車洪艷１,劉國輝１,王 岑２,張海燕２,曹 睿２,陳劍虹２

(１．安泰科技股份有限公司,北京 １０００８６;

２．蘭州理工大學(xué) 有色金屬先進加工與再利用省部共建國家重點實驗室,蘭州 ７３００５０)

    摘 要:利用 ABAQUS有限元軟件建立了鎂/鈦異種金屬冷金屬過渡焊接頭的有限元模型,對焊接過程中接頭的應(yīng)力場進行了有限元模擬,分析了不同的焊接參數(shù)和約束條件下應(yīng)力場的變化規(guī)律,并對模擬結(jié)果進行了試驗驗證.結(jié)果表明:隨著焊接過程的進行,焊縫處的橫向應(yīng)力和縱向應(yīng)力均由壓應(yīng)力向拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變;在焊接接頭完全冷卻后,鎂側(cè)的最大橫向殘余拉應(yīng)力值為８８MPa,鈦側(cè)的為１９２MPa;在焊接接頭完全冷卻后,焊縫兩側(cè)的縱向殘余拉應(yīng)力峰值基本相等,大約為２２０MPa,鈦側(cè)的縱向殘余壓應(yīng)力值較大,最大值為２６５MPa;采用耦合約束后,模擬得到的殘余應(yīng)力值與試驗測試結(jié)果更接近.

關(guān)鍵詞:鎂/鈦異種金屬;冷金屬過渡;焊接應(yīng)力場;有限元模擬

中圖分類號:TG４５７ 文獻標(biāo)志碼:A 文章編號:１０００Ｇ３７３８(２０１７)０５Ｇ０１０５Ｇ０６

FiniteElementSimulationonStressFieldofMg/TiDissimilarMetal

JointWeldedbyColdMetalTransferMethod

CHEHongyan１,LIUGuohui１,WANGCen２,ZHANGHaiyan２,CAORui２,CHENJianhong

２

(１．AdvancedTechnology& MaterialsCo．,Ltd．,Beijing１０００８６,China;２．StateKeyLaboratoryofAdvancedProcessing

andRecyclingofNonＧferrousMetal,LanzhouUniversityofTechnology,Lanzhou７３００５０,China)

Abstract:FiniteelementmodelofMg/TidissimilarmetaljointweldedbycoldmetaltransfermethodwasestablishedbyABAQUSfiniteelementsoftware,andstressfieldofjointsduringweldingprocesswassimulated．

Thevariationregularityofsimulatedstressfieldwithdifferentweldingparametersandconstraintswasstudiedandcomparedwithtestresultstofurtherconfirmtheaccuracyofthesimulationresults．Theresultsshowthatthetransverseandlongitudinalstressattheweldseamwerechangedfromcompressionstresstotensilestressduringtheweldingprocess．Aftertheweldingjointwascompletelycooled,themaximumtransverseresidualtensilestress

reached８８MPaatthemagnesiumsheetand１９２MPaatthetitaniumsheet．Aftertheweldingjointwascompletelycooled,thepeakvalueofthelongitudinalresidualtensilestressatbothsidesallreachedabout２２０ MPa．Theresiduallongitudinalcompressionstressattitanium side was morethanthatoftheotherside,which hadamaximumof２６５MPa．Theresidualstressresultsbyfiniteelementsimulationwithcoupledconstrainedboundary

conditionwereclosetothatofthetestresults．

Keywords:Mg/Tidissimilarmetal;coldmetaltransfer;weldingstressfield;finiteelementsimulation

０ 引 言

     王濤 等[４] 采 用 冷 金 屬 過 渡 (CMT)焊 接 技 術(shù) 對AZ３１B鎂合金和 TA２純鈦進行了搭接焊,發(fā)現(xiàn)存在接頭變形大、焊接參數(shù)窗口窄、接頭性能不穩(wěn)定等問題.上述研究都說明鎂/鈦異種金屬焊接時容易出現(xiàn)變形大、易開裂、焊接參數(shù)窗口窄等問題,而這些問題的出現(xiàn)和焊接過程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力有密切的關(guān)系.對于焊接殘余應(yīng)力的測試和模擬,國內(nèi)外學(xué)者們已經(jīng)做了大量的研究,目前殘余應(yīng)力的測試多采用 X 射線法與盲孔法,文獻[５]結(jié)合有限元模擬和盲孔法對 LY１２鋁合金薄板焊接殘余應(yīng)力進行了較好的預(yù)測,文獻[６]中也結(jié)合有限元模擬、盲孔法、X射線法等方法對焊接后接頭上的應(yīng)力分布進行了準(zhǔn)確的分析.為了弄清楚鎂/鈦異種金屬 CMT焊接過程中出現(xiàn)的焊接變形大、焊接參數(shù)窗口窄、接頭性能不穩(wěn)定等問題的原因,作者在試驗[４]以及溫度場模擬[７]的基礎(chǔ)上,對鎂/鈦異種金屬冷金屬過渡焊接頭的應(yīng)力場進行了模擬,并通過試驗對模擬結(jié)果進行了驗證.

