陳鳳林,侯春明

(1.中國船舶科學(xué)研究中心,無錫 214082;2.深海技術(shù)科學(xué)太湖實驗室,無錫 214082)

0 引 言

鈦合金具有比強度高、耐蝕性好、無磁性、成型與焊接性好等特點,是一種優(yōu)秀的海洋結(jié)構(gòu)材料[1-2]。鈦合金T型接頭被廣泛應(yīng)用于海洋工程裝備以及深海載人潛水器的承壓結(jié)構(gòu)上,其焊接過程溫度場、熱應(yīng)力場以及焊后變形相對于常規(guī)平板對接焊更加復(fù)雜,焊接質(zhì)量的好壞直接影響著結(jié)構(gòu)件的安全性和可靠性。相比于實物焊接試驗,有限元數(shù)值模擬具有經(jīng)濟性、快速性、易操作性等多重特點,尤其適用于焊接工藝的優(yōu)化研究[3-6]。近年來,國內(nèi)外學(xué)者針對鈦合金T型接頭的焊接應(yīng)力和變形調(diào)控開展了大量數(shù)值模擬研究。袁雙喜等[7]建立了鈦合金T型接頭電子束焊接溫度場和應(yīng)力場的數(shù)值計算模型,采用高斯面熱源和橢球體熱源疊加的熱源模型,分析了三向殘余應(yīng)力在不同方向上的分布曲線,并通過X射線衍射法進行驗證,結(jié)果顯示模型準(zhǔn)確。然而,目前鈦合金T型接頭的焊接數(shù)值模擬多集中在焊接熱源、焊接工藝對焊接過程影響的研究上,焊接順序?qū)C4鈦合金T型接頭焊接殘余應(yīng)力及變形行為影響的相關(guān)研究報道卻很少。

為此,作者基于熱-彈塑性理論,充分考慮鈦合金材料熱物理性能隨溫度的非線性變化,基于有限元軟件SYSWELD建立TC4鈦合金T型接頭的焊接有限元模型,研究了不同焊接順序?qū)附訙囟葓?、?yīng)力場以及變形行為的影響規(guī)律,為實際焊接工藝的優(yōu)化以及焊接質(zhì)量的控制提供理論指導(dǎo)。

1 有限元模型的建立

1.1 T型接頭模型的建立

T型接頭形狀如圖1(a)所示,翼板的尺寸為200 mm×200 mm×6 mm,腹板尺寸為200 mm×50 mm×4.5 mm。選用K型焊接坡口,尺寸見圖1(b),腹板兩側(cè)各1道焊縫。采用3種焊接順序,方案1為兩側(cè)同時同向焊接的雙面雙弧焊,方案2為焊完一側(cè)再焊另一側(cè)、兩側(cè)焊接方向相同的單側(cè)順序同向焊,方案3則為焊完一側(cè)再焊另一側(cè)、兩側(cè)焊接方向相反的單側(cè)順序反向焊(方案2和方案3均在第一道焊接結(jié)束后層間冷卻300 s,再進行第二道焊接)。焊接方法為手工鎢極惰性氣體保護焊(TIG焊),焊接電流為140 A,焊接電壓為11 V,焊接平均速度為4 mm·s-1。

圖1 T型接頭的幾何形狀和坡口尺寸Fig.1 Geometric shape (a) and groove dimension (b) of T-joint

根據(jù)上述T型接頭分析模型尺寸,采用Hypermesh軟件建立其網(wǎng)格模型,如圖2所示。網(wǎng)格劃分采用六面體網(wǎng)格單元和非均勻過渡劃分策略,其中:焊縫和熱影響區(qū)的網(wǎng)格進行加密處理,以保證溫度場及應(yīng)力場數(shù)值模擬的計算精度;遠離焊縫的區(qū)域網(wǎng)格逐漸向稀疏過渡,以降低整個模型網(wǎng)格的數(shù)量,提高仿真效率,過渡網(wǎng)格劃分控制比例為1…2。焊縫區(qū)域單元在x和y方向的尺寸小于2 mm,整個模型包含26 400個單元,31 205個節(jié)點。

1.2 材料熱物性參數(shù)及邊界條件

母材為TC4鈦合金,其熱物理和力學(xué)性能如表1所示,其中20～1 200 ℃的數(shù)據(jù)為實測值,1 200 ℃以上的數(shù)據(jù)為外推值,密度取4 430 kg·m-3。在進行溫度場分析時,對流換熱條件為空氣換熱,環(huán)境溫度設(shè)定為20 ℃。

