軌道車輛鋁合金M IG焊搭接接頭應力及變形研究

丁潔瓊，火巧英，金文濤，宋樹崎，趙文勇，劉湘波，魏艷紅

（1.中車南京浦鎮車輛有限公司，江蘇 南京 210031；2.南京航空航天大學材料科學與技術學院，江蘇 南京210016）

0 前言

隨著中國經濟的飛速發展，為了緩解交通壓力，各大城市對軌道車輛的需求逐年增加。鋁合金因具有比重輕、塑性好、比強度高、易于加工成形等優點，在軌道車輛制造中得到越來越廣泛的應用[1]。軌道車輛的結構較復雜，在制造過程中需要進行大量的拼焊連接，鋁合金的焊接技術在軌道車輛制造過程中至關重要。目前應用廣泛成熟的是熔化極惰性氣體保護焊（MIG焊）[2]。鋁合金熱膨脹系數和結晶收縮率是鋼的2倍，在焊接過程中易產生焊接變形和內應力。采用傳統的試驗方法研究鋁合金接頭的焊接應力與變形，時間長、成本高。近年來隨著計算機科學的飛速發展和計算焊接力學理論的不斷完善，數值模擬技術越來越廣泛地應用于預測焊接應力與變形[3-5]。

目前基于有限元方法對鋁合金典型接頭的應力和變形研究主要集中在T型接頭，對搭接接頭的研究相對較少[6-8]。由于鋁合金搭接接頭廣泛應用于軌道車輛中，因此精確預測這種典型焊接接頭的應力與變形對于優化焊接工藝、減少或控制焊接變形有著重要意義[9]?；跓帷獜棥苄杂邢拊椒?，模擬6005A-T6薄板鋁合金MIG焊搭接接頭焊接過程，并與試驗結果相對比，以驗證建立有限元模型的準確性，同時分析實驗與模擬之間存在的誤差，并研究焊接溫度場、應力場和焊接變形的規律和分布特征。

1 試驗方法

1.1 試驗材料和設備

試驗用母材為軌道車輛常用6005A-T6鋁合金板材，上板尺寸300mm×150mm×2.2mm，下板尺寸300mm×150mm×3mm，焊絲牌號 ER5356，6005AT6和ER5356除Al之外其他元素的含量如表1所示。鋁合金易氧化，在液態時能溶解大量的氫，固態時幾乎不溶解氫，極易形成氫氣孔，故焊接時采用99.999%的高純氬氣作為保護氣體。兩板在焊前點焊加固，嚴格清理焊縫表面的氧化膜和油污，消除氣孔源。具體方法為首先用砂輪機打磨，然后用丙酮擦拭，最后在室溫下干燥。

1.2 焊接工藝參數設計

采用手工MIG焊，焊接過程中的穩定電流、電壓和預設電流、電壓有一定的差別，如表2所示。

表1 6005A-T6/ER5356鋁合金的化學成分Table 1 Chem ical com position of 6005A-T6/ER5356 alum inum alloy %

表2 焊接工藝參數Table 2 Welding process parameters

1.3 焊接溫度場測定

焊接過程中，利用K型熱電偶測溫設備測定焊接溫度場。在K型熱電偶點焊前，為便于熱電偶粘接，用砂紙打磨鋁合金薄板表面粘接位置，再用丙酮擦拭，等待干燥。焊接時對距離焊縫中心分別為10mm、26.2mm、50.6mm的3點進行溫度采集，得到各點的溫度循環曲線，K型熱電偶實際點焊位置如圖1所示。

圖1 K型熱電偶點焊位置Fig.1 Spotwelding diagram of K type thermocoup le

1.4 焊接殘余應力測定

由于焊接過程的不均勻加熱以及工裝夾具的約束，在焊縫及熱影響區附近會產生較大的殘余應力，并產生變形。試驗利用盲孔法殘余應力測試儀測定鋁合金薄板焊后的殘余應力。在距下側鋁合金薄板邊緣40mm的距離取5個點，點與鋁合金薄板右側距離分別為 40 mm、100 mm、150 mm、200 mm、250mm，如圖2所示。

