黃 煉，黎清寧，屈婧婧，韓 非

(1.桂林電子科技大學材料科學與工程學院，廣西 桂林 541004;2.內(nèi)蒙古北方重工特種材料研究院精鍛科室，內(nèi)蒙古 包頭 014030)

0 前言

焊接是一個牽涉到電弧物理、傳熱、冶金和力學的復雜過程，整個焊接過程中，始終存在著熱的輸入、傳播和分布。由于焊接過程中局部快速加熱后又快速冷卻，焊件的溫度梯度大，不可避免地在焊接接頭中產(chǎn)生殘余應力和變形。焊件中的變形影響焊接結(jié)構(gòu)尺寸的精度，使結(jié)構(gòu)之間裝配困難，或者勉強裝配后，產(chǎn)生超過容許限度的裝配應力而減弱承受能力。殘余應力會減小焊件服役中的強度，降低工件的安全性和使用周期［1－3］。

對于多層多道焊而言，不同的焊接順序?qū)堄鄳妥冃斡绊懞艽?，合理的焊接順序能顯著改善焊接殘余應力和變形，提高焊件的使用壽命［4－6］。通過數(shù)值模擬方法對不同焊接順序進行優(yōu)化，能顯著縮短工藝規(guī)劃周期及降低實驗成本。本研究以30 mm中厚板T形接頭為研究對象，基于SYSWELD有限元分析軟件，研究其焊接順序?qū)附幼冃魏蜌堄鄳Φ挠绊懀瑸閷嶋H焊接過程的工藝規(guī)劃提供理論指導。

1 有限元模型建立

1.1 T形接頭的網(wǎng)格劃分及約束情況

T形接頭由底板、翼板和焊縫組成，底板和翼板的厚度均為30 mm，取底板尺寸110 mm×100 mm，翼板60 mm×100 mm。

網(wǎng)格劃分是有限元分析計算的基礎，也是其中心工作之一。為減小數(shù)值模擬時的計算量，即減少焊件的網(wǎng)格數(shù)量，本研究采用疏密過渡方法來提高計算效率。即在焊縫區(qū)域采用較密的網(wǎng)格單元，在遠離焊縫區(qū)域采用較大的網(wǎng)格單元，最終T形接頭的單元總數(shù)為37 834，節(jié)點總數(shù)為29 534。

在本模擬中采用自由約束，在底板下表面的三個頂點上進行約束。其三維網(wǎng)格及約束示意如圖1所示。

圖1 有限元網(wǎng)格模型與拘束條件Fig.1 Finite element mesh model and restraint condition

1.2 焊接材料

采用的材料為Q235鋼。在計算過程中，考慮材料的熱物理性能和力學性能參數(shù)隨溫度而變化，其參數(shù)如表1所示。

表1 材料性能參數(shù)Tab.1 Performance parameters of material

1.3 熱源模型

選用雙橢球熱源模型進行熱學計算。熱流密度在前后半球區(qū)域內(nèi)的分布如下:

其前半部分橢球內(nèi)熱源分布可表示為

其后半部分橢球內(nèi)熱源分布可表示為

式中 ff和fr分別為前、后橢球能量分配系數(shù)，且ff+fr=2;q0為熱源總能量;af、ar、b、c 為雙橢球模型參數(shù)。

為進一步提高熱源計算的準確性，應用SYSWELD軟件中熱源校正工具，輸入具體的焊接結(jié)構(gòu)和尺寸、焊接材料的熱物理性能參數(shù)以及選定的焊接工藝參數(shù)對熱源進行校正。

1.4 焊接順序方案

在模擬過程中，T形接頭每邊的焊縫區(qū)域都是兩層三道焊，焊縫分層如圖2所示，1，2，…，6為各焊縫的序號。由圖2可知，焊縫關(guān)于豎板對稱分布，因此在考慮焊接順序時由焊縫1開始，其焊接順序方案如表2所示。

圖2 焊縫分層示意Fig.2 Arrangements of welding passes

表2 焊接順序方案Tab.2 Program of welding sequence

2 計算結(jié)果和討論

2.1 焊接溫度場

在焊接過程中，焊件經(jīng)歷加熱、熔化和隨后的連續(xù)冷卻，熱的傳播貫穿在整個過程的始終，焊接溫度場分布情況決定了焊接應力場和應變場［7］。因此對焊接溫度場的分析十分必要。

上述七種焊接方案在焊接過程中的溫度場的分布情況基本一致，因此僅以方案Ⅶ為例進行分析。其焊接順序為:W1→W4→W3→W6→W2→W5。在焊接過程中，控制層間溫度為150℃ ～200℃。由于是對稱焊接，板厚較大，T形接頭兩側(cè)焊縫的溫度場基本對稱，因此，對方案Ⅶ的溫度場分析可從W1→W3→W2著手，其不同時刻的溫度場分布如圖3所示。W1、W3、W2每道焊縫在其開始焊接后 Δt=8.25 s時準穩(wěn)態(tài)的熔池形狀均是以沿著焊接方向為長軸的橢圓形，只是三道焊縫局部最高溫度有所不同，W3的最高溫度(2 571℃)高于W1的最高溫度(2 491℃)，W2的最高溫度(2 646℃)最高。當每道焊縫焊完冷卻12 s時，焊件上的局部最高溫度降到650℃以下。