表1 不同溫度下TC4鈦合金的物理和力學(xué)性能

應(yīng)力場邊界條件如圖3所示,在進行結(jié)構(gòu)分析時,限制翼板底面A點x、y、z方向自由度,限制B點x、y方向自由度,限制C點y方向自由度,以防止模型有限元計算時發(fā)生剛性移動。

圖3 應(yīng)力場邊界條件Fig.3 Boundary condition of stress field

1.3 熱源驗證

熱源模型是作用于工件上的熱輸入分布的數(shù)學(xué)表達,熱源模型的準(zhǔn)確性直接決定有限元計算結(jié)果的準(zhǔn)確性[8]。為了使模擬結(jié)果最大程度地與實際相符合,采用最能接近TIG焊接熔池精度的雙橢球熱源模型。雙橢球熱源模型含有前后兩個形狀并不完全相同的橢球體,前、后半部分橢球熱源表達式分別為

(1)

(2)

式中:Q為熱輸入;af,ar,b,c為雙橢球熱源形狀參數(shù);ff,fr分別為前、后半橢球體熱輸入分配系數(shù),滿足ff+fr=2。

一般雙橢球熱源模型默認(rèn)電弧軸線與工件表面垂直,而實際焊接過程中電弧軸線相對于工件垂直面往往存在一定偏轉(zhuǎn)角,因此,需充分考慮模型偏轉(zhuǎn)角進行熱源校核,保證熔化區(qū)域形成全熔透型焊接橫截面。校核后的熱源模型參數(shù)見表2,據(jù)此可得接頭的最高溫度云圖,如圖4所示,灰色區(qū)域為溫度高于1 640 ℃的接頭熔化區(qū)域?？梢钥闯?3種焊接順序所得接頭的翼板和腹板均形成了有效熔深。

表2 雙橢球熱源參數(shù)

圖4 不同焊接順序所得T型接頭熔池形狀Fig.4 Shape of molten pool of T-joints obtained by different welding sequences: (a) case 1; (b) case 2 and (c) case 3

選擇方案2(單側(cè)順序同向焊接)進行TIG焊接,利用K型熱電偶測定實際焊接溫度,熱電偶測溫點在翼板中部距腹板表面5 mm處;使用建立的有限元模型和校核后的熱源參數(shù),模擬焊接過程中的節(jié)點(位置與熱電偶測溫點相同)溫度變化。由圖5可知,試驗所得焊接熱循環(huán)曲線與模擬所得曲線基本吻合,兩者峰值溫度的相對誤差小于5%,這說明建立的熱源模型能夠準(zhǔn)確模擬T型接頭TIG焊接溫度場,這為后續(xù)應(yīng)力場模擬的準(zhǔn)確性提供了保障。

圖5 T型接頭熱循環(huán)曲線模擬與試驗結(jié)果Fig.5 Simulation and test thermal cycle curves of T-joint

2 殘余應(yīng)力與變形分布的模擬結(jié)果

2.1 焊接順序?qū)囟葓龅挠绊?/h3>

當(dāng)時間為25 s時不同焊接順序所得T型接頭的溫度分布如圖6所示,圖中灰色區(qū)域為溫度高于1 640 ℃的區(qū)域?？梢?采用方案1(兩側(cè)同時同向焊接)所得接頭焊縫區(qū)的最高溫度為3 187 ℃,高于方案2和方案3。這是因為采用方案1的熔池區(qū)域同時受到2個熱源影響。

圖6 模擬得到25 s時不同焊接順序所得T型接頭的溫度分布Fig.6 Temperature distribution of T-joints obtained by different welding sequences at 25 s by simulation:(a) case 1; (b) case 2 and (c) case 3

在T型接頭z向中心xy截面處,由焊縫表面中心向母材,每隔4個網(wǎng)格取1個點,共取3個點,如圖7所示,對這3個節(jié)點的模擬熱循環(huán)曲線進行分析。由圖8可以看出:方案1經(jīng)歷單次熱循環(huán),只存在1個溫度峰值,方案2和方案3歷經(jīng)2次熱循環(huán),具有類似的熱循環(huán)曲線,有2個溫度峰值;在3種方案下,P1點位于熔化區(qū),最高溫度超過材料熔點,而P2點和P3點分別位于熱影響區(qū)和母材區(qū),最高溫度均小于材料熔點,這與實際焊接相符。

圖7 熱循環(huán)曲線分析節(jié)點選取示意Fig.7 Schematic for selecting nodes for thermal cycle curve analysis