１ 試驗方法

    試驗選用尺寸均為２００ mm×５０ mm×１ mm的退火態(tài) AZ３１B鎂合金和 TA２純鈦為待焊材料,選用直徑為１．２mm 的 AZ６１鎂合金焊絲,采用奧地利 Fronius公司生產(chǎn)的 TPSＧ３２００型系列數(shù)字化冷金屬過渡(CMT)焊機進行鈦板在上、鎂合金板在下的搭接焊,搭接寬度為１０ mm,如圖１所示.焊接過程中,焊 絲 偏 移 鎂 和 鈦 的 搭 接 邊 緣,偏 向 鈦 板

１mm,以保證鎂鈦焊接接頭具有較好的焊縫成形能力和力學(xué)性能[６].焊接過程中采用９９．９９％氬氣保護,流量為１５L??min－１,采用CMT 焊機自帶的經(jīng)過優(yōu)化的焊接參數(shù)專家數(shù)據(jù)庫—一元程序(送絲速度改變,焊接電壓和焊接電流隨之變化),送絲速度為１１．５m??min－１,焊接速度為１０ mm??s－１,焊接電流為１１０A,焊接電壓為１０．５V.焊接時間為２０s,焊接后冷卻至室溫并開始測試殘余應(yīng)力.采用熱電偶進行特征點熱循環(huán)曲線的測量;根據(jù) GB/T３１３１０－

２０１４,運用 DH３８１５型靜態(tài)電阻應(yīng)變儀測量與記錄鉆孔處的應(yīng)變,最后通過應(yīng)變量計算出小孔處的殘余應(yīng)力分布.

２ 有限元模型的建立

    通過 ABAQUS有限元軟件建立一個三維(３D)有限元模型并運用 Fortran語言編寫 DFLUX 子程序來實現(xiàn)熱源的加載過程.根據(jù) CMT 焊接鎂/鈦時的焊縫形貌,選用雙橢球體熱源模型[８].由于焊接是一個不均勻的加熱過程,且焊縫及其熱影響區(qū)的溫度梯度變化較大,因此模型中采取不均勻的網(wǎng)格劃分,在焊縫及近縫區(qū)采用較密的網(wǎng)格,而在遠離焊縫區(qū)采用相對稀疏的網(wǎng)格[８],如圖２所示.文獻[７]中溫度場求解時采用的網(wǎng)格類型是 DC３D８,單元個數(shù)為４８０００個,根據(jù)文獻[７]中模擬得到的溫度場采取順序耦合的方法進行應(yīng)力場求解.根據(jù)焊縫金屬的填充過程,采用單元生死技術(shù),即先將焊縫

金屬移除,當(dāng)焊接過程進行到每一單元時,再將每一單元逐一激活,并將材料參數(shù)恢復(fù)到之前設(shè)置的數(shù)值.在應(yīng)力場求解過程中選用熱Ｇ應(yīng)力順序耦合的方法,將第一次溫度場計算所得到的節(jié)點溫度作為預(yù)定義場來計算應(yīng)力場,即只考慮溫度對應(yīng)力的影響,不考慮應(yīng)力對溫度的影響,將溫度計算結(jié)果代入應(yīng)力計算中.在加載邊界條件時,提取模型中的幾個作用點進行約束.對這些特征點在三個方向(x,y,z 軸)的自由度分別進行約束,保證在模擬的整