圖3 焊接過程中不同時間的溫度場分布Fig.3 Temperature distribution on the structure during the welding

2.2 焊接順序?qū)ψ冃蔚挠绊?/h3>

焊接順序?qū)Ω鱾€方向的最大變形的影響如圖4所示。從整體變形方面分析可知，七種焊接方案變形值由小到大的順序依次為:方案Ⅳ=Ⅶ＜Ⅱ＜Ⅵ＜Ⅰ＜Ⅲ＜Ⅴ。由圖4可知，不同的焊接順序?qū)向產(chǎn)生的收縮變形最小，X向的變形次之，Y向的變形最大，即沿焊縫方向的收縮變形大。從焊接變形量的分析，不同的焊接順序會改變焊接的變形量，變形量為0.958～0.972 mm，最大變形量與最小變形量差值僅為0.014 mm，影響不大。方案Ⅲ、方案Ⅳ、方案Ⅴ和方案Ⅶ的Norm U變形示意如圖5所示。

2.3 焊接順序?qū)堄鄳Φ挠绊?/h3>

各方案各向殘余應力的極值如圖6所示。由Von Mises Stress的極值可以得出七種焊接方案殘余應力由小到大的順序依次為:方案Ⅲ＜Ⅶ＜Ⅱ＜Ⅴ＜Ⅳ＜Ⅵ＜Ⅰ。其中方案Ⅲ的殘余應力的Von Mises Stress 210.385 MPa比 方 案Ⅰ(VonMisesStress為224.148 MPa)小13.763 MPa，降幅為 6.14%。焊接順序?qū)Ζ襵max影響最大，方案Ⅲ、方案Ⅶ明顯要比其他方案的值小，并影響了其最終的焊接殘余應力大小。σymax在各向殘余應力中最大，即沿著焊縫方向有較大的殘余應力。

圖4 焊接順序?qū)Ω鱾€方向的最大變形的影響Fig.4 Effect of welding sequence on each dimension＇s max deformation

2.4 焊接順序?qū)附訜嵫h(huán)的影響

底板上表面一點(x=70 mm，y=70 mm，z=0 mm)在三種焊接方案(方案Ⅰ、方案Ⅲ、方案Ⅶ)的熱循環(huán)曲線如圖7所示。由焊縫1開始焊接，且每個焊接順序方案都會經(jīng)過三次熱循環(huán)，不同的是后兩次的熱循環(huán)時間、峰值溫度不同。由焊接順序?qū)ψ冃魏蜌堄鄳Φ挠绊懡Y(jié)果可知，焊接順序?qū)附幼冃蔚挠绊懖淮?，但對殘余應力的影響較大。由圖7可知，方案Ⅰ的熱循環(huán)曲線峰值依次連續(xù)，方案Ⅲ、方案Ⅶ的熱循環(huán)曲線的峰值相互間隔，且最后一次的熱循環(huán)曲線的峰值溫度較中間的峰值溫度高，達到700℃ ～800℃，相當于能較好地對前面焊縫進行熱處理，減小焊縫中的殘余應力，這說明焊件的殘余應力既與熱輸入的時間有關(guān)，也與溫度值大小相關(guān)，即與溫度場分布相關(guān)。

圖5 方案Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ、Ⅶ的焊接變形(10×)Fig.5 Distortion of welding deformation under caseⅢ，Ⅳ，Ⅴ and Ⅶ

2.5 焊接方案比較

在焊接變形方面，方案Ⅳ和方案Ⅶ變形最小;在殘余應力方面，方案Ⅲ、方案Ⅶ較好。綜合考慮變形和殘余應力，可以得知焊接方案VII最優(yōu)。在底板上表面y=70 mm處，垂直于焊縫方向的殘余應力分布如圖8所示。由圖可知，焊接殘余應力的峰值不在焊縫區(qū)域，而在離焊縫一定距離的熱影響區(qū)內(nèi)。

圖6 焊接順序?qū)Ω鱾€方向的殘余應力的影響Fig.6 Effect of welding sequence on each dimension's max residual stress

圖7 焊接順序?qū)附訜嵫h(huán)曲線的影響Fig.7 Effect of welding sequence on thermal cycles

3 結(jié)論

(1)對于不開坡口的T形接頭，在各個焊接方案中，沿著焊接方向的收縮變形最大，且該方向上的殘余應力大。

(2)各焊接方案產(chǎn)生的焊接變形量均較小，最大變形量與最小變形量差值僅為0.014 mm，在此模型中，焊接順序?qū)附幼冃瘟康挠绊懖幻黠@。

圖8 垂直于焊縫方向的殘余應力分布Fig.8 Distribution perpendicular to the welding line

(3)焊接順序?qū)χ泻癜錞形接頭殘余應力影響較大，最優(yōu)方案的殘余應力為211.56 MPa比最大殘余應力224.15 MPa降低了約6%。當后一道焊的熱輸入能形成合理的溫度分布，對前面焊縫起到一定的熱處理作用，可有效降低殘余應力的大小。

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