焊接順序對TC4鈦合金TIG焊T型接頭殘余應力和變形的影響

陳鳳林,侯春明

(1.中國船舶科學研究中心,無錫 214082;2.深海技術科學太湖實驗室,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,是一種優秀的海洋結構材料[1-2]。鈦合金T型接頭被廣泛應用于海洋工程裝備以及深海載人潛水器的承壓結構上,其焊接過程溫度場、熱應力場以及焊后變形相對于常規平板對接焊更加復雜,焊接質量的好壞直接影響著結構件的安全性和可靠性。相比于實物焊接試驗,有限元數值模擬具有經濟性、快速性、易操作性等多重特點,尤其適用于焊接工藝的優化研究[3-6]。近年來,國內外學者針對鈦合金T型接頭的焊接應力和變形調控開展了大量數值模擬研究。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力場的數值計算模型,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,結果顯示模型準確。然而,目前鈦合金T型接頭的焊接數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,焊接順序對TC4鈦合金T型接頭焊接殘余應力及變形行為影響的相關研究報道卻很少。

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對焊接溫度場、應力場以及變形行為的影響規律,為實際焊接工藝的優化以及焊接質量的控制提供理論指導。

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),腹板兩側各1道焊縫。采用3種焊接順序,方案1為兩側同時同向焊接的雙面雙弧焊,方案2為焊完一側再焊另一側、兩側焊接方向相同的單側順序同向焊,方案3則為焊完一側再焊另一側、兩側焊接方向相反的單側順序反向焊(方案2和方案3均在第一道焊接結束后層間冷卻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

根據上述T型接頭分析模型尺寸,采用Hypermesh軟件建立其網格模型,如圖2所示。網格劃分采用六面體網格單元和非均勻過渡劃分策略,其中:焊縫和熱影響區的網格進行加密處理,以保證溫度場及應力場數值模擬的計算精度;遠離焊縫的區域網格逐漸向稀疏過渡,以降低整個模型網格的數量,提高仿真效率,過渡網格劃分控制比例為1…2。焊縫區域單元在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個節點。

1.2 材料熱物性參數及邊界條件

母材為TC4鈦合金,其熱物理和力學性能如表1所示,其中20～1 200 ℃的數據為實測值,1 200 ℃以上的數據為外推值,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,環境溫度設定為20 ℃。

表1 不同溫度下TC4鈦合金的物理和力學性能

應力場邊界條件如圖3所示,在進行結構分析時,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生剛性移動。

圖3 應力場邊界條件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學表達,熱源模型的準確性直接決定有限元計算結果的準確性[8]。為了使模擬結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;ff,fr分別為前、后半橢球體熱輸入分配系數,滿足ff+fr=2。

一般雙橢球熱源模型默認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角,因此,需充分考慮模型偏轉角進行熱源校核,保證熔化區域形成全熔透型焊接橫截面。校核后的熱源模型參數見表2,據此可得接頭的最高溫度云圖,如圖4所示,灰色區域為溫度高于1 640 ℃的接頭熔化區域。可以看出,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

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,模擬焊接過程中的節點(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確模擬T型接頭TIG焊接溫度場,這為后續應力場模擬的準確性提供了保障。

圖5 T型接頭熱循環曲線模擬與試驗結果Fig.5 Simulation and test thermal cycle curves of T-joint

2 殘余應力與變形分布的模擬結果

2.1 焊接順序對溫度場的影響

當時間為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,圖中灰色區域為溫度高于1 640 ℃的區域。可見,采用方案1(兩側同時同向焊接)所得接頭焊縫區的最高溫度為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個網格取1個點,共取3個點,如圖7所示,對這3個節點的模擬熱循環曲線進行分析。由圖8可以看出:方案1經歷單次熱循環,只存在1個溫度峰值,方案2和方案3歷經2次熱循環,具有類似的熱循環曲線,有2個溫度峰值;在3種方案下,P1點位于熔化區,最高溫度超過材料熔點,而P2點和P3點分別位于熱影響區和母材區,最高溫度均小于材料熔點,這與實際焊接相符。

圖7 熱循環曲線分析節點選取示意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型接頭不同節點(見圖7)的熱循環曲線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 焊接順序對殘余應力場的影響

由圖9可見:3種焊接順序所得T型接頭的縱向殘余應力在靠近焊縫位置均表現為拉應力,在遠離焊縫位置均表現為壓應力;方案1接頭位置殘余應力水平相當,方案2和方案3接頭位置殘余應力變化梯度大。提取翼板上表面中部沿x方向的縱向殘余應力以及焊趾上表面沿z方向的縱向殘余應力進行對比分析。由圖10(a)可見:3種焊接順序下的高拉應力區寬度均為20 mm左右,拉應力峰值均出現在焊縫中心,不同的是,方案1翼板上表面中部沿x方向的應力值在焊縫中心區域變化平緩,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方向的應力分布相似,但方案1的應力最大值為440 MPa,高于方案2和方案3(應力最大值均為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 焊接順序對變形分布的影響

由圖11可見,3種焊接順序所得T型接頭均呈現向焊縫位置內凹收縮的變形趨勢。對比T型接頭同一位置,方案1向著焊縫內凹收縮的趨勢最小,方案2向著焊縫內凹收縮的趨勢最大,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。

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,兩側變形量相當,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可以發現,順序焊的焊接方向影響變形分布,方案2翼板右側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 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確性。

(2) 雙側同時同向(方案1)、單側順序同向(方案2)和單側順序反向(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力在靠近焊縫位置均表現為拉應力,在遠離焊縫位置均表現為壓應力,方案1接頭位置殘余應力變化梯度小,方案2和方案3接頭位置殘余應力變化梯度大。

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