預(yù)熱對集裝箱用異種鋁合金管-板焊殘余應(yīng)力的影響①

王新宇， 章陳浩， 王孟君

（中南大學(xué) 有色金屬材料科學(xué)與工程教育部重點實驗室，湖南 長沙 410083）

鋁合金因具有比強(qiáng)度高、耐蝕性好、焊接性良好等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于建筑工業(yè)、交通運(yùn)輸、航空航天等領(lǐng)域［1－2］，目前已成為集裝箱制造業(yè)實現(xiàn)輕量化的首選材料。 在應(yīng)用鋁合金制造集裝箱過程中，焊接點較多，由于鋁合金具有較大的熱膨脹系數(shù)及熱導(dǎo)率，焊接中急劇的溫度變化將使焊件發(fā)生不均勻彈塑性變形，產(chǎn)生較大的內(nèi)應(yīng)力、變形和裂紋傾向［3］，嚴(yán)重影響集裝箱的連接質(zhì)量，降低裝配精度［4］。 為了降低殘余應(yīng)力的影響，國內(nèi)外已有多位學(xué)者借助有限元模擬從焊接速度、電弧電流、焊接順序等方面對鋁合金焊后殘余應(yīng)力進(jìn)行分析，預(yù)測焊接變形情況［5－8］。 有研究發(fā)現(xiàn)，焊前預(yù)熱能夠降低焊接接頭的冷卻速度，減少焊縫附近的殘余應(yīng)力，從而起到改善熱影響區(qū)的組織，減少焊接裂紋缺陷的作用［9］。 Mohamad 等人［10］研究了6061鋁合金和304 不銹鋼的熔化極惰性氣體保護(hù)（MIG）對接焊工藝，并進(jìn)行了不同溫度的預(yù)熱處理，獲得了最佳預(yù)熱溫度及工藝方案；梁巖等人［11］模擬了6061-T6 薄板的MIG 對接焊，發(fā)現(xiàn)焊前預(yù)熱并降低熱輸入能明顯減小板對接焊縫的縱向殘余應(yīng)力。

本文針對鋁制集裝箱角件用A356 鋁合金與角柱用6061 鋁合金的MIG 對接焊，采用ABAQUS 有限元軟件對焊接溫度場、殘余應(yīng)力及焊接變形值進(jìn)行模擬分析，通過實驗驗證焊接模型的合理性，探討焊前預(yù)熱焊接工藝對焊后殘余應(yīng)力影響。

1 焊接與實驗

采用脈沖MIG 對接焊對6061-T6 鋁合金擠壓管材及A356-T6 鋁合金板材進(jìn)行焊接，底板及鋁管尺寸分別為180 mm×180 mm×6 mm 和150 mm×61 mm×3.5 mm，選用直徑1.2 mm 的ER5356 焊絲。 圖1 為焊接示意圖，焊接實物如圖2 所示。 設(shè)置6 組焊接方案，工藝參數(shù)如表1 所示，1＃工藝為室溫焊接。 焊前對待焊區(qū)域進(jìn)行打磨及油污清洗，去除氧化層和雜質(zhì)。 焊接設(shè)備選用OTC 機(jī)器人及DP400 焊接電源，保護(hù)氣體為99.999%氬氣，氣體流量20 L/min，脈沖頻率設(shè)為2 Hz。

圖1 管-板焊示意圖

圖2 管-板焊實物圖

表1 焊接工藝參數(shù)

焊后切取焊縫試樣，使用5%NaOH 溶液浸蝕截面，進(jìn)行宏觀觀察。 并采用Proto－iXRD 殘余應(yīng)力測試儀測量焊后A356 底板上的殘余應(yīng)力，為便于測量，在圖1 中P 點所在圓周上順時針選取6個測量點，將其與有限元模擬結(jié)果進(jìn)行對比。

2 有限元模型的建立

2.1 有限元模型

圖3 為使用ABAQUS 有限元軟件建立的管-板焊有限元模型。 焊件不同區(qū)域溫度及應(yīng)力應(yīng)變存在梯度變化，為兼顧計算精度和效率，靠近焊縫處單元網(wǎng)格較為精細(xì)，外圍區(qū)域單元網(wǎng)格較為稀疏，最小單元尺寸為1 mm，單元類型設(shè)置為C3D8RT。 該模型共有43 370個網(wǎng)格單元及60 792個節(jié)點。 計算過程選擇完全耦合熱應(yīng)力分析，即考慮應(yīng)力場與溫度的相互影響。 焊接模擬分為2個分析步進(jìn)行，第1個分析步為焊接熱源的加載過程，根據(jù)焊縫長度和焊接速度設(shè)定時長28.5 s，第2個分析步為3 000 s 的焊后冷卻過程。

圖3 有限元網(wǎng)格模型

2.2 熱源模型

熱源采用熱量集中的雙橢球模型，前后半球熱輸入函數(shù)q（x，y，z）如方程式（1）～（2）所示，并借助沿焊接方向變換的坐標(biāo)系對直線型熱源加以改進(jìn)，如方程式（3）所示。 熱源及其移動通過Fortran 語言編寫dflux熱源子程序?qū)崿F(xiàn)。

