隨焊氬氣激冷控制鋁/鋼薄板焊接應(yīng)力與變形數(shù)值模擬

樊 丁, 韓苗苗, 趙金龍, 于曉全, 高溟江

(蘭州理工大學(xué) 省部共建有色金屬先進(jìn)加工與再利用國家重點實驗室, 甘肅 蘭州 730050)

為了滿足汽車行業(yè)輕量化、高強度以及節(jié)能減排的發(fā)展需求，復(fù)合結(jié)構(gòu)件的應(yīng)用越來越廣泛[1-2].鋁/鋼異種金屬復(fù)合結(jié)構(gòu)因兼?zhèn)滟|(zhì)量輕、強度高、抗腐蝕性能好等優(yōu)勢，受到研究者的廣泛關(guān)注[3-4].但由于鋁合金與鋼的線膨脹系數(shù)、強度等力學(xué)性能具有較大差異，導(dǎo)致焊件存在較大殘余應(yīng)力和變形[5].隨焊激冷技術(shù)通過在焊接過程中進(jìn)行局部冷卻，調(diào)整焊接溫度場，控制焊縫和近縫區(qū)塑性應(yīng)變的發(fā)展，減小塑性變形的大小和范圍，從而達(dá)到控制焊接殘余應(yīng)力與變形的目的.相比焊前焊后控制，可以縮短生產(chǎn)周期，提高生產(chǎn)效率，降低勞動成本.

關(guān)橋等[6]首次提出動態(tài)低應(yīng)力無變形的焊接方法(DC-LSND),在焊接熱源后方跟隨激冷裝置，對熔池后方尚處于高溫的區(qū)域進(jìn)行快速冷卻，產(chǎn)生一個動態(tài)熱拉伸效果，可有效防止鋁合金、鈦合金、低碳鋼以及不銹鋼的焊接變形；李菊[7]采用ANSYS數(shù)值分析軟件，對TC4鈦合金薄板隨焊激冷焊接進(jìn)行模擬，研究分析了熱源與冷源之間的距離以及冷源冷卻強度對隨焊激冷技術(shù)控制焊接變形效果的影響.Van等[8]采用液態(tài)CO2對不銹鋼薄板進(jìn)行隨焊激冷，并利用MSC.Marc軟件進(jìn)行了相關(guān)模擬.上述研究均是針對同種材料，對于隨焊激冷控制鋁/鋼異種金屬薄板焊接殘余應(yīng)力與變形的研究鮮有報道.

本文針對鋁/鋼異種金屬薄板，利用ANSYS有限元分析軟件，運用熱彈塑性有限元方法，數(shù)值計算了常規(guī)焊接與隨焊激冷焊接的溫度場與應(yīng)力應(yīng)變場，同時結(jié)合相關(guān)焊接試驗，通過數(shù)值模擬分析進(jìn)行了再分析.

1 有限元模擬方法

1.1 物理模型及工藝參數(shù)

圖1為鋁/鋼異種金屬隨焊激冷熔釬焊示意圖，試驗系統(tǒng)主要由TIG焊機、自制液氮冷卻裝置和焊接自動行走小車三部分組成.由液氮冷卻裝置冷卻后的氬氣噴射于試板表面，對焊縫未造成不良影響的前提下進(jìn)行隨焊激冷，圖中d表示熱源與冷源之間的距離.

試驗材料為5A06鋁合金和ST04Z鍍鋅鋼，試板尺寸分別為150mm×50mm×2mm和150 mm×50 mm×1 mm.經(jīng)試驗最佳工藝參數(shù)為：TIG電弧電壓為15 V，電流為32 A，焊接速度為180 mm/min，冷卻氬氣流量為10 L/min，熱源與冷源之間距離d為15 mm.整個焊接過程屬于鋁/鋼熔釬焊，為了獲得良好的焊接接頭，焊接時TIG電弧偏向鋁合金試板1.5 mm，冷源噴管同時偏向鋁合金試板1.5 mm.

1.2 有限元模型的建立

為了精確地計算試板的焊接殘余應(yīng)力與變形，建立了一個與實際焊接尺寸完全相同的三維有限元計算模型.為兼顧計算精度與效率，將焊縫及其附近高溫區(qū)域有限元網(wǎng)格劃分成較為稠密，遠(yuǎn)離焊接區(qū)域劃分成較為稀疏，模型共9 300個單元，12 986個節(jié)點.在熱彈塑性有限元分析中，采用間接耦合的方法進(jìn)行計算，溫度場分析采用熱單元Solid70，應(yīng)力場分析采用結(jié)構(gòu)單元Solid45.在應(yīng)力場計算時，根據(jù)實際焊接過程對模型進(jìn)行拘束.同時為了避免在模擬過程中試板發(fā)生剛性移動或扭轉(zhuǎn)，并展現(xiàn)出試板的真實焊后變形，約束試板3個角點的6個自由度，如圖2所示.

1.3 TIG電弧熱源模型

試驗焊接方法為TIG焊，采用雙橢球熱源模型模擬TIG電弧加熱作用，如圖3所示.采用不同的表達(dá)式來表示前半部分和后半部分的熱流密度分布.

前半部分熱源熱流密度分布函數(shù)：

(1)

后半部分熱源熱流密度分布函數(shù)：

(2)

式中：Q=ηUI，η為熱源效率(0.7)；U為焊接電壓；I為焊接電流；af、ar、b和c為雙橢球形狀參數(shù)，分別為3、6、4、2 mm；f1、f2為前、后橢球熱量分布函數(shù)，f1+f2=2.

