盛 輝, 付 宇,洪 杰,楊 萌,徐濟(jì)進(jìn)

(1.中車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司, 青島 266111)(2.上海交通大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 上海 200240)

經(jīng)過10多年的發(fā)展,高鐵已成為中國先進(jìn)裝備制造一張亮麗的名片．6082-T6作為高鐵常用鋁合金,為典型的時(shí)效強(qiáng)化鋁合金,其熱處理工藝為固溶處理加人工時(shí)效．高速列車關(guān)鍵零部件,如車體、枕梁、轉(zhuǎn)向架等,主要采用焊接技術(shù)進(jìn)行連接[1-2]．由于焊接熱循環(huán)的作用導(dǎo)致焊接接頭微觀組織、力學(xué)性能的不均勻,不可避免地產(chǎn)生焊接變形和殘余應(yīng)力,降低材料的綜合力學(xué)性能,嚴(yán)重影響高速列車安全可靠地運(yùn)行．近些年來,焊接數(shù)值模擬被廣泛采用,指導(dǎo)科研和生產(chǎn)．但是,要獲得可靠的焊接數(shù)值模擬結(jié)果,仍然面臨許多挑戰(zhàn)．為了準(zhǔn)確模擬焊接過程,必須建立可靠的焊接熱源模型，獲得材料的高溫?zé)嵛锢砑傲W(xué)性能參數(shù)、組織相變模型、力學(xué)熔點(diǎn)以及材料的軟化模型和硬化模型[3-4],其中材料的軟化模型是影響焊接模擬結(jié)果可靠性的關(guān)鍵因素之一．對(duì)于鋁合金軟化模型的研究[5-6]，基于熱動(dòng)力學(xué)理論、經(jīng)典動(dòng)力學(xué)理論和位錯(cuò)機(jī)制,能夠預(yù)測(cè)出焊接熱循環(huán)后熱影響區(qū)屈服強(qiáng)度的變化．文獻(xiàn)[7-9]中以該模型為理論基礎(chǔ),結(jié)合有限元分析軟件模擬出了焊后垂直于焊縫方向的殘余應(yīng)力分布,與試驗(yàn)結(jié)果相吻合．綜上所述,運(yùn)用鋁合金焊后熱影響區(qū)軟化模型來進(jìn)行焊后殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬已有不少研究成果[10-11],對(duì)焊后熱影響區(qū)硬度的分布模擬也頗為準(zhǔn)確[12],但是直接利用該模型來進(jìn)行焊接熱循環(huán)下熱影響區(qū)的動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度的數(shù)值模擬相對(duì)較少,對(duì)動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度的模擬結(jié)果的試驗(yàn)驗(yàn)證更是未見報(bào)道,因此建立鋁合金焊接熱循環(huán)過程中動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度的數(shù)值模型顯得尤為重要．文中建立了完整的鋁合金軟化模型,通過熱模擬試驗(yàn)得到的屈服強(qiáng)度值來驗(yàn)證該模型的有效性．

1 試驗(yàn)材料與計(jì)算模型

6082-T6為Al-Mg-Si系時(shí)效強(qiáng)化鋁合金,合金成分如表1．

表1 6082-T6鋁合金的主要元素成分及含量Table 1 Chemical compositions of the 6082-T6 aluminum alloy

由于該系列合金主要由時(shí)效過程中沉淀析出相而導(dǎo)致強(qiáng)化,因此為了簡化模型,將合金較完全固溶態(tài)下的屈服強(qiáng)度增量全部歸因于析出相帶來的強(qiáng)化效果,并且假設(shè)在加熱、冷卻過程中不會(huì)再有新的析出強(qiáng)化現(xiàn)象出現(xiàn)．由于析出強(qiáng)化相的體積分?jǐn)?shù)含量的多與少直接決定了材料的力學(xué)性能,因此可以通過計(jì)算升溫、降溫過程中累積的溶解析出相體積分?jǐn)?shù)來計(jì)算屈服強(qiáng)度．焊接接頭的屈服強(qiáng)度與強(qiáng)化相粒子體積分?jǐn)?shù)之間的關(guān)系為:

(1)

式中：σmax為母材屈服強(qiáng)度；σmin為材料完全固溶狀態(tài)下材料的屈服強(qiáng)度值；f0為室溫下的析出相體積分?jǐn)?shù)；f為析出相體積分?jǐn)?shù),在焊接熱循環(huán)過程中的變化范圍為0～f0．析出相的體積分?jǐn)?shù)是隨著焊接過程的溫度和時(shí)間變化的,當(dāng)溫度達(dá)到轉(zhuǎn)變、溶解溫度時(shí),析出相的體積分?jǐn)?shù)開始減?。疄榈玫戒X合金焊接接頭軟化模型,采用解析方程[4]表達(dá)焊接過程中熱影響區(qū)析出相的溶解過程：

(2)

式中：Xp為剩余的析出相百分比；Xd為溶解掉的析出相百分比,它與熱處理的等效時(shí)間相關(guān)：

(3)

式中：teq為熱處理等效時(shí)間；n為常數(shù)系數(shù),一般取0.5．

由于不能直接求出瞬時(shí)溫度對(duì)析出相的影響,因此將溫度曲線離散化,即在Δti的時(shí)間內(nèi)溫度停留在Ti階段,計(jì)算溫度Ti下在Δti時(shí)間內(nèi)的析出相溶解體積分?jǐn)?shù)．根據(jù)整個(gè)焊接熱循環(huán)曲線,進(jìn)行迭代計(jì)算,獲得析出相溶解體積分?jǐn)?shù)的總值．由于本試驗(yàn)熱循環(huán)曲線的加熱速率約為文獻(xiàn)[8]中的攪拌摩擦焊加熱速率的4倍,攪拌摩擦焊研究中Δti一般取值為1 s,在本文中,升溫速度相對(duì)較快,1 s的時(shí)間間隔不能準(zhǔn)確地反映焊接熱循環(huán)過程,容易減弱溫度對(duì)模擬結(jié)果的影響,因此在模型中Δti取值為0.25 s．

(4)

(5)

Qeff=2Qs+Qd

(6)

式中：Qeff為析出相溶解的有效活化能,相比于文獻(xiàn)[8]中對(duì)于Al-Cu-Mg系鋁合金中有效活化能的取值,Al-Mg-Si系鋁合金中的主要元素Mg 比Al-Cu-Mg系鋁合金中的主要元素Cu 在鋁基體中的擴(kuò)散激活能低,因此本模型中Qeff為12.5 kJ/mol．模型所包含的主要參數(shù)如表2．動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度隨溫度變化的綜合表達(dá)式為：

σ=(σmax-σmin)(1-

(7)

焊接接頭不同區(qū)域的熱循環(huán)溫度曲線可以采用焊接數(shù)值模擬的方法獲得．高速列車鋁合金焊接一般采用熔化極惰性氣體保護(hù)焊(MIG),焊接熱源選擇雙橢球體熱源模型,根據(jù)實(shí)際的焊接工藝進(jìn)行焊接溫度場(chǎng)模擬,提取不同節(jié)點(diǎn)處的焊接溫度數(shù)據(jù)[13],繪制熱循環(huán)曲線．圖1為根據(jù)焊接數(shù)值模擬計(jì)算獲得的不同最高加熱溫度的溫度曲線,也是模型的重要輸入之一．

表2 軟化模型主要輸入?yún)?shù)Table 2 Main input parameters of softening model

圖1 模擬的焊接熱循環(huán)熱輸入Fig.1 Heat input of welding thermal cycle

2 試驗(yàn)流程

主要采用的試驗(yàn)方法為在Gleeble-3800 熱模擬試驗(yàn)機(jī)上模擬焊接熱循環(huán)過程,即首先將試樣加熱到一個(gè)峰值溫度,然后冷卻到指定溫度后進(jìn)行拉伸試驗(yàn),獲得的屈服強(qiáng)度與預(yù)測(cè)值進(jìn)行比較．

