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利用非線性有限元軟件Marc建立含6處V型接頭的管狀電機(jī)支架模型，模擬研究了熱輸入對6處V型接頭起弧端熱循環(huán)以及焊縫區(qū)殘余應(yīng)力的影響。結(jié)果表明：熱輸入越高，起弧端溫度峰值越高，接頭在加熱和冷卻過程中的受熱越均勻；熱輸入對焊縫前端和末端焊接殘余應(yīng)力的影響較??；對于焊縫中段，熱輸入越大，焊接殘余應(yīng)力越小，并且除了接頭Ⅱ外，其他接頭焊縫中段殘余應(yīng)力均表現(xiàn)為拉應(yīng)力。

 

01試驗(yàn)方法

 

      整個(gè)電機(jī)支架為環(huán)狀結(jié)構(gòu)，如圖1(a)所示，其軸向截面形狀和接頭位置如圖1(b)所示，壁厚為50mm。

 

 

圖1 電機(jī)支架整體形狀和軸向截面形狀

 

     由圖1可見，電機(jī)支架軸向從底部到頂部共有6處接頭(Ⅰ~Ⅵ)，焊接方向沿環(huán)向，接頭Ⅰ~Ⅳ處的支架半徑R為1050mm，接頭Ⅴ處的支架半徑R1為1095mm，接頭Ⅵ處的支架半徑R2為1162.5mm。

 

     電機(jī)支架母材和焊材均為Q235鋼，焊絲直徑為1.2mm，材料熱物理性能參數(shù)見表1。

 

表1 Q235鋼的熱物理性能參數(shù)

 

 

     焊接工藝均為氣體保護(hù)焊，采用直流電源，焊絲與電源正極相連，根據(jù)電流、電壓等參數(shù)計(jì)算得到的熱輸入為56.25kJ·mm-1。接頭Ⅰ~Ⅵ連續(xù)依次施焊，每個(gè)接頭的坡口尺寸和焊接順序均與圖2中接頭Ⅰ相同，均為V型坡口，焊接10道次，對稱施焊，每條焊道高度均為5mm。

 

 

圖2 接頭Ⅰ處的V型坡口尺寸和焊接順序

 

     采用手持式X射線殘余應(yīng)力測試儀進(jìn)行殘余應(yīng)力測試，經(jīng)過M點(diǎn)(如圖2所示)沿環(huán)向選取10個(gè)等距離點(diǎn)進(jìn)行測試。

 

02有限元模型的建立

 

     為了細(xì)化網(wǎng)格、提高計(jì)算精度，取1/3電機(jī)支架進(jìn)行建模。

 

 

圖3 1/3電機(jī)支架模型中各焊接接頭的焊接方向及焊縫長度示意

 

     由圖3可見，在1/3電機(jī)支架中，接頭Ⅰ和Ⅱ處的焊縫長度為πR/3，接頭Ⅲ和Ⅳ處的焊縫長度為2πR/3，接頭Ⅴ處的焊縫長度為πR1/3，接頭Ⅵ處的焊縫長度為2πR2/3。整個(gè)模型長度為2535mm，劃分網(wǎng)格后的1/3電機(jī)支架模型如圖4所示，焊縫處網(wǎng)格較密，熱影響區(qū)次之，母材區(qū)網(wǎng)格較為稀疏，單元尺寸(長×寬×高)分別為2mm×2mm×2mm, 4mm×4mm×2mm, 10mm×4mm×2mm。

 

 

圖4 1/3電機(jī)支架模型和網(wǎng)格劃分

 

      網(wǎng)格類型選用八節(jié)點(diǎn)六面體單元HEX(8)，單元數(shù)為157434個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)為30896個(gè)。模擬時(shí)焊接工藝及順序與試驗(yàn)保持一致，選擇3組工藝參數(shù)：焊接電流200A，電弧電壓25V，熱效率系數(shù)0.75；焊接電流250A，焊接電壓30V，熱效率系數(shù)0.75；焊接電流300A，電弧電壓37V，熱效率系數(shù)0.75。焊接速度均為4mm·min-1，焊接時(shí)間由各焊縫長度計(jì)算得到。由焊接電流、焊接電壓等參數(shù)計(jì)算得到的焊接熱輸入分別為56.25，84.38，124.88kJ·mm-1。選擇橢球形移動(dòng)熱源進(jìn)行焊接模擬，其表達(dá)式為