圖2 殘余應力測量點示意Fig.2 Points of residual stressmeasurement

2 搭接接頭有限元模型的建立

2.1 幾何模型建立及網格劃分

根據搭接接頭實際尺寸，建立與試驗板材大小比例為1∶1的有限元幾何模型，如圖3a所示，并對幾何模型進行網格劃分，如圖3b所示。

在有限元計算中，網格尺寸影響著計算精度和計算效率。網格尺寸越細，計算精度越高，但計算時間增加，計算效率降低；相反，網格劃分越稀疏，雖然計算效率提高，但計算精度降低。因此，在接頭網格劃分時采用網格過渡策略，既保證計算精度又滿足計算效率。焊接過程中，焊縫和熱影響區受焊接熱源影響大，其溫度分布具有高度的非線性，而在遠離焊縫的位置溫度梯度過渡平緩[10]，因此在溫度梯度高的焊縫和熱影響區采用細密的網格劃分，溫度梯度低的遠離焊縫區域采用稀疏的網格劃分。取距離焊縫20mm的區域作為鋁合金熱影響區范圍，采用1∶3的過渡方式進行六面體網格劃分，最終獲得27 950個單元，40 014個節點。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite elementmodel

2.2 材料物理參數獲取

試驗用母材為6005A-T6鋁合金，焊絲為直徑1.2mm的ER5356，其常溫熱物理性能參數見表3。

表3 6005A-T6/ER5356鋁合金常溫熱物理性能參數Table 3 Thermal physical properties of 6005A-T6/ER5356 alum inum alloy at normal temperature

在數值模擬中，材料參數是保證計算精度的關鍵。材料的熱物理性能參數會隨著溫度變化產生非線性變化。但是，很多材料在高溫特別是在接近熔化狀態的熱物理參數還是空白。針對涉及的兩種材料，通過專用材料性能參數模擬軟件、查閱文獻以及外推法獲得其在各溫度下的熱物理性能參數。6005A-T6熱物理性能參數如圖4所示，ER5356的熱物理性能參數如圖5所示，由于泊松比隨溫度變化較小，取常值0.33。

2.3 熱源模型的選擇及校核

對于焊條電弧焊、鎢極氬弧焊等方法，采用高斯分布的函數可獲得較為滿意的結果；對于電弧沖力效應較大的MIG焊，常需要采用雙橢球形熱源分布函數[11]。雙橢球熱源示意如圖6所示，雙橢球熱源由前后2個四分之一橢球組成，并且前后2個橢球的熱流密度分布各不相同，其熱流分布函數為

圖4 6005A-T6熱物理性能參數Fig.4 6005A-T6 thermalphysicalperformanceparameters

圖5 ER5356的熱物理性能參數Fig.5 ER5356 thermal physical performance parameters

式中 af、ar、b、c為熱源形狀參數，其中af為橢球前軸長，ar為橢球后軸長，b為橢球半寬，c為橢球深度；Q=ηUI，Q 為熱輸入量，U 為焊接電壓，I為焊接電流，η為熱源效率；ff、fr為前后橢球熱量分布函數，且滿足ff+fr=2。

為了使模擬結果與實際結果更加接近，需要校對焊接熱源。用線切割機對接頭焊縫進行取樣，然后用金相砂紙打磨、拋光焊縫橫截面，最后進行腐蝕干燥，拍得焊縫處橫截面的宏觀形貌照片，并與模擬得到的焊縫橫截面進行對比。通過不斷修改熱源參數，使得模擬與試驗熔池截面一致，最終校核得到的熱源參數如表4所示。

