趙連玉，盧燕超，劉振忠，張伯榮，曹 元，李俊偉

(天津市先進(jìn)機(jī)電系統(tǒng)設(shè)計(jì)與智能控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300384)

隨著航空技術(shù)的飛速發(fā)展，結(jié)構(gòu)材料向著高強(qiáng) 度、高韌性、抗疲勞等綜合性能方向發(fā)展，對(duì)其性能、均勻性以及尺寸精度的要求也越來越高.鋁盒在航空領(lǐng)域的應(yīng)用也日漸凸顯，鋁合金具有低密度、高強(qiáng)度、使用溫度范圍寬、耐蝕和可焊等[1]諸多優(yōu)點(diǎn)，而鋁合金在焊接過程中，由于彈性模量小、熱導(dǎo)率和熱膨脹系數(shù)較高，焊后在鋁盒結(jié)構(gòu)中不可避免地產(chǎn)生殘余應(yīng)力及變形[2]，從而影響焊接結(jié)構(gòu)的質(zhì)量和可靠性及航空技術(shù)的發(fā)展.

目前，國內(nèi)外對(duì)鋁合金結(jié)構(gòu)焊接力學(xué)性能和變形做了大量研究，如 2004年方洪淵等采用了非線性有限元技術(shù)對(duì) 5A06鋁合金環(huán)焊縫焊接進(jìn)行了研究.2005年天津大學(xué)顧立志等運(yùn)用三維熱彈塑性有限元法對(duì)鋁合金筒體、肋板加強(qiáng)結(jié)構(gòu)和間斷角焊縫的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)進(jìn)行了分析研究.2007年張建強(qiáng)等采用熱彈塑性有限元方法對(duì)鋁合金薄板脈沖 TIG 焊接接頭的焊接應(yīng)力進(jìn)行了分析研究.2010年周晶等采用固有應(yīng)變法對(duì)5052鋁合金平板對(duì)接后的結(jié)構(gòu)焊接變形進(jìn)行了研究.文獻(xiàn)[3]采用彈塑性有限元方法對(duì)6061-T6鋁合金薄板 T型接頭的溫度場(chǎng)與應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)進(jìn)行了研究.上述針對(duì)各種形狀尺寸鋁合金的結(jié)構(gòu)焊接應(yīng)力和變形做了深入研究，但針對(duì)鋁合金盒體焊接應(yīng)力和變形的研究不足.因此，本文采用數(shù)值模擬技術(shù)對(duì)不同尺寸和厚度鋁盒焊接性能進(jìn)行了數(shù)值分析，獲得了鋁合金盒體焊接應(yīng)力和變形數(shù)值及分布規(guī)律，為提高鋁合金盒體焊接質(zhì)量提供了依據(jù).

1 盒體焊接模型的建立

1.1 盒體焊接模擬流程

鋁盒焊接包含熱傳導(dǎo)、熱應(yīng)變、殘余應(yīng)力以及磁場(chǎng)等復(fù)雜物理過程[3-5]，本文主要研究了溫度場(chǎng)、應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)[6-8]中鋁盒變化情況.

圖1所示為焊接仿真實(shí)驗(yàn)?zāi)M分析流程，通過幾何建模、網(wǎng)格劃分、定義單元類型、定義焊接類型、確立工作載荷步、定義材料屬性、施加邊界條件及焊接環(huán)境檢測(cè)作為焊接仿真實(shí)驗(yàn)的預(yù)處理，定義熱源模型、材料屬性、參考溫度、施加邊界條件、定義焊接軌跡、讀取模型進(jìn)行計(jì)算作為焊接仿真實(shí)驗(yàn)的后處理.