1.4 冷源模型

冷源冷卻作用通過在局部施加強對流換熱系數(shù)來實現(xiàn)，對流換熱系數(shù)[9]可近似處理為

(3)

式中：T為室溫(20 ℃);Tc為冷卻氬氣出口溫度(-20 ℃).由于試驗及模擬時，冷源大部分作用于鋁合金試板上，所以此處采用5A06鋁合金物性參數(shù)來近似計算對流換熱系數(shù).δ為試板的厚度(2 mm)，ρ為材料的密度(2 700 kg/m3)，Cp為比熱容(1 007 J·kg-1·K-1)，?T/?t為冷卻速率(32.5 ℃/s)，近似取冷源中心對流換熱系數(shù)為4 500 W/(m2·℃).

1.5 材料的性能參數(shù)

計算時考慮了材料的熱物理性能和力學(xué)性能隨溫度變化的特性，材料部分物性參數(shù)如圖4a和圖4b[10]所示，由于整個焊接過程屬于鋁/鋼熔釬焊，焊縫金屬和5A06鋁合金的熱物理性能差別很小，故視為與其熱物性參數(shù)相同.高溫物性參數(shù)由低溫數(shù)值外推獲得.

2 結(jié)果及分析

2.1 溫度場模擬與分析

圖5為焊接時間25 s時，常規(guī)焊接和隨焊激冷焊接試板表面溫度場分布情況，可見形成了準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)溫度場.由于鋁合金和鍍鋅鋼的熱物理性能存在較大差異，前者的熱導(dǎo)率約為后者的3倍，使得鋁合金側(cè)的熱擴散大于鍍鋅鋼側(cè)，存在較大面積的高溫區(qū).對比兩種焊接工藝，可以很明顯地看出，對于常規(guī)焊接，熔池區(qū)域大，溫度較高，屬于一個高度集中的瞬態(tài)熱輸入過程，其加熱與冷卻過程是極不均勻而且遠(yuǎn)離平衡狀態(tài)，容易產(chǎn)生較大殘余應(yīng)力與焊接變形.而隨焊激冷工藝在熱源后方噴射低溫氬氣，使得熔池后方仍處于高溫的金屬急劇冷卻，對熔池與冷源作用區(qū)域之間的金屬產(chǎn)生強烈的拉伸作用，很大程度上補償了已產(chǎn)生的壓縮塑性應(yīng)變，使得塑性應(yīng)變減小.

在鍍鋅鋼側(cè)距離焊縫中心位置為10 mm(記為A點)和15 mm(記為B點)處分別進(jìn)行熱循環(huán)曲線采集.常規(guī)焊接和隨焊激冷焊接實測與模擬的熱循環(huán)曲線對比如圖6所示.可看出在整個焊接過程中溫度場的模擬值與實測值吻合較好，為后續(xù)的應(yīng)力及變形分析打下了基礎(chǔ).

2.2 焊接應(yīng)力場模擬與分析

通過計算得到常規(guī)焊接和隨焊激冷焊接兩種工藝下的縱向殘余應(yīng)力與橫向殘余應(yīng)力分布，如圖7、圖8所示.對比可以看出，兩種焊接工藝下縱向殘余應(yīng)力和橫向殘余應(yīng)力分布趨勢基本一致.對于縱向殘余應(yīng)力，拘束釋放后，焊縫中心及其附近區(qū)域表現(xiàn)為拉應(yīng)力，為保持平衡，在鋼側(cè)表現(xiàn)為大范圍的壓應(yīng)力.但相較于常規(guī)焊接，隨焊激冷焊接整體縱向殘余應(yīng)力大大減小，縱向殘余應(yīng)力峰值由146 MPa下降為98 MPa，減少了32.8%，焊縫處呈現(xiàn)明顯的“雙峰”分布.對于橫向殘余應(yīng)力，由于橫向溫差較小，不足以使已產(chǎn)生的壓縮塑性變形大幅度降低，隨焊激冷工藝使橫向殘余應(yīng)力整體略微減少.

采用小孔法測得試板中截面(z=75 mm)縱向殘余應(yīng)力和橫向殘余應(yīng)力，試驗與模擬結(jié)果對比如圖9、圖10所示.可以看出，曲線趨勢大體相似，縱向殘余應(yīng)力與橫向殘余應(yīng)力的模擬值與試驗值均吻合較好.

2.3 焊接應(yīng)變場模擬與分析

邊界拘束釋放后得到焊后殘余變形模擬結(jié)果，如圖11所示.常規(guī)焊接與隨焊激冷焊接變形趨勢基本一致，為明顯的面外變形，長度方向下凹，寬度方向上凸，試板整體呈現(xiàn)馬鞍狀變形.但相較于常規(guī)焊接，隨焊激冷焊接變形量整體減小，變形量峰值由5.4 mm下降為2.8 mm，降低了48.1%.

3 結(jié)論

1) 建立了TIG電弧熱源與氬氣冷源模型，將數(shù)值模擬結(jié)果與實測結(jié)果進(jìn)行對比分析，結(jié)果顯示兩者吻合較好，驗證了模型的準(zhǔn)確性.

2) 相較于常規(guī)焊接，隨焊氬氣激冷技術(shù)顯著降低了鋁/鋼異種金屬薄板焊接縱向殘余應(yīng)力和變形，分別減少了32.8%和48.1%，表明該方法可有效控制鋁/鋼薄板焊接殘余應(yīng)力與變形.