2.4 力學模型的建立

焊接過程中應力與變形有限元分析的實質是熱應力分析，目前對熱應力分析的解法主要有2種：一種是解耦算法，另一種是熱機耦合算法[12]。解耦算法僅考慮溫度對于結構、應力的作用，不考慮因結構變形引起的熱效應，熱機耦合算法則在計算中同時考慮這種相互作用。解耦算法可以滿足對焊接過程模擬的精度要求，故采用解耦算法對應力變形進行研究。

圖6 雙橢球熱源模型Fig.6 Double ellipsoid heat sourcemodel

表4 校核所得的熱源參數Table 4 Heat source parameters obtained by checking

根據等向強化Von Mise屈服準則和Prandtl-Reuss流動增量理論推導出材料性能依賴于溫度的熱彈塑性應力應變關系及增量的本構方程

式中 d{σ}為應力增量；d{ε}為應變增量；[D]為彈塑性矩陣；{C}為溫度場總的影響。

考慮整個結構的某一單元，根據虛功原理，建立有限元方程的增量表達式

式中 矩陣外角標e表示在單元內；[K]e為單元剛度矩陣；{dδ}e為本次加載（或溫度增量）所引起的位移增量；{d R}e為溫度引起的單元初應變等效節點力向量。

將單元載荷與單元矩陣集成為總載荷向量{d F}和總剛度矩陣[K]，求得構件的節點位移方程組

構件總的應變增量{dε}和總的節點位移增量{dδ}的關系滿足

式中 [B]為單元幾何矩陣，是單元節點坐標的函數。

在實際焊接過程中，工件受重力作用、工作臺支撐以及接地鉗的夾持力。模擬時將這些邊界條件進行等效。模擬考慮的力學邊界條件示意如圖7所示，工作臺定義為剛性面，重力加速度為9.8m/s2，夾持力為50N。

3 搭接接頭仿真結果分析及試驗對比

3.1 溫度場模擬結果分析及試驗對比

焊接過程不同時刻的溫度場分布云圖如圖8所示。可以看出，在熔池前端，等溫線分布密集，溫度梯度變化大，而在熔池后端等溫線逐漸拉長，溫度梯度變化趨緩。并且構件的溫度場整體上呈橢球形分布。焊接開始時，在熱源作用下構件溫度迅速上升，一段時間后，溫度場等溫線形狀和尺寸不再發生明顯變化，形成暫時穩定的溫度場，焊縫處最高溫度達到1 070℃。提取模擬節點溫度循環曲線，并與試驗溫度循環曲線進行對比，如圖9所示。由于網格劃分的原因，模擬選取節點和實測點位置會有所偏差，按照就近原則選取，最終3個節點距離焊縫邊緣分別為10mm、25mm、50mm。

圖7 力學邊界條件示意Fig.7 Schematic diagram of mechanical boundary conditions

模擬溫度循環曲線和實際溫度循環曲線具有相似之處，存在3個波峰，兩者加熱階段的溫度變化速度都很快，高溫停留時間很短，測試點距離焊縫越近，溫度波峰跨度越窄，這是由于鋁合金導熱率高引起的；經過較長時間的冷卻后，3個測試點的模擬與實驗結果均具有溫度趨于一致的特征。對比測試點模擬與試驗結果的峰值溫度，如表5所示。

圖8 不同時刻溫度場分布云圖Fig.8 Cloud chart of temperature distribution at different time

最大峰值溫度差為19.6℃，最小峰值溫度差為6.5℃，差值較小，因此可以認為模擬與試驗結果吻合良好，所建立的有限元模型滿足對溫度場的計算精度要求。試驗與模擬之間的較小偏差主要來自于模擬與試驗測試點選擇的偏差以及仿真模擬時邊界條件的簡化等。