1.2 幾何模型的建立

鋁盒尺寸種類繁多，本文采用長 300,mm，寬200,mm，高 150,mm，厚 0.8,mm、1.0,mm 和 1.2,mm的長方體鋁盒以及邊長 200,mm，厚 0.8,mm、1.0,mm、1.2,mm的正方體鋁盒模擬鋁盒尺寸多樣性.仿真采用特定的裝卡工作臺(tái)對(duì)鋁盒進(jìn)行固定夾緊.圖2和圖3所示分別為兩種鋁盒焊接模型的簡(jiǎn)化示意，圖中顯示 9個(gè)夾具擋板對(duì)鋁盒內(nèi)外固定，其中內(nèi)擋板對(duì)鋁盒固定和定位，外擋板對(duì)鋁盒固定，擋板長 100,mm，寬 50,mm，厚 5,mm.鋁盒總體固定在底板(工作臺(tái))上，用一平行于底板的夾具擋板對(duì)鋁盒進(jìn)行固定壓緊，保證鋁盒的結(jié)構(gòu)尺寸和焊接質(zhì)量，底板可以逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)，保證鋁盒焊縫 1、焊縫 2、焊縫 3、焊縫 4依次出現(xiàn)在焊接工作位上，完成焊接過程.實(shí)驗(yàn)中對(duì)鋁盒4個(gè)焊縫頂點(diǎn)進(jìn)行跟蹤監(jiān)測(cè)，分別為監(jiān)測(cè)點(diǎn)1、監(jiān)測(cè)點(diǎn)2、監(jiān)測(cè)點(diǎn)3和監(jiān)測(cè)點(diǎn)4.

圖1 焊接仿真實(shí)驗(yàn)?zāi)M分析流程Fig.1 Flow chart of welding simulation experiment analysis

圖2 300-200-150鋁盒焊接模型示意Fig.2 Schematic diagram of aluminum alloy box welding model 300-200-150

圖3 200-200-200鋁盒焊接模型示意Fig.3 Schematic diagram of aluminum alloy box welding model 200-200-200

1.3 熱源模型的建立

熱源模型的建立對(duì)鋁盒焊接過程分析具有著重要的影響，也是焊接數(shù)值模擬分析的重要組成部分之一[9].焊接熱源模型有高斯熱源模型、雙橢球熱源模型和半球狀熱源模型，本文采用的是雙橢球熱源模型，該模型將焊接前半部分和后半部分分別使用兩個(gè)不同的 1/4橢球進(jìn)行處理，熱流分別輸入兩橢球中，能很好地模擬焊接過程產(chǎn)生的沖擊效果及厚度方向上的熱量變化，更加準(zhǔn)確地模擬焊接的影響[10-12].如圖4所示.

圖4 雙橢球體積熱源模型示意Fig.4 Schematic diagram of double-ellipsoidal volumetric model

雙橢球熱源模型前、后半球熱流密度分布函數(shù)為

式中：Q 為熱輸入功率；f1、f2分別為前、后橢球熱流的分配系數(shù)，f1＋f2＝2，本文 f1取 0.4，f2取 1.6；b、c、af、ar分別為雙橢球熱源模型的形狀參數(shù)，根據(jù)鋁盒厚度不同導(dǎo)致的焊縫截面尺寸變化由解析法[13]計(jì)算得到本實(shí)驗(yàn)中熱源模型參數(shù)值，當(dāng)厚0.8,mm時(shí)，取a＝0.31,mm，b＝1.02,mm，af＝0.41,mm，ar＝0.62,mm；當(dāng)厚 1.0,mm 時(shí)，取 a＝0.37,mm，b＝1.22,mm，af＝0.41,mm，ar＝0.62,mm；當(dāng)厚 1.2,mm 時(shí)，取 a＝0.43,mm，b＝1.43,mm，af＝0.41,mm，ar＝0.62,mm；熱源前端比例因子為0.8.

焊接過程中鋁盒固定在工作臺(tái)和夾具工件上，本文將鋁盒與周圍環(huán)境的相互作用簡(jiǎn)化為對(duì)流傳熱和輻射傳熱，簡(jiǎn)化計(jì)算表達(dá)式為

式中：hconv為熱對(duì)流傳熱系數(shù)；ε為輻射系數(shù)；σ為斯忒藩-玻耳茲曼常量；T為焊件表面瞬時(shí)溫度；T0為室溫.