圖8 模擬得到不同焊接順序所得T型接頭不同節(jié)點(見圖7)的熱循環(huán)曲線Fig.8 Thermal cycle curves of different nodes of T-joints obtained in different welding sequences (shown in Fig.7) by simulation:(a) case 1; (b) case 2 and (c) case 3

2.2 焊接順序?qū)堄鄳?yīng)力場的影響

由圖9可見:3種焊接順序所得T型接頭的縱向殘余應(yīng)力在靠近焊縫位置均表現(xiàn)為拉應(yīng)力,在遠離焊縫位置均表現(xiàn)為壓應(yīng)力;方案1接頭位置殘余應(yīng)力水平相當(dāng),方案2和方案3接頭位置殘余應(yīng)力變化梯度大。提取翼板上表面中部沿x方向的縱向殘余應(yīng)力以及焊趾上表面沿z方向的縱向殘余應(yīng)力進行對比分析。由圖10(a)可見:3種焊接順序下的高拉應(yīng)力區(qū)寬度均為20 mm左右,拉應(yīng)力峰值均出現(xiàn)在焊縫中心,不同的是,方案1翼板上表面中部沿x方向的應(yīng)力值在焊縫中心區(qū)域變化平緩,變化幅值為500～600 MPa,而方案2和方案3翼板上表面中部沿x方向的應(yīng)力變化劇烈,呈陡峰狀,變化幅值為500～1 000 MPa,超過了材料的屈服強度。由圖10(b)可見:3種焊接順序下焊趾上表面沿z方向的應(yīng)力分布相似,但方案1的應(yīng)力最大值為440 MPa,高于方案2和方案3(應(yīng)力最大值均為400 MPa)。

圖10 不同焊接順序下翼板上表面中部沿x方向以及焊趾上表面沿z方向的應(yīng)力分布曲線Fig.10 Stress distribution curves at middle of upper surface of wing plate along x direction (a) and of upper surface of welding toe along z direction (b) under different welding sequences

2.3 焊接順序?qū)ψ冃畏植嫉挠绊?/h3>

由圖11可見,3種焊接順序所得T型接頭均呈現(xiàn)向焊縫位置內(nèi)凹收縮的變形趨勢。對比T型接頭同一位置,方案1向著焊縫內(nèi)凹收縮的趨勢最小,方案2向著焊縫內(nèi)凹收縮的趨勢最大,方案1、方案2和方案3的變形量(位移)最大值分別為1.76,4.24,3.98 mm。由表3可知,從焊縫起弧端到收弧端,方案1、方案2和方案3的夾角差分別為0.39°,1.11°,1.88°,方案1焊后翼板垂直度最優(yōu)。

表3 模擬得到不同焊接順序所得T型接頭不同位置翼板與腹板的夾角

圖11 模擬得到不同焊接順序所得T型接頭的變形量分布Fig.11 Deformation amount distribution of T-joints obtained in different welding sequences by simulation:(a) case 1; (b) case 2 and (c) case 3

由圖12可知,方案1的y向變形基本沿翼板對稱分布,兩側(cè)變形量相當(dāng),最大變形量也遠小于其他方案,整體變形分布更均勻。對比方案2和方案3可以發(fā)現(xiàn),順序焊的焊接方向影響變形分布,方案2翼板右側(cè)變形量明顯大于方案3。

圖12 不同焊接順序下翼板上表面中部沿x方向的y方向變形量分布Fig.12 Deformation amount distribution along y direction at middle of upper surface of wing plate along x direction under different welding sequences

3 結(jié) 論

(1) 建立了TC4鈦合金T型接頭焊接有限元模型,模擬得到的焊接熱循環(huán)曲線與試驗曲線基本吻合,峰值溫度相對誤差小于5%,證明了有限元模型的準(zhǔn)確性。

(2) 雙側(cè)同時同向(方案1)、單側(cè)順序同向(方案2)和單側(cè)順序反向(方案3)這3種焊接順序所得TC4鈦合金T型接頭的縱向殘余應(yīng)力在靠近焊縫位置均表現(xiàn)為拉應(yīng)力,在遠離焊縫位置均表現(xiàn)為壓應(yīng)力,方案1接頭位置殘余應(yīng)力變化梯度小,方案2和方案3接頭位置殘余應(yīng)力變化梯度大。

(3) 3種焊接順序所得TC4鈦合金T型接頭均呈現(xiàn)向焊縫位置內(nèi)凹收縮的變形趨勢;同一位置方案1內(nèi)凹收縮趨勢最小,焊后翼板垂直度最優(yōu),y向變形基本沿翼板對稱分布。對于需要嚴(yán)格控制構(gòu)件焊接整體變形的場合推薦采用雙側(cè)同時同向焊接順序。