    個過程中,不 出 現(xiàn) 剛 性 移 動.在 計 算 時 輸 入 不 同溫度下材 料 的 彈 性 模 量、泊 松 比、屈 服 強 度、線 膨脹系數(shù)等 參 數(shù),如 圖 ３ 和 圖 ４ 所 示.在 焊 接 過 程中鎂板會發(fā)生塑性變形,因此需要對 AZ３１B鎂合金在室溫 時 的 塑 性 參 數(shù) 進 行 設(shè) 置.另 外,應(yīng) 力 場分析時的網(wǎng) 格 與 溫 度 場 分 析 時 的 一 樣,所 以 在 應(yīng)力計算過程 中 只 改 變 網(wǎng) 格 的 屬 性,將 溫 度 場 中 的熱傳導(dǎo)(heattransfer)改為應(yīng)力(３DＧstress).初始溫度條件為２５ ℃.通 過 上 述 模 型 計 算 和 分 析 焊縫填充過程 中 的 應(yīng) 力 分 布,以 及 焊 后 的 殘 余 應(yīng) 力分布.對特 征 點 的 應(yīng) 力 變 化 過 程 進 行 分 析,比 較不同邊 界 條 件 情 況 下 的 殘 余 應(yīng) 力 分 布 和 變 形 情況,并將計算 所 得 到 的 結(jié) 果 與 試 驗 測 試 結(jié) 果 進 行對比分析.

３ 模擬結(jié)果與分析

３．１ 應(yīng)力分布云圖

    通過對焊板殘余應(yīng)力的模擬可以得到焊接接頭的 Mises等效應(yīng)力分布云圖.圖５(a),(b),(c)為焊接過程中的應(yīng)力分布云圖,圖５(d),(e)為焊接結(jié)束后冷卻過程的應(yīng)力分布云圖,圖５(f)為冷卻結(jié)束拆除焊接夾具后的殘余應(yīng)力分布云圖.由圖５(a)中可以看到,在焊接進行到４s時,熱源靠近焊板,熱源作用區(qū)域溫度升高,熔池中心的金屬熔化.在這個狀態(tài)下熱源作用區(qū)域的應(yīng)力值幾乎為零,在熱源的前端鈦板上應(yīng)力達到２１２MPa,這是因為在加熱過程中焊縫金屬發(fā)生受熱膨脹,對前端焊縫產(chǎn)生擠壓,同時焊縫金屬也受到周圍金屬對膨脹的抑制,從而產(chǎn)生該應(yīng)力,在這個階段中焊板的變形量很小.圖５(b)為焊接進行到８s時的應(yīng)力分布云圖,應(yīng)力分布與圖５(a)的基本相同,但焊板產(chǎn)生了微小的變形.圖５(c)為焊接進行到２０s時的應(yīng)力分布云圖,此時已經(jīng)凝固的焊縫金屬溫度開始降低,受到的拉應(yīng)力值增大,起焊位置處的應(yīng)力達到２９１MPa,同時,焊板也產(chǎn)生了比較明顯的變形.圖５(d)為焊接結(jié)束后冷卻３０s時的應(yīng)力分布圖,隨著焊縫溫度的降低,焊縫及其兩側(cè)的拉應(yīng)力值繼續(xù)增大,同時焊縫金屬出現(xiàn)與前面相同的應(yīng)力分布規(guī)律,最大應(yīng)力值達到３５３ MPa,同時焊板的變形量也隨之增加.圖５(e)為焊接結(jié)束后冷卻８０s時的應(yīng)力分布云圖,焊板基本完成冷卻,最大應(yīng)力值出現(xiàn)的區(qū)域進一步擴大,焊接影響范圍基本覆蓋了整個鈦板和鎂板;焊板的變形已基本結(jié)束,與焊完冷卻３０s時的相比其變形量基本相同.圖５(f)為焊接完成

并冷卻８７s拆除焊接夾具后的應(yīng)力分布云圖,夾具的拆除完全釋放了焊接過程中夾具對焊板變形的抑

３．２ 焊后殘余應(yīng)力的分布

    由于焊接過程中焊板受到較大的橫向收縮力與縱向收縮力,在焊后會產(chǎn)生較大的橫向殘余應(yīng)力與縱向殘余應(yīng)力,這對焊板的變形有著很大的影響,因此需要對焊板的橫向殘余應(yīng)力與縱向殘余應(yīng)力做進一步的分析.由圖６可見:取整個焊板的中心,即距離起焊位置１００mm 處作為應(yīng)力分析的位置,也是焊接進行到整個過程的一半時的位置,該位置的應(yīng)力分析具有一定的代表性.將此位置上垂直于焊縫方向的橫向殘余應(yīng)力值與縱向殘余應(yīng)力值進行對比,分析殘余應(yīng)力隨時間的變化,殘余應(yīng)力分析的路徑如圖６中節(jié)點所示.