焊件與工作臺(tái)接觸處的對(duì)流傳熱系數(shù)取 4×10-4W/(K·mm2)，T0取 318,K，ε取 0.2，σ取5.68×10-14J/(K4·mm2·s)[14].

本文通過軟件模擬焊接過程的溫度場(chǎng)，調(diào)用熱源模型函數(shù)自下而上順序讀取焊縫節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)模擬熱源的移動(dòng)過程，實(shí)現(xiàn)熱源模型的加載.

1.4 材料屬性

材料的熱物理性能和材料的力學(xué)性能是本實(shí)驗(yàn)所要考慮的材料屬性的兩個(gè)主要方面，其中材料的熱物理性能主要包括熱導(dǎo)率和比熱容等，材料力學(xué)性能主要包括彈性模量、熱膨脹系數(shù)和屈服強(qiáng)度等[15].本文母材選用5052非熱處理強(qiáng)化Al-Mg系鋁合金，該鋁合金塑性較高而強(qiáng)度較低，耐蝕性和焊接性良好，主要應(yīng)用于飛機(jī)燃料和有油料導(dǎo)管，以及各種海運(yùn)與陸運(yùn)裝備的零部件等[16-17].夾具材質(zhì)選用1Cr18Ni9Ti，密度為 7.85×10-9,t/m3.在仿真高溫焊接的過程中，材料的熱物理性能和力學(xué)性能如圖5和圖6所示.

圖5 5052熱物理性能與溫度關(guān)系曲線Fig.5 Curves of thermal physical properties versus temperature of 5052

考慮到焊接過程中焊接點(diǎn)的熔化和凝固時(shí)能量交換，5052鋁合金密度、熔化潛熱、固相線溫度、液相線溫度分別取為 2.72×10-9,t/mm3、3.96×108,J/t、562,℃、633,℃.

圖6 5052熱力學(xué)性能與溫度關(guān)系曲線Fig.6 Thermodynamics properties vs temperature curves diagram of 5052

1.5 邊界條件及網(wǎng)格劃分

根據(jù)鋁盒尺寸建立三維有限元模型并進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖 7所示.網(wǎng)格采用 8節(jié)點(diǎn)單元，模型節(jié)點(diǎn)數(shù)為 228,200，單元數(shù)為 142,300.焊接應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)模擬時(shí)，根據(jù)實(shí)際方案施加邊界條件，在模型 D節(jié)點(diǎn)(如圖7所示)處對(duì)鋁盒施加完全固定約束，以防止鋁盒剛性移動(dòng)，鋁盒4個(gè)側(cè)面內(nèi)外和上表面分別用夾具擋板夾緊，內(nèi)擋板定位.

圖7 鋁盒網(wǎng)格模型示意Fig.7 Schematic diagram of aluminum alloy box mech model

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 焊接仿真過程

鋁盒焊接過程如表1所示，鋁盒尺寸類型分別為邊長 200,mm，厚 0.8,mm、1.0,mm、1.2,mm 和長300,mm，寬 200,mm，高 150,mm，厚 0.8,mm、1.0,mm、1.2,mm.正方體鋁盒焊接開始時(shí)間為 0,s，每條縫焊接時(shí)長為 40.6,s，為模擬真實(shí)焊接中焊縫之間的工位變換和焊后鋁盒的卸載，兩條焊縫之間和焊后有4.4,s的時(shí)間間隔，焊接完成后鋁盒卸載冷卻300,s得到鋁盒穩(wěn)定變化數(shù)值，焊接總時(shí)間為480,s，焊縫總長為 800,mm；長方體鋁盒焊接開始時(shí)間為 0,s，每條縫焊接時(shí)間為 30.6,s，焊縫之間和焊后時(shí)間間隔為4.4,s，冷卻時(shí)間為300,s，焊接總時(shí)間為440,s，焊縫總長為 600,mm.仿真實(shí)驗(yàn)計(jì)算了 40,A、60,A、80,A、100,A、120,A、140,A、160,A 7種焊接電流對(duì) 6種尺寸鋁盒焊接仿真計(jì)算結(jié)果的影響，焊接電壓為 17,V，焊接速度為5,mm/s，焊接效率為0.9.