3.2 應力變形仿真結果分析及試驗對比

焊接結束夾具釋放后，冷卻到室溫的殘余應力分布云圖如圖10所示。

鋁合金搭接接頭焊接殘余應力主要分布在焊縫和熱影響區附近，最大等效Von Mises應力達到198.5MPa，超過母材在室溫下的屈服強度；而距焊縫較遠處，等效應力較小。這是因為焊縫附近溫度變化劇烈，還有相變影響，材料之間相互約束，而遠離焊縫區溫度變化小，受到約束也較小，變形相對較自由，造成了這種應力分布。由圖10a和圖10b可知，焊縫處上表面高應力區比下表面分布更寬，上表面超過179MPa的高應力區最大寬度為13.9mm，而下表面超過179MPa的高應力區最大寬度為11.95mm，表面應力分布范圍也大于下表面，等效應力在工件上下表面呈非對稱性分布，這與鋁合金搭接接頭的不對稱性有關。由圖10c可知，上板和下板等效應力在沿厚度方向均未發生較大變化。

圖9 實驗與模擬溫度循環曲線Fig.9 Experimentaland simulated tem peraturecyclecurves

表5 試驗與模擬峰值溫度對比Table 5 Com parison of experimental and simulated peak tem perature

工件焊接結束，冷卻到室溫并釋放應力后的變形云圖如圖11所示。

由工件的整體變形云圖（見圖11a）可知，工件的變形區域主要集中在下板，并且越靠近邊緣，變形越大。由變形前后對比（見圖11c）可知，下板發生較明顯上翹，最大變形達到2.6mm；上板的變形主要集中于焊縫附近，邊緣變形較??；主要原因是上板有接地鉗的約束作用，而下板為自由端，可自由變形。由圖11b可知，板在縱向產生凹向下的變形，這是因為在薄板焊接過程中，因板中性面以上部分焊縫面積大于下方，熔化部分面積也更大，造成中性面上方產生的縱向收縮力大于中性面下方產生的縱向收縮力，使得板在縱向方向產生凹向下的變形。可以看出，兩板的變形特征完全不同，這可能是由于搭接接頭兩板不在一個水平面上，具有不對稱性所致。

圖10 等效Von M ises應力云圖Fig.10 Equivalent Von M ises stress cloud chart

將試驗測得的平行焊縫方向殘余應力與模擬得到的殘余應力進行比較，如圖12所示。

可以看出，除了第5個點外，實際測得殘余應力與模擬值基本吻合。在對比結果中，模擬值和實測值存在一定偏差，但是偏差不大。偏差產生的原因：盲孔法測殘余應力方法受應變片粘貼質量、本身靈敏系數誤差、鉆孔時帶來的附加應力以及附加熱等影響，會造成一定的測量誤差。同時，由于實際焊接過程工況復雜，模擬時必須簡化一些邊界條件，得到的結果和實際值也會存在偏差。綜合來看，模擬值與試驗值擬合較好，驗證了建立的有限元模型的準確性。

圖11 焊接變形云圖Fig.11 Welding deformed cloud chart

圖12 模擬與試驗應力對比Fig.12 Com parison of simulated and experimental stress

4 結論

（1）比較實驗和模擬得到的各點溫度循環曲線、殘余應力值可知，數值模擬結果與試驗結果吻合良好，驗證了有限元模型的可靠性。

（2）溫度場整體上呈橢球形分布，在熱源前端等溫線密集，溫度梯度變化大，在熱源后端等溫線被拉長，溫度梯度變化趨緩，焊縫處最高溫度達到1 070℃。

（3）搭接接頭焊后殘余應力主要集中在焊縫和熱影響區附近，在焊縫附近上表面高應力區比下表面更寬，應力分布范圍也更大，兩板在沿著厚度方向的應力變化不大，整體上搭接接頭殘余應力呈現不對稱特征。

（4）搭接接頭焊后變形主要位于下板，且越靠近邊緣變形越大，最大變形達到2.6mm；上板變形主要位于焊縫處，且變形較小，板在縱向產生了凹向下的變形，兩板的變形特征不同。

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