隨焊沖擊碾壓控制焊接應(yīng)力變形防止熱裂紋機(jī)理

1、隨焊沖擊碾壓控制焊接應(yīng)力變形防止熱裂紋機(jī)理    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(shí)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(dāng)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(dāng)沖擊碾壓輪后座向下沖擊時(shí), 前沖擊碾壓輪就給焊趾部位的金屬施加一個(gè)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(shí)它緊緊的

2、壓在焊縫部位。焊接時(shí), 選用恰當(dāng)?shù)那昂筝嗛g距, 使后輪下方的金屬冷卻到脆性溫度區(qū)間以下。當(dāng)沖擊碾壓輪后座向下沖擊時(shí), 沖擊碾壓后輪就給焊縫金屬施加一個(gè)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(yīng)力變形防止熱裂紋機(jī)理數(shù)值分析為深入了解隨焊沖擊碾壓法的機(jī)理, 用數(shù)值計(jì) 算的方法對(duì)沖擊碾壓輪引起焊縫金屬塑性流變行為和應(yīng)變場變化進(jìn)行了分析。計(jì)算采用了大型有限元軟件SMC. SU PERFORM 并采用了熱機(jī)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(yīng)變的分布圖, 圖4 所示為橫向塑性應(yīng)變沿工件橫截面的分布, 其中第一個(gè)橫截面位于前輪后方, 第二個(gè)橫截面位于沖擊碾壓后輪下方

3、, 第三個(gè)橫截面位于沖擊碾壓后輪之后。從這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(yīng)變, 而輪緣正下方焊趾部位的金屬承受拉伸應(yīng)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(dòng)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(dòng), 所以焊縫中心部位承受的擠壓應(yīng)變值明顯要大一些。這個(gè)擠壓應(yīng)變能夠減小甚至抵消致裂的拉伸應(yīng)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

4、輪在對(duì)焊縫部位施加擠壓應(yīng)變防止熱裂紋的同時(shí), 也加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(yīng)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(yīng)變區(qū)轉(zhuǎn)化為拉應(yīng)變區(qū); 前輪緣下方原拉應(yīng)變區(qū)幅值也有所降低, 整個(gè)接頭區(qū)域的應(yīng)變分布明顯趨于均勻化。分析認(rèn)為, 這主要是因?yàn)楹缚p冷卻時(shí)產(chǎn)生的橫向壓縮塑性變形和前輪的擠壓作用導(dǎo)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(yīng)變的分布圖4橫向塑性應(yīng)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(yīng)變沿工件橫截面的分布。從圖中可以看出, 前輪經(jīng)過之

5、后, 其輪緣下方一定區(qū)域內(nèi)的金屬承受縱向拉伸應(yīng)變, 而后輪經(jīng)過以后, 整個(gè)焊縫區(qū)域都處于縱向拉伸應(yīng)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(yīng)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(huì)降低工件焊后殘余應(yīng)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(qiáng)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

6、下壓陷。由于后輪比前輪稍寬, 所以后輪經(jīng)過之后, 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(dòng)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(yīng)力變形防止熱裂紋機(jī)理可以概括表述為: 前輪對(duì)處于脆性溫度區(qū)間的焊縫金屬施加了一個(gè)橫向擠壓應(yīng)變,減小甚至抵消了致裂的拉伸應(yīng)變, 起到防止焊接熱裂紋的效果, 前輪同時(shí)還有一定的縱向延展作用, 有助于減小整個(gè)工件的縱向殘余應(yīng)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

7、引起焊縫的橫向壓縮塑性變形都充分延展, 主要起到降低殘余應(yīng)力減小焊接變形的效果。4隨焊沖擊碾壓試驗(yàn)結(jié)果及分析作者對(duì)幾種鋁合金進(jìn)行了常規(guī)焊接和隨焊沖擊碾壓焊接, 進(jìn)行了對(duì)比。圖7a 所示為沒有進(jìn)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(duì)照?qǐng)D8 是隨焊沖擊碾壓試件和常規(guī)焊接試件變形對(duì)比圖, 可以看出常規(guī)焊接試件變

8、形明顯, 而隨焊沖擊碾壓后的試件非常平整, 其變形用肉眼幾乎觀察不到。將試件放置于平臺(tái)上, 對(duì)兩塊試板邊緣處縱向撓曲變形進(jìn)行了對(duì)比測量。常規(guī)焊接試件的縱向撓度最大值達(dá)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(shí)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(duì)比圖圖9 所示為隨焊沖擊碾壓法對(duì)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

9、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 左右, 由此可知沖擊碾壓后輪確實(shí)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(duì)比用X 射線應(yīng)力儀對(duì)焊后試件進(jìn)行了殘余應(yīng)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(yīng)力分布圖。圖中, 橫坐標(biāo)L 為測點(diǎn)到焊縫中心的橫向距離, 縱坐標(biāo)D為縱向應(yīng)力。從圖中可以看出隨焊沖擊碾壓后, 縱向應(yīng)力較沒有進(jìn)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(yīng)力狀態(tài)變轉(zhuǎn)為壓應(yīng)力狀態(tài), 分析認(rèn)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(yīng)力分布5結(jié)論前沖擊碾壓輪對(duì)處于脆性溫度區(qū)間的焊縫金屬施加了一個(gè)橫向擠壓應(yīng)變, 減小甚至抵消了致裂的拉伸應(yīng)變, 起到防止焊接熱裂紋的作用; 后沖擊碾壓輪將焊縫金屬的縱向和橫向壓縮塑性變形充分延展, 達(dá)到降低