表1 鋁盒焊接過程Tab.1 Welding process of aluminum alloy box

2.2 仿真結(jié)果及分析

2.2.1 應(yīng)力應(yīng)變分析

仿真計(jì)算了 6種鋁盒尺寸、7種電流共 42組數(shù)據(jù)，統(tǒng)計(jì)了鋁盒最大變形量、等效應(yīng)力和監(jiān)測(cè)點(diǎn)1、監(jiān)測(cè)點(diǎn) 2、監(jiān)測(cè)點(diǎn) 3、監(jiān)測(cè)點(diǎn) 4的最大主應(yīng)力及等效塑性應(yīng)變等情況.圖 8和圖 9所示為兩種類型鋁盒在焊接電流 160,A時(shí)焊接后總變形量變化云圖.圖中可以看出鋁盒焊接后尺寸變形量主要集中在焊縫后半段處，而鋁盒開口處的尺寸變形量較小.圖 10和圖11所示為兩種類型鋁盒在焊接電流160,A時(shí)焊接后等效應(yīng)力分布云圖，圖中可以看出鋁盒焊接后殘余應(yīng)力主要集中在鋁盒開口處角點(diǎn)位置.

圖8 正方體鋁盒總變形量Fig.8 Total deformation of the cube aluminum alloy box

由于鋁盒焊接后殘余應(yīng)力集中在開口處角點(diǎn)位置，故對(duì)鋁盒角點(diǎn)處應(yīng)力及變形進(jìn)行分析，圖 12所示為厚 1.0,mm 的正方體鋁盒監(jiān)測(cè)點(diǎn) 1、2、3、4的等效塑性應(yīng)變?cè)诓煌娏髑闆r下的焊接仿真計(jì)算結(jié)果，可以看出鋁盒在 4條縫依次焊接過程中焊縫 2所對(duì)應(yīng)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)2等效塑性應(yīng)變最大.依次計(jì)算其余鋁盒尺寸在不同電流下的焊接仿真計(jì)算結(jié)果均得出監(jiān)測(cè)點(diǎn) 2的等效塑性應(yīng)變最大.圖 13所示為厚 1.0,mm的正方體鋁盒監(jiān)測(cè)點(diǎn) 1、2、3、4的最大主應(yīng)力在不同電流情況下的焊接仿真計(jì)算結(jié)果，可以看出鋁盒在 4條縫依次焊接的過程中焊縫 4所對(duì)應(yīng)的監(jiān)測(cè)點(diǎn) 4最大主應(yīng)力最大.依次計(jì)算其余鋁盒尺寸在不同電流下的焊接仿真計(jì)算結(jié)果均得出監(jiān)測(cè)點(diǎn) 4的最大主應(yīng)力最大.

圖9 長方體鋁盒總變形量Fig.9 Total deformation of the cuboid aluminum alloy box

圖10 正方體鋁盒等效應(yīng)力Fig.10 Equivalent stress of the cube aluminum alloy box

圖11 長方體鋁盒等效應(yīng)力Fig.11 Equivalent stress of the cuboid aluminum alloy box

圖12 200-1.0鋁盒監(jiān)測(cè)點(diǎn)等效塑性應(yīng)變Fig.12 Equivalent plastic strain of 200-1.0 aluminum alloy box monitoring point

圖13 200-1.0鋁盒監(jiān)測(cè)點(diǎn)的最大主應(yīng)力Fig.13 Maximum principal stress of 200-1.0 aluminum alloy box monitoring point