    從圖７中可以看出,當(dāng)焊接進行到１０s時,熱源移動到焊 板 的 中 心 位 置,該 位 置 焊 縫 處 的 應(yīng) 力為壓應(yīng)力;隨著焊接過程的進行,焊縫處的橫向應(yīng)力由壓應(yīng)力 轉(zhuǎn) 變 為 拉 應(yīng) 力,這 是 因 為 金 屬 凝 固 過程中焊縫金 屬 出 現(xiàn) 強 烈 的 收 縮 現(xiàn) 象,對 該 部 分 金屬產(chǎn)生強烈 的 拉 伸 作 用,所 以 焊 縫 處 及 焊 縫 兩 側(cè)存在拉應(yīng)力,而遠離焊縫區(qū)域由于受到焊縫金屬的擠壓,產(chǎn)生的是壓應(yīng)力;焊接完成并冷卻８７s(完全冷卻)時去除夾具后該位置鈦側(cè)的最大橫向殘余拉應(yīng)力值為１９２MPa,而鎂側(cè)的則為８８MPa.由圖８可知:不同時刻該位置焊縫處的應(yīng)力也是隨著焊接過程的進行由壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力;焊接進行到１０s時熱源經(jīng)過此位置,熔池中心的應(yīng)力值接近０MPa,焊縫周圍為縱向壓應(yīng)力,鈦板側(cè)的壓應(yīng)力值比鎂板側(cè)的大,靠近鈦板側(cè)的壓應(yīng)力峰值為１１８MPa,靠近鎂板側(cè)的壓應(yīng)力峰值為４２ MPa;接進行到１６s時熱源向前移動,焊縫金屬開始凝固收縮,焊縫處出現(xiàn)１５０ MPa的拉應(yīng)力;焊接完成并冷卻８７s(完全冷卻)時去除夾具后該位置兩側(cè)焊縫處的縱向殘余應(yīng)力值基本相等,大約為２２０MPa,鈦側(cè)的殘余壓應(yīng)力值較大,其最大值為２６５MPa,與鎂板側(cè)相比,鈦側(cè)還存在較大的壓應(yīng)力區(qū)域.

    由于鎂合金具有較大的熱導(dǎo)率,鎂/鈦異種金屬焊接時鎂板側(cè)的收縮量與收縮區(qū)域都比較大.同時,鈦合金具有較大的彈性模量,因此鈦側(cè)的變形量比較小,但應(yīng)力值卻較大.

３．３ 邊界條件對殘余應(yīng)力的影響

橫向殘余應(yīng)力有所增大,這是因為增大約束區(qū)域后,限制橫向收縮的區(qū)域增大,導(dǎo)致這些區(qū)域的壓應(yīng)力值增大.圖９(b)中的縱向殘余應(yīng)力值也發(fā)生了變化,尤其是約束部位與焊板邊緣,采用耦合約束后鈦板邊緣的應(yīng)力值接近于０,由于鈦板沒有發(fā)生塑性變形,在焊接過程中約束區(qū)域的增大導(dǎo)致焊板的縱向收縮受到抑制,因此縱向殘余應(yīng)力減小;而鎂板邊緣的縱向殘余應(yīng)力值增大是因為鎂側(cè)發(fā)生了塑性變形,故產(chǎn)生了更大的殘余應(yīng)力.

    通過圖９可以看出,采用耦合約束后焊板的殘余應(yīng)力模擬值與試驗測試值更接近,整體變化趨勢更吻合.

４ 結(jié) 論

    (１)通過有限元模擬可知,在焊接結(jié)束后焊板發(fā)生了明顯的變形,焊板完全冷卻并拆除夾具后,鎂/鈦焊接接頭的最大殘余應(yīng)力出現(xiàn)在鈦板側(cè)熱影響區(qū),最大 Mises等效應(yīng)力值為３６３MPa.

    (２)隨著焊接過程的進行,焊縫處的橫向應(yīng)力由壓應(yīng)力向拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變,等待焊板完全冷卻后,鎂側(cè)的最 大 橫 向 殘 余 拉 應(yīng) 力 為 ８８ MPa,鈦 側(cè) 的 為１９２MPa;焊縫處的縱向應(yīng)力的變化規(guī)律與橫向應(yīng)力的相同,焊縫兩側(cè)的殘余拉應(yīng)力峰值基本相等,大約為２２０MPa,鈦側(cè)的殘余壓應(yīng)力值較大,其最大值為２６５MPa.

    (３)模型采用耦合約束后,焊板的殘余應(yīng)力值與試驗測試值更接近.