圖2為熱模擬試驗(yàn)的試樣．試樣平行段長度為40 mm,寬度為8 mm,板厚為4 mm,為了計(jì)算拉伸試驗(yàn)過程的應(yīng)變值,測(cè)量了試樣的均溫區(qū)尺寸,約為8 mm．

在熱循環(huán)模擬過程中,采用應(yīng)力控制方法,即試樣一端固定,另一端可以自由移動(dòng),保證在加熱冷卻過程中試樣可以自由膨脹收縮,熱模擬試驗(yàn)首先將試樣按照熱循環(huán)特征參數(shù)加熱到最高溫度,然后空冷到指定的溫度并保溫,在此過程中保存溫度、力、位移等數(shù)據(jù)．

圖2 試樣尺寸Fig.2 Sample size

在保溫階段,進(jìn)行拉伸試驗(yàn)．拉伸試驗(yàn)的應(yīng)變速率為0.001/s,保存力、位移等數(shù)據(jù)．根據(jù)力及試樣橫截面積,計(jì)算拉伸試驗(yàn)中的應(yīng)力值,應(yīng)變計(jì)算用位移除以均溫區(qū)尺寸,根據(jù)應(yīng)力和應(yīng)變數(shù)據(jù),繪制應(yīng)力應(yīng)變曲線圖,獲得每種試驗(yàn)條件下材料的屈服強(qiáng)度．6082-T6鋁合金在焊接熱循環(huán)作用下,析出相演化規(guī)律分為T6態(tài)的析出相β″和β′相的生長-溶解以及二次析出相β相的形核-生長-溶解．相關(guān)研究表明[14-15],6082-T6鋁合金發(fā)生β′-β的轉(zhuǎn)變溫度范圍為300～350℃,固溶溫度范圍為470～490℃．為了驗(yàn)證軟化模型的可靠性,文中選擇的試驗(yàn)峰值溫度為300、400、500℃,在隨后的冷卻過程中,每降低100 ℃保溫并進(jìn)行一次拉伸試驗(yàn)．

3 結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)結(jié)果

以峰值溫度400 ℃為例,分別冷卻至300、200、100、25 ℃時(shí),進(jìn)行拉伸試驗(yàn)．圖3為峰值溫度400 ℃時(shí)獲得的不同溫度下的溫度循環(huán)曲線及應(yīng)力應(yīng)變曲線．從圖中可以看出,冷卻到室溫、100°C和200°C后的拉伸曲線在塑性階段呈現(xiàn)出明顯的應(yīng)變硬化特征,而冷卻到300°C后的拉伸曲線在塑性階段呈現(xiàn)出明顯的軟化特征．試驗(yàn)結(jié)果的變化趨勢(shì)與文獻(xiàn)[16]一致．

圖3 加熱、冷卻、保溫過程的溫度、應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.3 Curves of temperature and true stress-strain during heating and cooling down

3.2 模擬結(jié)果

將溫度曲線的數(shù)據(jù)代入到式(1～6)中,通過matlab編程進(jìn)行數(shù)值計(jì)算．圖4為模擬出的最高加熱溫度為300 ℃和500 ℃時(shí),析出相的體積分?jǐn)?shù)百分比Xp隨時(shí)間、溫度變化的曲線．

圖4 析出相體積分?jǐn)?shù)隨溫度變化模擬結(jié)果Fig.4 Simulation results of precipitates volume fraction with temperature

可以看出當(dāng)?shù)竭_(dá)某一溫度時(shí),析出相的體積分?jǐn)?shù)百分比開始逐漸下降,這是由于在這一溫度下析出強(qiáng)化相才開始發(fā)生溶解、轉(zhuǎn)變．在升溫至最高溫度附近時(shí),析出相體積分?jǐn)?shù)的下降速率達(dá)到最高,在降溫過程中,析出相體積分?jǐn)?shù)下降速率逐漸降低,直到某一溫度時(shí)保持不變,與文獻(xiàn)[6、17]中的研究結(jié)果相符合．對(duì)應(yīng)的屈服強(qiáng)度隨溫度的變化如圖5．