式中Q為熱輸入量，W；cf和cb分別為前后橢球x方向半軸長度，a、b分別為y、z方向半軸長度，經(jīng)模型調(diào)試，取a＝3 mm，b＝5 mm，cf＝2.6 mm，cb＝6 mm；前后半球能量分配系數(shù)ff、fb分別為0.6、1.4；x0、y0、z0為熱源中心坐標(biāo)；x1、y1為空間坐標(biāo)點x、y在旋轉(zhuǎn)θ角的柱坐標(biāo)系下的新坐標(biāo)。

2.3 參數(shù)設(shè)定

因材料物理性能均為溫度的函數(shù)，為保證模擬精度，設(shè)置為動態(tài)熱參數(shù)，本實驗使用的6061-T6、A356-T6鋁合金的各項性能參數(shù)見文獻(xiàn)［12－14］，部分?jǐn)?shù)據(jù)通過線性插值方式確定。

在溫度場計算中，由于底板中部懸空，僅邊部少量區(qū)域與夾具相互接觸，只設(shè)定焊件自身的熱輻射及其與空氣的熱對流交換，熱輻射過程遵循Stefan-Boltzmann定律，熱輻射系數(shù)為0.03，熱對流交換遵守牛頓定律，對流換熱系數(shù)為30 W/（m2·℃）。 力學(xué)邊界條件設(shè)置如圖1 所示，相應(yīng)位置僅添加位移約束，以避免模型在計算過程中發(fā)生剛性偏轉(zhuǎn)。

3 結(jié)果與討論

3.1 熱源模型校核

在進(jìn)行熱-力耦合有限元焊接模擬時，只有準(zhǔn)確的溫度場計算結(jié)果才能為殘余應(yīng)力場和應(yīng)變場的精確模擬提供保證。 將1＃有限元模擬與焊接實驗的焊縫截面進(jìn)行對比（見圖4），可看出模擬的熔池截面（即溫度達(dá)到熔點的灰色區(qū)域）與接頭熔合區(qū)基本一致，表明雙橢球熱源模型及邊界參數(shù)設(shè)置在異種鋁合金管板焊模擬中的合理性。

圖4 焊縫模擬截面與實驗對比

3.2 焊接溫度場分析

如圖1 所示，在A356 鋁合金底板上表面及6061鋁管外壁分別取距焊縫5 mm 的A、B 兩點，作兩點的熱循環(huán)曲線，見圖5。 因為兩點所處的板與管的散熱環(huán)境不同，以及材料熱導(dǎo)率和比熱容不同，溫度會有所差異，1＃～6＃方案A 點的峰值溫度分別為449.4 ℃、507.3 ℃、559.5 ℃、446.9 ℃、474.8 ℃、490.2 ℃，B 點的峰值溫度分別為513.0 ℃、572.2 ℃、622.5 ℃、499.1 ℃、501.9 ℃、504.7 ℃，兩點溫差分別為63.6 ℃、64.9 ℃、63.0 ℃、52.2 ℃、27.1 ℃、14.5 ℃。 相比于1＃方案，2＃、3＃方案溫度曲線顯著升高，表明焊件預(yù)熱后，若不調(diào)整焊接熱輸入量，熔池溫度將隨之上升，可能導(dǎo)致焊接過熱、熔池過大，影響焊件性能和質(zhì)量，同時整體預(yù)熱焊件不同區(qū)域的溫差并未減小。 對比4＃～6＃方案，可見最高溫度變化不大，預(yù)熱并降低電流焊接使得焊件升溫和降溫曲線更為平緩，預(yù)熱溫度越高，金屬溫度變化越緩慢，A、B 兩點峰值溫度差從63.6 ℃降至14.5 ℃，表明焊件整體溫度分布更均勻，有利于減小焊接熱應(yīng)力。

圖5 熱循環(huán)曲線對比

3.3 焊接殘余應(yīng)力分析

在焊件逐步冷卻過程中，熱應(yīng)力不能及時釋放而形成殘余應(yīng)力，并逐漸增大，直至完全冷卻后達(dá)到峰值。 方案1＃、3＃、6＃的殘余應(yīng)力實測值與模擬結(jié)果如圖6 所示。 由圖6可知，0°方向等效殘余應(yīng)力較小，對向殘余應(yīng)力相對較大。 實驗結(jié)果和模擬結(jié)果整體趨勢吻合，雖存在一定偏差，主要是材料從爐中預(yù)熱后取出存在溫降，焊接時母材溫度分布不均勻，加之測量殘余應(yīng)力的實驗誤差所致。 1＃、3＃、6＃模擬殘余應(yīng)力平均值分別為76.8 MPa、74.9 MPa、43.3 MPa，對應(yīng)的實驗平均值分別為69.9 MPa、70.3 MPa、40.4 MPa，模擬與實際結(jié)果的偏差均在較小范圍內(nèi)，可見殘余應(yīng)力模擬有較好的精確度。

