船用5083铝合金随焊滚压工艺的有限元计算

黄震宇

(中船第九设计研究院工程有限公司，上海 200063)

0 引 言

船用5083铝合金属于Al-Mg系铝合金，具有较低比重、中等强度、良好塑性、抗蚀性及焊接性，综合性能优良，其焊接结构广泛应用于船舶领域[1-2]。

铝合金的线胀系数和凝固时的体积收缩率比钢大，在焊接铝合金时，通常因为收缩内应力过大而在脆性温度区间内产生热裂纹，这是焊接铝合金时常见的严重问题[3]。采用钨极惰性气体保护焊(Tungsten Inert Gas Welding，TIG焊)，焊接热输入较为集中，焊后易形成较大的残余应力，焊缝、熔合线及热影响区易产生裂纹，大幅影响结构强度。为降低船用5083铝合金焊后残余应力，降低焊接过程中的热裂倾向，在常规焊接的基础上增设滚压工艺，即在焊枪后方一定距离设置滚轮，滚轮以一定的速度及压下量(压入焊板深度)对处于熔融状态的焊缝进行滚压。

采用有限元分析软件MSC.Marc建立随焊滚压模型，对随焊滚压工艺进行模拟，与常规TIG焊工艺的焊后残余应力进行对比，探究轮枪距及压下量对随焊滚压工艺下的焊后残余应力影响。

1 材料性能

假定材料各向同性且均匀，船用5083铝合金材料性能参数[4]如表1所示。在MSC.Marc中可通过材料特性定义模块(MATERIAL PROPERTIES)进行性能参数定义。

表1 船用5083铝合金材料性能参数

2 常规焊接模型

2.1 网格划分

使用MSC.Marc对船用5083铝合金薄板TIG焊的应力场进行模拟，模型中的薄板长(焊缝方向)为180 mm、宽为50 mm、厚为4 mm。将薄板用六面体单元进行网格划分：焊缝附近区域的单元尺寸相对较小，网格划分相对较密，网格尺寸为1 mm×1 mm×3 mm；远离焊缝附近区域的单元尺寸相对较大，网格划分相对较疏，网格尺寸为3 mm×2 mm×3 mm。整个有限元模型共12 669个节点、8 880个单元。TIG焊模型网格划分如图1所示。

图1 TIG焊模型网格划分示例

2.2 焊接热源模型

有限元计算的TIG焊热源采用Goldak双椭球体热源，该热源模型如图2所示，前后两部分采用不同的热源分布表达式。前半部分椭球内热源分布的表达式为

(1)

后半部分椭球内热源分布的表达式为

(2)

式(1)和式(2)中：Q为热源有效功率；a1为热源前半长；a2为热源后半长；b为热源半宽；c为热源深度；f1和f2分别为热源集中系数，

f1+f2=2。

图2 双椭球体热源模型示例

模拟选择的参数为：热源总功率Qv=1 700 W，焊接效率η=0.6，则热源有效功率Q=Qv×η=1 020 W；a1=2 mm；a2=4 mm；b=3 mm；c=4 mm。

焊接速度为3 mm/s，焊缝长度为180 mm，因此焊接时间为60 s。为提高焊接模拟结果的计算精度，在进行有限元计算时将60 s的焊接时间划分为240个固定时间载荷步，则每个载荷步的作用时间为0.25 s。

2.3 边界条件

船用5083铝合金薄板TIG焊过程中的边界条件主要为约束条件和散热条件。

(1)约束条件

在MSC.Marc中可通过边界条件模块BOUNDRY CONDITIONS对各类约束进行设置：焊缝起点下端位置的位移约束，x方向、y方向和z方向；焊缝终点下端位置的位移约束，x方向和y方向；拼板下表面边缘位置的位移约束，y方向。上述设置用于表达拼板点焊后自由放置在平面上的约束：先对2块船用5083铝合金薄板拼接处的起点与终点进行点焊，再自由放置在平台上进行对接焊。焊接模型约束条件如图3所示。

图3 焊接模型约束条件

(2)散热条件

焊接构件表面在焊接过程中与周围环境存在温差，产生热量交换。为模拟能量交换，在MSC.Marc中采用对流边界模块FACE FILM进行计算。取总换热系数为40 W/(m2·K)，环境温度设定为20 ℃，焊后在空气中的冷却时间定义为5 000 s，焊接过程及焊后冷却过程中的散热面定义为2块焊接薄板的全部外表面。