圖5 屈服強(qiáng)度隨溫度變化模擬結(jié)果Fig.5 Simulation results of yield stress with temperature

圖6為不同最高加熱溫度下的軟化模型模擬結(jié)果．很明顯,100℃的最高溫度對(duì)屈服強(qiáng)度幾乎沒有影響,但在250～300℃出現(xiàn)了明顯的軟化現(xiàn)象,經(jīng)過熱循環(huán)之后的屈服強(qiáng)度明顯下降．在其他幾個(gè)峰值溫度下的一次熱循環(huán)過程中,隨著溫度的升高,屈服強(qiáng)度近似沿著母材屈服強(qiáng)度曲線逐漸下降,在最高溫度時(shí)屈服強(qiáng)度達(dá)到最低．在最高溫度之后的溫度降低過程中,屈服強(qiáng)度在母材屈服強(qiáng)度曲線和完全固溶態(tài)屈服強(qiáng)度曲線之間又緩慢上升;熱循環(huán)過程中達(dá)到的最高溫度越高,冷卻到室溫的屈服強(qiáng)度值越低,這是由于溫度越高,析出強(qiáng)化相溶解的越多[18],晶粒粗化的程度越高,導(dǎo)致屈服強(qiáng)度的降低．

圖6 6082屈服強(qiáng)度隨溫度變化模擬結(jié)果Fig.6 6082 yield strength simulation results with temperature

圖7為6082-T6鋁合金在最高加熱溫度為300、400、500 ℃的焊接熱循環(huán)下的動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值對(duì)比圖．可以明顯的看到該軟化模型能夠較為準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)出在一次焊接熱循環(huán)下屈服強(qiáng)度隨溫度的變化情況,除少數(shù)測(cè)試溫度點(diǎn)以外,模型預(yù)測(cè)出的數(shù)值與實(shí)測(cè)值十分接近,誤差很小,平均誤差率為8.5%．

圖7 6082鋁合金加熱冷卻過程動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度預(yù)測(cè)與實(shí)測(cè)對(duì)比Fig.7 Comparison of predicted and measured dynamic yield strength of 6082 aluminum alloy during heating and cooling process

實(shí)測(cè)的屈服強(qiáng)度曲線相對(duì)于預(yù)測(cè)的屈服強(qiáng)度曲線在降溫到接近室溫時(shí)較為平緩,其原因可能是完全固溶態(tài)屈服強(qiáng)度曲線為文獻(xiàn)[19]中的Al-Mg-Si系鋁合金的幾個(gè)特定溫度下的屈服強(qiáng)度值進(jìn)行多項(xiàng)式擬合后得到的曲線,與文中的材料并非同種材料,且擬合的曲線趨勢(shì)未必與實(shí)際趨勢(shì)完全一致,導(dǎo)致用母材屈服強(qiáng)度和完全固溶屈服強(qiáng)度進(jìn)行插值計(jì)算時(shí)結(jié)果可能存在偏差．但總體來說,預(yù)測(cè)的屈服強(qiáng)度數(shù)值、趨勢(shì)與實(shí)測(cè)相吻合．

4 結(jié)論

(1) 建立了6082-T6鋁合金焊接接頭軟化模型,預(yù)測(cè)出了焊接熱循環(huán)過程中動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度的變化,并通過Gleeble熱模擬試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性．

(2) 試驗(yàn)結(jié)果表明,6082-T6鋁合金焊接接頭在焊接熱循環(huán)過程中隨著溫度的升高,屈服強(qiáng)度逐漸降低;焊接熱循環(huán)達(dá)到的最高溫度越高,冷卻到室溫的屈服強(qiáng)度值越低．在250～300℃出現(xiàn)了明顯的軟化現(xiàn)象,屈服強(qiáng)度下降明顯．在300℃保溫拉伸時(shí),開始出現(xiàn)應(yīng)力隨應(yīng)變的增加逐漸減少的現(xiàn)象．