測(cè)值。

圖6 殘余應(yīng)力檢測(cè)點(diǎn)分布圖Fig.6 Residual stress distribution of detection points

由圖7(a)可知，5052 鋁合金焊接接頭最大縱向殘余拉應(yīng)力位于焊縫中心線 (Line1) 處，其值最高可達(dá)134.46 MPa，為 5052 鋁合金材料室溫下屈服強(qiáng)度的60%。由于焊縫起始端約束較少，導(dǎo)致焊縫中心線兩端縱向殘余應(yīng)力接近0 MPa，在焊接過程中應(yīng)力能夠得到及時(shí)釋放。其中間位置的縱向殘余應(yīng)力急劇上升，在中間點(diǎn)達(dá)到最大值，其高應(yīng)力區(qū)域(應(yīng)力≥120 MPa)約占整個(gè)焊縫總長(zhǎng)度的40%。焊縫熔合區(qū)(Line2)的縱向殘余應(yīng)力分布特征與焊縫中心線一致，但殘余應(yīng)力值均減小，減小值約為35%。焊接熱影響區(qū)(Line3)為縱向殘余壓應(yīng)力且數(shù)值更小，位于焊縫終點(diǎn)位置為最大壓應(yīng)力達(dá)到29.35 MPa。

由圖7(b)可知，5052 鋁合金焊接接頭縱向殘余拉應(yīng)力位于焊縫線中心點(diǎn)時(shí)應(yīng)力值為120.12 MPa，而大部分位于焊縫中心（Line1）的應(yīng)力大小約為120 MPa，分布在兩側(cè)其值最大達(dá)到136.36 MPa，焊縫起始端的殘余應(yīng)力值最小，為82.23 MPa。焊縫熔合線（Line2）的殘余應(yīng)力分布規(guī)律與Line1 一致，其較焊縫中心處縱向殘余應(yīng)力減小了30%～40%，同時(shí)可以看出焊縫熔合區(qū)的最大與最小殘余應(yīng)力相差46.55 MPa。焊接熱影響區(qū)（Line3）實(shí)測(cè)殘余應(yīng)力均為壓應(yīng)力，測(cè)試值分布均勻，為20～30 MPa。

比較焊縫中心（Line 1）、焊縫熔合區(qū)（Line 2）和焊接熱影響區(qū)（Line 3）殘余應(yīng)力的模擬值和檢測(cè)值可以發(fā)現(xiàn)（見圖7(c)、圖7(d)和圖7(e)），模擬值和檢測(cè)值基本一致，模擬值曲線更為平滑。這主要是因?yàn)閿?shù)值模擬時(shí)外界環(huán)境因素對(duì)結(jié)果影響較小，應(yīng)力分布更有規(guī)律，同時(shí)數(shù)值模擬所選測(cè)試點(diǎn)數(shù)據(jù)充足。

圖7 縱向殘余應(yīng)力在不同路徑上數(shù)值模擬值與超聲無損檢測(cè)值Fig.7 Numerical simulation and ultrasonic nondestructive testing of longitudinal residual stress in different paths

圖7(f)為垂直于焊縫方向中心線(Line4)上縱向殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬和檢測(cè)結(jié)果對(duì)比。焊縫中心殘余應(yīng)力值達(dá)到最大且為拉應(yīng)力，數(shù)值模擬最大值為129.15 MPa，檢測(cè)結(jié)果最大值為120.17 MPa，兩者相差不超過10%。在焊縫熔合線與熱影響區(qū)位置處殘余應(yīng)力逐漸減小并轉(zhuǎn)為壓應(yīng)力。綜上可知，檢測(cè)結(jié)果驗(yàn)證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。

4 結(jié)語

1）利用數(shù)值分析軟件模擬5052 鋁合金焊接接頭溫度場(chǎng)可知，鋁合金焊接接頭溫度呈橢圓形沿?zé)嵩粗行南蛑車鷶U(kuò)散，形成明顯的溫度梯度。

2）通過焊接接頭應(yīng)力場(chǎng)模擬可知，在靠近焊縫中心線的區(qū)域以縱向殘余拉應(yīng)力為主，應(yīng)力峰值最高可達(dá)136.36MPa?？v向殘余應(yīng)力在焊縫中心熔合線及熱影響區(qū)域的兩側(cè)對(duì)稱分布，隨著距離焊縫線逐漸增大，拉應(yīng)力向壓應(yīng)力逐漸轉(zhuǎn)變。橫向殘余應(yīng)力在焊接接頭左右兩處為壓應(yīng)力，中間則為壓應(yīng)力。等效Mises 應(yīng)力在焊縫中心線位置達(dá)到最大值，向兩側(cè)逐漸遞減，熱影響區(qū)以外區(qū)域殘余應(yīng)力數(shù)值極小，可以忽略。

3）利用超聲法測(cè)試5 052 鋁合金焊接接頭殘余應(yīng)力，比較檢測(cè)數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)可知，超聲無損檢測(cè)焊接接頭殘余應(yīng)力在焊縫中心、熔合線和熱影響區(qū)分布與數(shù)值模擬結(jié)果吻合度較高。