圖6 殘余應(yīng)力模擬與實驗結(jié)果比較

圖7 為1＃工藝的Mises 等效殘余應(yīng)力、徑向、周向和軸向殘余應(yīng)力分布云圖。 由圖7可知，6061 管材上部遠(yuǎn)離焊縫，未受到熱循環(huán)影響，殘余應(yīng)力極小。A356 鋁合金底板的殘余應(yīng)力以管為中心呈環(huán)形梯度分布，高應(yīng)力區(qū)域集中于焊縫附近，此處鋁合金溫度梯度大，焊縫受熱膨脹及冷卻過程均受到附近母材強(qiáng)烈的剛性約束，因而產(chǎn)生內(nèi)應(yīng)力。 焊縫及熱影響區(qū)存在較大的徑向拉應(yīng)力，圓管內(nèi)部的板材則受到徑向壓應(yīng)力作用，外部區(qū)域殘余應(yīng)力數(shù)值不大，熱源移動一周后會對起焊點附近有二次加熱，從而降低該處的殘余應(yīng)力。 周向殘余應(yīng)力最大值顯著高于徑向應(yīng)力，熔池冷卻會產(chǎn)生沿焊接方向的強(qiáng)烈收縮，致使整條焊縫均受到拉應(yīng)力作用，熱影響區(qū)及以外部分則為壓應(yīng)力，A356 鋁板邊部在冷卻中熱應(yīng)力得到釋放，殘余應(yīng)力數(shù)值不大。 軸向殘余應(yīng)力基本存在于焊接起弧、收弧處極小區(qū)域。

圖7 未預(yù)熱焊接殘余應(yīng)力分布云圖（MPa）

為研究預(yù)熱溫度及電流參數(shù)對A356 鋁合金底板殘余應(yīng)力變化的影響規(guī)律，在底板中心X軸線上取點作殘余應(yīng)力曲線，如圖8 所示。 徑向殘余應(yīng)力以拉應(yīng)力為主，僅在管內(nèi)出現(xiàn)較低的殘余壓應(yīng)力，離焊縫越遠(yuǎn)拉應(yīng)力越小。周向應(yīng)力在焊縫處達(dá)到峰值，接近于室溫下母材的屈服強(qiáng)度，遠(yuǎn)離焊縫則拉應(yīng)力迅速變化為熱影響區(qū)的壓應(yīng)力。 綜合來看，2＃、3＃方案中殘余應(yīng)力存在一定程度降低，溫度越高，應(yīng)力峰值越低。 6＃方案的殘余應(yīng)力降低非常明顯。 表2 給出了管板焊件各方向殘余應(yīng)力最大值，6＃方案各向殘余應(yīng)力均最小，表明焊前預(yù)熱并降低焊接電流有利于降低管-板焊受到的熱應(yīng)力，此方案徑向殘余拉應(yīng)力及壓應(yīng)力的消除率分別為28.1%、12.0%，周向殘余拉應(yīng)力、壓應(yīng)力分別降低16.0%、40.8%，沿軸向的最大殘余拉應(yīng)力和壓應(yīng)力分別降低39.7%、28.0%。

圖8 X 方向中心線殘余應(yīng)力曲線

表2 各方向峰值殘余應(yīng)力

3.4 焊件變形分析

表3 給出了有限元模擬各方案的最大變形量。 焊件變形主要表現(xiàn)為A356 鋁合金底板的下凹及6061 鋁管的下移和傾斜，因焊接中未對管進(jìn)行約束，焊件最大位移出現(xiàn)于管的頂端。 從表3可看出，2＃和3＃方案變形量相比于未預(yù)熱焊接的1＃方案更大，因為其焊接中焊件整體溫度升高，熱應(yīng)力更大，發(fā)生了更大的塑性變形。 而焊前預(yù)熱并降低熱輸入的4＃～6＃方案，焊縫區(qū)域與附近金屬的相對溫差減小，降低了焊件受到的熱應(yīng)力，彈塑性變形及焊后冷卻收縮量也越小，焊件結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性更好，6＃方案變形量降低率達(dá)到20.3%。

表3 各方案焊件最大變形量

4 結(jié) 論

1） 對異種鋁合金A356-6061 進(jìn)行MIG 管板焊，有限元模擬結(jié)果與焊接實驗結(jié)果基本吻合，可借助數(shù)值模擬對異種鋁合金管板焊殘余應(yīng)力進(jìn)行預(yù)測。

2） 管板焊焊縫及熱影響區(qū)主要存在殘余拉應(yīng)力，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域承受壓應(yīng)力，6061 鋁管殘余應(yīng)力數(shù)值不大，A356 鋁板上沿管周向殘余應(yīng)力高于徑向殘余應(yīng)力。

3） 施加焊前預(yù)熱一定程度上可降低徑向應(yīng)力和軸向殘余應(yīng)力，但對周向殘余應(yīng)力影響不大，且使焊件變形量增大。 6＃方案（預(yù)熱溫度150 ℃、焊接電流120 A）相對未預(yù)熱焊接產(chǎn)品的殘余應(yīng)力最大降幅為40.8%，表明焊前預(yù)熱并適當(dāng)減小焊接電流能提高焊件初始溫度，減緩焊件升溫和冷卻速率，有效降低管-板焊殘余應(yīng)力及變形程度。