 

 

03結(jié)果與討論

 

3.1模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

 

     由圖5可以看出，在位置M處平行于焊接方向的路徑上，實(shí)際測試與有限元模擬得到的殘余應(yīng)力均為拉應(yīng)力，沿焊接方向的變化趨勢相同，最小殘余應(yīng)力均出現(xiàn)在焊接路徑中間位置處。殘余應(yīng)力測試結(jié)果與有限元分析結(jié)果的相對誤差均小于10%，吻合度較高，說明有限元模型的參數(shù)設(shè)置具有較高的準(zhǔn)確度。

 

 

圖5 焊接接頭Ⅰ熱影響區(qū)M處殘余應(yīng)力沿焊接方向的變化曲線（熱輸入56.25kJ·mm-1）

 

3.2熱輸入對焊接熱循環(huán)的影響

 

     由圖6可知：在3種焊接熱輸入下，不同焊接接頭第1道焊起弧端節(jié)點(diǎn)的熱循環(huán)曲線變化趨勢相同。與焊接熱源直接接觸時(shí),起弧端節(jié)點(diǎn)溫度從室溫瞬間升高到1500℃，達(dá)到焊材的熔點(diǎn)形成熔池；隨著焊接時(shí)間的推移，起弧端節(jié)點(diǎn)因熱源逐漸遠(yuǎn)離，溫度下降，熔池凝固形成焊縫；在進(jìn)行后續(xù)第2~10道焊時(shí)，第1道焊起弧端節(jié)點(diǎn)均會(huì)再次受熱而溫度升高，隨后隨著熱源的遠(yuǎn)離溫度又下降，因此熱循環(huán)曲線出現(xiàn)多個(gè)溫度峰值現(xiàn)象(圖中方框)。隨著焊接熱輸入的升高，在焊接第2~10道時(shí)的峰值溫度升高(圖中方框)，接頭加熱和冷卻時(shí)的溫度分布更加均勻，這有利于降低焊接殘余應(yīng)力。

 

 

圖6 不同熱輸入下不同焊接接頭起弧端節(jié)點(diǎn)處的熱循環(huán)曲線

 

3.3熱輸入對殘余應(yīng)力的影響

 

     由圖7可以看出：不同焊接接頭第10焊道中的縱向(沿x軸方向)殘余應(yīng)力沿焊接方向的變化規(guī)律基本相同；在焊縫前端和末端，焊接熱輸入對殘余應(yīng)力的影響不大，在焊縫中段，殘余應(yīng)力均隨熱輸入的增加而減小。接頭Ⅰ和接頭Ⅵ處除了在焊縫前端出現(xiàn)殘余壓應(yīng)力外，其余位置均為拉應(yīng)力；接頭Ⅱ除了在焊縫前端和末端出現(xiàn)拉應(yīng)力外，其余位置都是壓應(yīng)力；接頭Ⅲ和接頭Ⅵ則相反，除了在焊縫前端和近末端處出現(xiàn)壓應(yīng)力外，其余位置都是拉應(yīng)力；接頭Ⅴ第10焊道中的殘余應(yīng)力全是拉應(yīng)力。

 

 

圖7 不同熱輸入下不同焊接接頭第10焊道中縱向殘余應(yīng)力沿焊接方向的變化曲線

 

04結(jié) 論

 

     (1) 建立含6處V型接頭的電機(jī)支架模型，通過有限元模擬得到其接頭Ⅰ處熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力與實(shí)測殘余應(yīng)力沿焊接方向的變化趨勢相同，且殘余應(yīng)力的相對誤差均小于10%，模型準(zhǔn)確。

 

     (2) 模擬得到電機(jī)支架上6處接頭焊縫的縱向焊接殘余應(yīng)力的變化規(guī)律：對于焊縫前端和末端，熱輸入對焊接殘余應(yīng)力的影響較?。粚τ诤缚p中段，熱輸入越大，焊接殘余應(yīng)力越小，并且除了接頭Ⅱ外，其他接頭均表現(xiàn)為拉應(yīng)力。

 

     (3) 在進(jìn)行多層多道焊時(shí)，熱輸入越大，起弧端峰值溫度越高，接頭在加熱和冷卻過程中的溫度越均勻，這有利于減小殘余應(yīng)力。