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      激光焊接熱裂紋的實驗與數值研究

      激光焊接熱裂紋的實驗與數值研究

      H. Gao1 & G. Agarwal1 & M. Amirthalingam2 & M. J. M. Hermans1 & I. M. Richardson

      摘要:激光焊接相變誘導塑性鋼(TRIP)時,鋼法蘭邊緣的熱裂紋可能是一種熱裂紋問題。在本研究在熱輸入和外部約束不變的情況下,在距自由邊不同距離的單側夾緊試樣上進行了改進的熱裂紋試驗。利用預附熱電偶和數字圖像相關技術分別進行了現場溫度和應變測量。建立了熱機械有限元模型,并用實測的時空數據進行了驗證。根據驗證的有限元模型,研究了焊縫糊狀區的溫度和應變演化。研究發現,試驗鋼中開始熱裂紋的臨界應變在3.2%到3.6%之間。進一步評估了該閾值,并通過焊接不同的熱輸入進行了實驗驗證。

      關鍵詞:熱的開裂 激光焊接 數字化圖像相關 有限元素模型 時間空間驗證

      正文

      介紹

      先進的高強度鋼(AHSS)越來越多地被汽車制造商應用[1],它們可以通過使用高強度更薄的規格鋼來減輕汽車重量工作表.應用要求在鋼法蘭邊緣進行激光焊接[2];但是,某些AHSS鋼種的激光焊接部件的熱裂紋可能是與此類焊接幾何形狀相關的問題[3]。

      為了在高速鋼中獲得所需的機械性能,應用合金元素和復雜的熱處理來生成具有設計分數、尺寸、成分、形貌和相空間分布的微觀結構[4,5]。然而,合金元素的加入可以拓寬材料的凝固范圍,從而提高熱裂敏感性。固態化過程中的冶金和熱機械條件對熱裂解至關重要[6]。研究了不同長度尺度下熱裂紋的發生。在微觀層面上,Rappaz[7]提出柱狀枝晶間的晶格是由于相干枝晶傳遞的局部應變而形成的??躘8]指出,熱裂是由于液體供給不足時,沿晶界半固態區誘發的拉伸變形引起的。Wang[9]得出結論,在固化的最后階段,液道的偏析和形貌使材料更容易發生熱裂。Coniglio[10]從斷裂枝晶間液體的臨界應力、超過塑性區塑性的臨界應變、形核和長大孔的臨界氫含量等方面描述了焊接凝固過程中裂紋的萌生和擴展機理。在宏觀上,焊接過程會產生熱負荷和機械變形。在冷卻過程中,由于凝固收縮和熱收縮,凝固熔體收縮?;趐rokhov塑性區的pro-11塑性準則。Clyne[12]通過評估材料凝固范圍內的冷卻速率來描述裂紋指數。Yamanaka[13]確定了當糊狀區的非彈性應變超過該值時的開裂臨界值。Won[14]提出了考慮脆性溫度范圍內的應變率和材料特性的臨界應變的經驗關系式。

      熱裂現象的模擬是通過多物理和多尺度的方法進行的。Safari[15]將粘塑性本構模型應用到有限元模擬中。熱裂紋萌生和擴展的最大橫向機械應變準則是決心。王[16] 建立了一個順序耦合模型,將焊接熱邊界條件和機械邊界條件轉化為微觀結構域。得到了枝晶間熱裂解的臨界壓降。Ploshikhin[17]提出了一種綜合的機械冶金方法來模擬焊縫中的凝固裂紋。熱裂紋是由于宏觀拉伸應變在微觀液體晶間薄膜中積累的結果。一般情況下,大多數數值模型僅通過現場溫度測量進行驗證,而應力/應變場是由熱-機械耦合模擬得出的。熱裂紋是一個動態過程,因此,應根據在熔合邊界附近的實時時空應力應變測量驗證的數值模型,確定一個可靠的熱裂判據。

