隨焊沖擊碾壓控制焊接應力變形防止熱裂紋機理

1、隨焊沖擊碾壓控制焊接應力變形防止熱裂紋機理摘要: 為了解隨焊沖擊碾壓法機理, 用數(shù)值計算方法對沖擊碾壓輪引起薄壁結(jié)構(gòu)焊縫金屬塑性流變行為和應變場變化進行了分析。前輪對處于脆性溫度區(qū)間的焊縫金屬施加一個橫向擠壓塑性應變, 減小甚至抵消致裂的拉伸應變, 防止了焊接熱裂紋的產(chǎn)生。后輪將焊縫金屬的縱、橫向壓縮塑性變形充分碾展, 減小了工件的殘余變形和應力。實驗結(jié)果證明隨焊沖擊碾壓法能將平板薄壁試件縱向撓曲和橫向收縮變形控制在常規(guī)焊接狀態(tài)的1/10 和1/5, 殘余應力值也明顯降低; 焊縫表面沒有熱裂紋, 平整光滑。關(guān)鍵詞: 焊接結(jié)構(gòu); 應力; 變形; 沖擊碾壓; 熱裂紋薄壁焊接結(jié)構(gòu)具有比強度高、質(zhì)量輕

2、等優(yōu)點, 在國防和國民 target=_blank class=infotextkey經(jīng)濟重要部門得到廣泛應用 1 。但鋁合金殼體等薄壁結(jié)構(gòu)在焊接時存在殘余變形大, 熱裂敏感性高等不足, 實際生產(chǎn)時通常采用先焊接后校形、焊后進行去應力熱處理等手段, 成本高、效率低。隨焊沖擊碾壓法是一種控制薄壁結(jié)構(gòu)焊接應力變形并且防止熱裂紋的新方法, 其設(shè)備簡單輕便, 焊縫質(zhì)量好, 成本低, 效率高, 具有廣闊應用前景。本文著重分析在沖擊碾壓輪作用下焊縫金屬塑性流變行為和焊接應變場的變化, 明確隨焊沖擊碾壓法的作用機理, 為進一步推廣應用奠定基礎(chǔ)。1焊接熱裂紋和殘余應力變形產(chǎn)生原因焊縫區(qū)金屬在加熱過程中, 因熱

3、膨脹受到限制而產(chǎn)生塑性擠壓, 在隨后的冷卻過程中因熱收縮受到限制又產(chǎn)生了塑性拉伸。一般而言, 焊縫金屬在冷卻階段的拉伸塑性變形不足以抵消其在加熱階段產(chǎn)生的擠壓塑性變形, 焊后就會有殘余壓縮塑性變形保留下來, 從而使焊縫金屬在冷卻過程中承受拉伸應變, 并且導致工件焊后出現(xiàn)較高的殘余應力和變形 2, 3 。另外, 當焊縫金屬冷卻到固液共存的脆性溫度區(qū)間內(nèi)時, 如果其塑性儲備小于拉伸應變, 則產(chǎn)生熱裂紋 2, 4 。因此, 如果當焊縫金屬冷卻至脆性溫度區(qū)間內(nèi)時, 對其施加一定的擠壓應變以抵消致裂的拉伸應變, 則可有效地防止焊接熱裂紋的產(chǎn)生。在隨后的冷卻過程中, 若對焊縫金屬額外施加一定的拉伸應變,

4、減小殘余壓縮變形, 就可能減小焊后殘余應力和變形 2, 5, 6 。2隨焊沖擊碾壓法簡介圖1 是隨焊沖擊碾壓裝置結(jié)構(gòu)圖, 由圖可以看出隨焊沖擊碾壓機構(gòu)主要由動力源(氣錘)、沖擊傳力桿、沖擊碾壓輪后座、和兩個沖擊碾壓輪等構(gòu)成。氣錘沖擊活塞在壓縮空氣的推動下, 在氣缸中上下往復運動。當活塞向下沖擊時, 在行程的末端受到?jīng)_擊傳力桿的阻擋, 在接觸的瞬間, 將能量傳遞給沖擊傳力桿; 這時氣流換向, 活塞開始向上運動, 開始下一個沖擊循環(huán); 而沖擊傳力桿將帶動沖擊碾壓輪后座一起向下沖擊。沖擊力通過沖擊碾壓輪后座與沖擊碾壓輪之間的配合曲面?zhèn)鬟f到前后沖擊碾壓輪,并最終作用到被焊工件上。工作時, 隨焊沖擊碾壓