因此，由上述分析結(jié)果繼續(xù)研究了監(jiān)測(cè)點(diǎn)2的等效塑性應(yīng)變和監(jiān)測(cè)點(diǎn) 4的最大主應(yīng)力受電流變化的影響.圖14所示為鋁盒監(jiān)測(cè)點(diǎn)2的等效塑性應(yīng)變隨電流變化曲線，圖中可以看出隨著電流的增大鋁盒監(jiān)測(cè)點(diǎn)2的等效塑性應(yīng)變逐漸增大.圖15所示為鋁盒監(jiān)測(cè)點(diǎn)4的最大主應(yīng)力隨電流變化曲線，圖中可以看出鋁盒監(jiān)測(cè)點(diǎn) 4的最大主應(yīng)力受電流變化的影響較小，基本趨于水平.

圖16所示為不同尺寸鋁盒的總體等效塑性應(yīng)變隨焊接電流變化的關(guān)系曲線，由圖中可以看出鋁盒等效塑性應(yīng)變受電流變化影響較大.

圖14 鋁盒監(jiān)測(cè)點(diǎn)2的等效塑性應(yīng)變Fig.14 Equivalent plastic strain of the aluminum alloy box monitoring point 2

圖16 鋁盒等效塑性應(yīng)變Fig.16 Equivalent plastic strain of aluminum alloy box

2.2.2 鋁盒尺寸分析

由上述分析結(jié)果可知鋁盒焊接后變形量主要集中在焊縫處，而開口處的尺寸變形量很小，故對(duì)鋁盒焊接后尺寸形狀偏差計(jì)算方法為

式中：hx為焊接電流為 x時(shí)，焊接前后鋁盒4條焊縫處高度偏差均值；h為鋁盒焊接前高度(正方體為200,mm，長方體為 150,mm)；hi為鋁盒焊接后第 i條焊縫處高度；Lx為焊接電流為 x時(shí)，焊接前后鋁盒底部對(duì)角線偏差；l為焊接前鋁盒底部對(duì)角線值；li為焊接后鋁盒頂部第i條對(duì)角線值.

如圖 17所示，實(shí)驗(yàn)得出鋁盒底部對(duì)角線尺寸偏差隨電流的變化影響較??；如圖 18所示，鋁盒高度尺寸偏差隨電流的增大而增大，當(dāng)電流為 160,A時(shí)，鋁盒焊縫處高度尺寸偏差接近1,mm；如圖19所示，鋁盒總體最大變形量隨電流的增大逐漸增大，鋁盒厚度 0.8,mm時(shí)，隨電流的增大鋁盒最大變形量接近5,mm.

圖17 鋁盒底部對(duì)角線尺寸偏差Fig.17 Bottom diagonal size deviation of aluminum alloy box

圖18 鋁盒高度偏差Fig.18 Height deviation of aluminum alloy box

圖19 鋁盒最大變形量Fig.19 Maximum deformation of aluminum alloy box

3 結(jié) 論

本文研究了鋁合金盒體焊接殘余應(yīng)力及變形，從焊接電流、鋁盒尺寸形狀、焊接過程等方面給出了鋁盒焊接后應(yīng)力應(yīng)變分布和形狀變化規(guī)律，主要工作和結(jié)論如下.

(1) 鋁盒等效塑性應(yīng)變受電流的影響較大，殘余應(yīng)力集中在開口處角點(diǎn)上，變形在焊縫后半位置處，高度尺寸偏差隨電流的增大而逐漸增大.

(2) 鋁盒沿著4條側(cè)邊依次焊接成型過程中，第2條焊縫所對(duì)應(yīng)的鋁盒頂點(diǎn)的等效塑性應(yīng)變最大且隨平均焊接電流的增大而逐漸增大，第4條焊縫所對(duì)應(yīng)的鋁盒頂點(diǎn)的最大主應(yīng)力最大，且受平均焊接電流的影響較小.

(3) 鋁盒焊接后4條邊有內(nèi)凹的趨勢(shì)，根據(jù)變形的大小，呈不同程度的馬鞍形，本文中當(dāng)鋁盒厚度為0.8,mm時(shí)，鋁盒最大變形量近5,mm.

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