      在這項研究中,基于改良的熱裂試驗,在距鋼試件自由邊緣不同距離處進行激光焊接。分別使用預附熱電偶和數字圖像相關技術進行了現場溫度和應變測量。實測瞬態結果為驗證相關數值模型提供了有用的信息。從驗證的有限元模型出發,研究了焊縫糊狀區等溫表面和橫向應變的演變規律。通過比較有熱裂紋和無熱裂紋兩種情況,確定了凝固過程中的臨界應變,證明這是預測熱裂紋發生的一個成功的閾值

      實驗

      VDEH(德國鋼鐵研究所)[18]開發的標準自約束熱裂紋試驗通常用于歐洲鋼鐵制造商測試汽車鋼的凝固開裂抗力。激光焊在矩形鋼板上進行,與邊緣成7°角,與自由端相距3 mm邊緣。那個另一個邊緣用夾具固定,如圖1a所示。用裂紋長度作為一個參數,對不同鋼種的熱裂紋敏感性進行排序。然而,隨著激光以傾斜的角度進入薄板,約束量逐漸增加。由于自我約束,很難確定引發熱裂紋的臨界應變。因此,在試驗1b中,對激光進行了改進,使其在平行焊接時產生裂紋。

      采用功率為1100w、焊接速度為10mm s?1的3kw Nd:YAG激光器進行了板上堆焊試驗。尺寸為90×45 mm 2、厚度為1.25 mm的矩形鋼板已使用。轉換本文對化學成分列于表1的誘導塑性鋼(TRIP)進行了研究。激光束從自由邊的距離增加,直到沒有觀察到裂紋;這發生在距離13mm處。對于每一個焊接案例,重復了五次實驗。在熱影響區(HAZ)的三個位置,用直徑為0.25 mm的點焊K型熱電偶測量瞬態溫度,如圖1c所示。

      用一種商用高溫涂料在鋼板的頂面形成隨機散斑圖。所測量的斑圖尺寸在10到50μm之間變化?Q-400-3D數字圖像相關(DIC)系統和商業軟件Istra 4D用于以8Hz的幀速率捕獲和分析圖像[19]。從DIC系統出發,利用散斑圖的運動推導位移和應變。為了將產生的焊接羽流強度降至最低,使用兩個定制的輔助高強度30w發光二極管(波長450nm)照亮試樣的頂面。在透鏡前面放置一個中心波長為450nm、全寬半最大值為10nm的帶通濾波器,以減小羽流光的影響。這種方法允許測量距離熔合邊界1.5~2mm的位移場。在本工作中,靠近熔合邊界的最大應變不確定度為±0.1%。

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      圖1標準自約束熱裂紋試驗(VDEh)示意圖俯視圖,紅線表示焊縫中心線;B在平行于自由邊的壓痕距離處修改熱裂紋試驗;研究中的焊接布置:在距焊縫中心線3毫米處的HAZ-1和距離焊縫中心線2.5和4毫米處測量了HAZ-2的瞬態溫度

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      表一 TRIP鋼化學成分(wt%,含鐵平衡)

      有限元模型

      建立了一個順序耦合的三維有限元(FE)熱機械模型,包括熱傳遞物理和固體力學[20]。商業軟件?是為了這個目的。模擬了焊接過程中的熱平衡,包括熱輸入、傳熱和熱損失。熱輸入作為等高線錐形熱源,高斯分布如圖2c所示。板材中的傳熱由圖2a[21]中所示的溫度相關熱特性確定。相變潛熱包含在比熱中。采用表面-薄膜邊界條件模擬熱損失。以室溫為參考溫度。

      得到的熱歷史作為一個預先定義的場應用于力學模型。采用固定約束來模擬夾緊條件。采用了各向同性硬化的彈塑性理論[22]。在有限元模型中,假定格林-拉格朗日和第二皮奧拉-基爾霍夫理論計算應變和應力。熱膨脹系數中包含了固液相變引起的體積變化。圖2b[21]給出了與溫度相關的機械和材料性能。本文的重點是確定焊縫糊狀區的高溫臨界應變,忽略了固態相變。與圖2d所示母材相比,焊縫中心線附近的網格設置更密集(0.5×0.5×0.5 mm3)。