3 随焊滚压模型

3.1 随焊滚压模型

随焊滚压是指将滚压装置置于焊枪后特定位置，滚压处于脆性温度区间熔融状态的焊缝金属，利用滚压作用产生的横向挤压在焊接过程中释放内应力，减小焊接热应力，降低焊接热裂倾向。

在建立船用5083铝合金TIG焊随焊滚压模型时，不仅包括常规TIG焊模型中的边界问题，而且涉及接触边界条件。通过MSC.Marc中的接触控制模块CONTACT可进行接触模拟，建立随焊滚压模型，如图4所示。

图4 随焊滚压模型

在进行接触计算时需要进行如下定义：变形体，设为进行对接焊的2块船用5083铝合金薄板；刚体，设为圆柱形滚轮，滚轮半径为10 mm，宽度为20 mm，滚轮旋转中心沿焊缝方向前进，移动速度为3 mm/s，未进行焊接时的滚轮与薄板上表面刚好接触。在2块船用5083铝合金薄板下方，设置1个尺寸为120 mm×200 mm的刚性接触板，用于模拟随焊滚压下方的固定支承。在模拟过程中，计算轮枪距(滚轮中心与热源中心间距)为40 mm和50 mm及压入焊板深度(压下量)为板厚3%和5%的焊后残余应力。

3.2 接触条件

随焊滚压模型采用与常规TIG焊模型完全相同的热源模型、约束条件与散热条件，因此仅对接触条件进行分析。

在接触条件的设定中，将2块船用5083铝合金薄板定义为变形体，摩擦因数取0.06；将滚轮圆柱面定义为刚体。在随焊滚压的过程中，圆柱滚轮旋转中心沿焊缝方向前进，移动速度与焊枪速度保持一致，为3 mm/s，滚轮转速设为0.3 rad/s。将铝板与滚轮的接触关系设为TOUCHING。

4 计算结果及分析

4.1 焊后残余应力

为分析船用5083铝合金薄板TIG焊工艺的焊后残余应力，在焊接上表面长边中点选择2个参考节点：节点A(模型节点编号286)和节点B(模型节点编号15587)。以节点路径A→B为参考路径，对纵向焊后残余应力数值结果进行提取。常规焊接纵向焊后残余应力分布如图5所示。由图5可知：焊缝中心线附近10 mm内的纵向焊后残余应力明显高于其他区域。参考路径TIG焊最大纵向焊后残余应力为201.100 MPa。

图5 常规焊接纵向焊后残余应力分布

4.2 滚压处理的焊后残余应力

(1)轮枪距对焊后残余应力的影响

在压下量均为5%的前提下，对轮枪距40 mm工况和50 mm工况进行焊后残余应力计算分析。随焊滚压纵向焊后残余应力分布(压下量5%)如图6所示。由图6可知：轮枪距50 mm的焊缝附近区域纵向拉应力明显低于轮枪距40 mm的情况，且纵向焊后残余应力分布更趋于均匀。最大纵向焊后残余应力在轮枪距50 mm时为56.752 MPa，在轮枪距40 mm时为124.986 MPa；轮枪距由40 mm增至50 mm，最大纵向焊后残余应力下降54.6%。与常规TIG焊相比，随焊滚压工艺可明显降低焊缝横截面上的纵向焊后残余应力。

图6 随焊滚压纵向焊后残余应力分布(压下量5%)

(2)压下量对焊后残余应力的影响

在轮枪距为40 mm的前提下，对压下量3%工况和5%工况进行焊后残余应力计算分析。随焊滚压纵向焊后残余应力分布(轮枪距40 mm)如图7所示。最大纵向焊后残余应力在压下量3%时为107.646 MPa，在压下量5%时为124.986 MPa，下降13.9%。焊缝中心处纵向焊后残余应力在压下量3%时为52.640 MPa，在压下量5%时为80.660 MPa，下降34.7%。

图7 随焊滚压纵向焊后残余应力分布(轮枪距40 mm)

5 结 论

采用有限元分析软件MSC.Marc对船用5083铝合金薄板常规TIG焊和随焊滚压工艺进行数值模拟。计算结果表明：

(1)与常规TIG焊相比，随焊滚压可较大降低薄板内的焊后残余应力。

(2)与轮枪距40 mm相比，轮枪距50 mm的纵向焊后残余应力分布更加均匀，说明在一定范围内纵向焊后残余应力随轮枪距的增大而降低。

(3)与压下量5%相比，压下量3%的纵向焊后残余应力峰值较小，说明在一定范围内较大的压下量不利于焊后残余应力消除。

(4)轮枪距50 mm、压下量5%的最大纵向焊后残余应力最小；与常规TIG焊相比，下降71.8%。