5、機構(gòu)緊緊跟隨在焊接電弧后面, 并與焊槍同步運動。1沖擊活塞; 2壓簧; 3沖擊傳力桿;4沖擊碾壓輪后座; 5扭簧; 6沖擊碾壓輪;7工件; 8焊接電弧圖1隨焊沖擊碾壓法裝置簡圖圖2 所示為沖擊碾壓輪的形狀, 其中圖2a 為前輪, 它的形狀是內(nèi)凹的, 工作時它跟隨在焊接電弧的后面,“跨”在焊縫上面, 其兩側(cè)輪緣緊緊地壓在焊趾部位。適當調(diào)節(jié)前輪與焊接電弧之間的距離, 使前輪緣下方的焊縫金屬正好處于脆性溫度區(qū)間內(nèi)。當沖擊碾壓輪后座向下沖擊時, 前沖擊碾壓輪就給焊趾部位的金屬施加一個沖擊碾壓作用。圖2b 為后輪,比前輪稍寬, 輪緣形狀略向外凸, 工作時它緊緊的壓在焊縫部位。焊接時, 選用恰當?shù)那昂筝嗛g

6、距, 使后輪下方的金屬冷卻到脆性溫度區(qū)間以下。當沖擊碾壓輪后座向下沖擊時, 沖擊碾壓后輪就給焊縫金屬施加一個沖擊碾壓作用。圖2沖擊碾壓輪的形狀3隨焊沖擊碾壓控制薄壁結(jié)構(gòu)應力變形防止熱裂紋機理數(shù)值分析為深入了解隨焊沖擊碾壓法的機理, 用數(shù)值計 算的方法對沖擊碾壓輪引起焊縫金屬塑性流變行為和應變場變化進行了分析。計算采用了大型有限元軟件SMC. SU PERFORM 并采用了熱機耦合算法。圖3 為在前后沖擊碾壓輪作用下工件中橫向塑性應變的分布圖, 圖4 所示為橫向塑性應變沿工件橫截面的分布, 其中第一個橫截面位于前輪后方, 第二個橫截面位于沖擊碾壓后輪下方, 第三個橫截面位于沖擊碾壓后輪之后。從這

7、兩圖可以看出在前輪沖擊碾壓之后, 處于前輪緣中間的焊縫金屬和前輪緣外側(cè)的母材金屬承受橫向擠壓應變, 而輪緣正下方焊趾部位的金屬承受拉伸應變, 這主要是由于焊縫金屬受前輪緣的排擠, 被迫從焊趾部位向兩側(cè)流動所致。由于前輪緣各段曲率半徑不同( r2 r1, 見圖2a) , 所以在壓入深度相同情況下, 向內(nèi)側(cè)排擠的焊縫金屬體積要大于向外側(cè)排擠的金屬體積, 也就是說大部分焊縫金屬被迫從焊趾處向焊縫中心線流動, 所以焊縫中心部位承受的擠壓應變值明顯要大一些。這個擠壓應變能夠減小甚至抵消致裂的拉伸應變, 從而有效地防止了焊接熱裂紋的產(chǎn)生。必須指出的是, 前輪在對焊縫部位施加擠壓應變防止熱裂紋的同時, 也加

8、劇了焊縫的橫向收縮。從圖3 和圖4 還可以看出, 在后輪沖擊碾壓作用之后, 工件中橫向塑性壓應變區(qū)明顯減小, 幅值也大大降低, 特別是焊縫中心部位由壓應變區(qū)轉(zhuǎn)化為拉應變區(qū); 前輪緣下方原拉應變區(qū)幅值也有所降低, 整個接頭區(qū)域的應變分布明顯趨于均勻化。分析認為, 這主要是因為焊縫冷卻時產(chǎn)生的橫向壓縮塑性變形和前輪的擠壓作用導致的橫向壓縮塑性變形都被后輪充分延展所致。圖3在前后沖擊碾壓輪作用下工件中橫向塑性應變的分布圖4橫向塑性應變沿工件橫截面的分布圖5 所示為在前后輪沖擊碾壓作用之后, 縱向塑性應變沿工件橫截面的分布。從圖中可以看出, 前輪經(jīng)過之后, 其輪緣下方一定區(qū)域內(nèi)的金屬承受縱向拉伸應變,

9、 而后輪經(jīng)過以后, 整個焊縫區(qū)域都處于縱向拉伸應變狀態(tài), 這說明焊縫在冷卻過程中產(chǎn)生的縱向殘余壓縮塑性變形被前后輪充分碾展。圖5前后輪沖擊碾壓后縱向塑性應變沿工件橫截面分布綜合圖3 5 可知, 前后輪經(jīng)過以后, 焊縫區(qū)縱向和橫向壓縮塑性變形都被充分延展, 趨于均勻化,這必然會降低工件焊后殘余應力和變形。圖6 所示是前后輪經(jīng)過之后引起焊縫區(qū)金屬的變形結(jié)果, 結(jié)合圖4 可知, 前輪經(jīng)過之后, 焊縫中心區(qū)域的金屬受到內(nèi)側(cè)輪緣的強烈擠壓作用, 被迫沿其輪廓平滑向上隆起; 在前輪緣外側(cè)的母材金屬受到的排擠作用較弱, 向上輕微隆起; 而焊趾部位則被前輪緣向下壓陷。由于后輪比前輪稍寬, 所以后輪經(jīng)過之后,