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      圖2模型設置:與溫度相關的熱特性,與溫度相關的機械性能,錐形熱源,模型網格

      結果

      在距鋼試件自由邊緣11 mm和13 mm處進行激光焊接。兩個病例均獲得完全穿透。焊接后,在距自由邊11 mm處焊接時,沿所有試樣的焊縫中心線觀察到裂紋,而在距自由邊13 mm處焊接時,未觀察到裂紋,如圖3所示。

       

      圖4顯示了在距離自由邊13 mm處焊接時,熱影響區三個位置處瞬態溫度的實驗和數值結果。紅色曲線表示距離HAZ2焊縫中心線2.5 mm處的溫度,并顯示1025 K的峰值溫度。黑色曲線表示距離HAZ1中焊縫中心線3 mm處的溫度,并顯示較低的940 K峰值溫度。在隨后的冷卻階段,由于不對稱,這兩個位置的曲線相交散熱。藍色曲線表示距離HAZ2焊縫中心線4 mm處的溫度,顯示三個測量位置中830 K的最低峰值溫度。實驗結果與數值計算結果吻合較好,對這三個位置的加熱和冷卻階段的峰值溫度和溫度分布進行了考察。

      圖5顯示了在距焊縫中心線3 mm處(距起始邊緣22.5 mm)處HAZ1中的試驗和數值橫向應變。焊接板中間自由邊的應變如圖6所示。結果表明,在這兩個位置上,實驗和模擬的應變演化有很好的一致性。在加熱階段,HAZ1中的應變增加到1%,然后在焊接開始后30s冷卻到0.4%。在自由邊,應變達到0.6%,并緩慢減小。

      在焊接開始后t=3.5 s時,將從試驗獲得的橫向應變圖與FEM模型進行比較,如圖7所示。比較了45×10mm2區域的空間應變。有限元模型預測了應變范圍和應變分布,與實測結果吻合較好。

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      圖3激光焊接在距自由邊緣13和11 mm處的薄板

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      圖4在距自由邊焊縫13 mm處焊接時,HAZ1和HAZ2在距自由邊13 mm處焊縫中心線(距起始邊緣22.5 mm)2.5和4 mm處的瞬態溫度的實驗和數值結果74焊接世界(2018)62:71–78

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      圖5在距自由邊13 mm處焊接時,距焊縫中心線3.5 mm處的HAZ1應變驗證

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      圖6在距自由邊13 mm處焊接時,焊縫板中間自由邊處的應變驗證

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      圖7焊接開始后Nt=3.5 s時的應變(%)圖驗證

      討論

      在距自由邊13 mm和11 mm處焊接時,熱量輸入和夾緊條件保持不變,而只有在后一種情況下才觀察到裂紋。這表明裂紋萌生與材料的自約束和凝固過程中焊縫中心的應變有關。

      雖然DIC測量了焊接過程中的應變分布和演變,但由于隨機散斑圖案的油漆無法承受1300 K以上的溫度,因此只能在距離焊縫中心線大于3mm的位置進行測量。但是,在焊接過程中,裂紋發生在焊接中心焊接試驗表明,焊縫糊狀區的溫度和應變變化對揭示熱裂紋敏感性至關重要。在焊接糊狀區外測得的瞬態溫度和應變與有限元預測結果進行了比較模型。之后利用時間和空間數據對有限元模型進行了驗證,得到了焊縫中心的溫度、應變分布和演化規律。

      圖8顯示了在距自由邊13 mm和11 mm處焊接時,焊接中心的起始邊緣和自由邊緣的模擬溫度變化。由于熱源是局部施加在焊縫中心,所以熔合區的溫度曲線相似且相互重疊其他。它可以看出,兩種情況下的峰值溫度都超過了材料的液相線溫度。在自由邊位置,11mm的情況下的溫度高于13mm的情況,因為熱量被小材料吸收。

      為了更詳細地研究焊接區的溫度和應變行為,從模擬結果中提取了焊縫起始位置4×4×1.25mm3的體積。研究材料的固相線和液相線溫度分別為1670和1783 K。從模擬結果看,固相線溫度與液相線溫度之間的等溫面顯示了焊接糊狀區的發展。圖9顯示了焊接開始后0.5s內焊縫糊狀區的應變演變。此處討論距自由邊13mm處的焊接。體積熱源最初應用于起始邊緣外,并沿焊縫中心線移動。焊接開始后0.2秒,開始邊緣的熔化部分作為熱源進入鋼板。上表面熔池的尺寸比下表面大,這是由于采用了錐形熱源,沿厚度方向產生了熱梯度。沿熔合邊界觀察到高達1.4%的應變。在0.25s時,熔池寬度達到最大尺寸。在0.3秒時,熱源中心已越過起始邊緣;由于隨后的冷卻,熔池寬度開始減小。當底面冷卻速度快于頂面時,從底面開始在熔合邊界累積高達2.6%的應變。在0.35~0.4s范圍內,由于熱源的運動,在上表面形成了熔池的尾部。焊縫起始處的半固態區域變大,應變在這些區域積累。在0.44秒時,焊縫兩側的半固態區開始聯合起來應變在焊縫糊狀區重新分布,以平衡凝固收縮和熱收縮。從0.45~0.48s,焊縫糊狀區沿焊縫中心線拉長。當熱源進一步進入薄板時,應變逐漸減小。采用沿焊縫中心線的固相線和液相線的溫度線積分,由此計算出焊縫糊狀區的最大長度為0.75mm。在0.5s時,完全糊狀區已通過焊縫起始邊緣。當在距離自由邊13mm處焊接時,等溫表面的發展幾乎與在距離自由邊13mm處焊接時相同,因為焊接中心的溫度歷史是相似的。在距自由邊13 mm和11 mm處焊接時,凝固過程中的最大應變分別為3.2%和3.6%。由于在11 mm處焊接時觀察到熱裂紋,因此有理由預期應力較大。因此,凝固過程中至少3.2%的臨界應變可以被定義為一個安全閾值,以保證在焊接這種特殊的TRIP鋼時焊縫不會產生熱裂紋。

      使用相同的有限元模型進行了另外兩個模擬,以測試獲得的熱裂紋準則,(i)在距離自由邊13 mm處焊接,熱量輸入增量為10%;(ii)在距自由邊11 mm處焊接10%heatinput.Amax的還原-經計算,改進后的殼體在凝固過程中的最大應變分別為4.6%和2.5%。在13 mm處焊接,熱量輸入增加10%,預計會產生熱裂紋,而在11 mm處焊接,熱量輸入減少10%,則不應出現任何裂紋。為了驗證這一預測的有效性,我們進行了兩個附加的焊接實驗,證明了模型的預測是正確的,即在距自由邊13mm處觀察到裂紋,而在距自由邊11mm處發現了無裂紋。

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      圖8在距自由邊焊接13 mm和11 mm處焊接時,位于焊接中心起始邊緣和自由邊緣的模擬溫度變化(2018)62:71–7875

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      圖9焊接距離自由邊13mm處焊縫糊狀區的等溫表面和橫向應變演變(時間從0.2到0.5 s)76焊接世界(2018)62:71–78

      結論

      本研究通過在平行于試件自由邊的不同位置焊接,對標準自約束熱裂進行了修正,以確定試驗用TRIP鋼在相同的熱輸入和約束條件下的熱裂準則。焊接距離自由邊越遠,裂紋敏感性越低。

      分別采用預附熱電偶和數字圖像相關法進行了現場溫度和應變測量。本研究所采用的實驗裝置能夠測量激光焊接時距焊縫中心線大于3mm處的瞬態應變。

       

      建立了熱-機械有限元模型。實驗結果與數值計算結果吻合較好。本文所建立的有限元模型能夠預測焊接過程中的溫度和應變的演化和分布。

      研究發現,在所檢測的三層鋼中,發生熱裂紋的臨界應變在3.2%到3.6%之間。

      對于13mm的情況,通過增加10%的熱量輸入,對于11mm的情況減少10%的熱量輸入,有限元模型預測了一個反向裂紋敏感性,并得到了實驗驗證。


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