10、無論是焊縫中心還是兩側(cè)向上隆起的金屬均被壓平; 而被前輪緣壓陷的焊趾部位則被其兩側(cè)金屬流動填充而向上隆起, 這減小了前輪經(jīng)過之后焊縫各部位的高度差, 使整條焊縫表面都趨于光滑平整。圖6前后輪經(jīng)過之后引起焊縫區(qū)金屬的變形綜上所述, 隨焊沖擊碾壓控制薄壁結(jié)構(gòu)應力變形防止熱裂紋機理可以概括表述為: 前輪對處于脆性溫度區(qū)間的焊縫金屬施加了一個橫向擠壓應變,減小甚至抵消了致裂的拉伸應變, 起到防止焊接熱裂紋的效果, 前輪同時還有一定的縱向延展作用, 有助于減小整個工件的縱向殘余應力和變形; 后輪將焊縫金屬在冷卻過程中形成的縱向和橫向壓縮塑性變形以及由前輪引起焊縫的橫向壓縮塑性變形都充分延展, 主要起到降

11、低殘余應力減小焊接變形的效果。4隨焊沖擊碾壓試驗結(jié)果及分析作者對幾種鋁合金進行了常規(guī)焊接和隨焊沖擊碾壓焊接, 進行了對比。圖7a 所示為沒有進行沖擊碾壓的常規(guī)焊縫形貌, 圖7b 所示為隨焊沖擊碾壓后的焊縫形貌, 從圖中可以看出常規(guī)焊縫中出現(xiàn)了貫穿全長的熱裂紋,而隨焊沖擊碾壓后的焊縫中沒有出現(xiàn)熱裂紋。從圖7 還可以看出, 常規(guī)焊縫形貌比較粗糙而隨焊沖擊碾壓后焊縫表面平整光滑。LD10 鋁合金, 厚度為2mm , I= 125A , v= 500mm/m in圖7焊縫形貌對照圖8 是隨焊沖擊碾壓試件和常規(guī)焊接試件變形對比圖, 可以看出常規(guī)焊接試件變形明顯, 而隨焊沖擊碾壓后的試件非常平整, 其變形

12、用肉眼幾乎觀察不到。將試件放置于平臺上, 對兩塊試板邊緣處縱向撓曲變形進行了對比測量。常規(guī)焊接試件的縱向撓度最大值達到9. 64mm 左右, 而隨焊沖擊碾壓試件縱向撓度最大值為1. 02mm , 僅為前者的1/1 0 左右。這說明沖擊碾壓輪確實將焊接試件的縱向壓縮塑性變形充分延展了。L Y12CZ 鋁合金, 500mm 300mm 2mm ,I= 127A , v= 500mm/m in圖8隨焊沖擊碾壓后的試件和常規(guī)焊接試件變形對比圖圖9 所示為隨焊沖擊碾壓法對焊接試件的橫向收縮控制效果。從圖中可以看出, 橫向收縮量平均值從常規(guī)焊接試件的0. 45mm 左右降低到隨焊沖擊碾壓試件的0. 1mm

13、 左右, 由此可知沖擊碾壓后輪確實將焊縫的橫向壓縮塑性變形充分延展了。L Y12CZ 鋁合金, 500mm 300mm 2mm ,I= 127A , v= 500mm/m in圖9隨焊沖擊碾壓試件和常規(guī)焊接試件橫向收縮量對比用X 射線應力儀對焊后試件進行了殘余應力測試。圖10 是隨焊沖擊碾壓后的試件和常規(guī)焊接試件的縱向應力分布圖。圖中, 橫坐標L 為測點到焊縫中心的橫向距離, 縱坐標D為縱向應力。從圖中可以看出隨焊沖擊碾壓后, 縱向應力較沒有進行隨焊沖擊碾壓的情況大大降低, 特別是焊縫中心部位甚至由原來的拉應力狀態(tài)變轉(zhuǎn)為壓應力狀態(tài), 分析認為這是由于沖擊碾壓輪將焊縫的縱向壓縮塑性變形充分碾展, 使焊縫和近縫區(qū)母材金屬伸長所致。L Y12CZ 鋁合金, 500mm 300mm 2mm ,I= 127A , v= 500mm/m in圖10隨焊沖擊碾壓試件和常規(guī)焊接試件縱向應力分布5結(jié)論前沖擊碾壓輪對處于脆性溫度區(qū)間的焊縫金屬施加了一個橫向擠壓應變, 減小甚至抵消了