吳俊峰，王 勻，王誠強，朱 凱，許楨英，殷蘇民

（江蘇大學(xué)機械工程學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江 212013）

0 前言

多道焊接產(chǎn)生的動態(tài)應(yīng)力應(yīng)變過程及隨后出現(xiàn)的殘余應(yīng)力應(yīng)變[1]加劇了海工裝備組件許多的退化機制，如應(yīng)力腐蝕裂紋、蠕變和焊件疲勞裂紋的萌生[2-3]。殘余應(yīng)力除了加速疲勞損壞，還會引起斷裂事件。為保證結(jié)構(gòu)的安全性，掌握焊接殘余應(yīng)力的分布規(guī)律并對其進行調(diào)控十分關(guān)鍵。

隨著有限元技術(shù)的發(fā)展，焊接過程中的材料非線性和幾何非線性等問題在數(shù)值上得以解決，可實現(xiàn)對焊接殘余應(yīng)力、焊接變形以及焊接過程瞬態(tài)的分析模擬[4-6]。澳大利亞 Flores-Johnson，E.A.[7]等人研究了焊后殘余應(yīng)力對奧氏體不銹鋼板彈道性能的影響，通過ABAQUS動態(tài)分析發(fā)現(xiàn)焊接過程中產(chǎn)生的塑性應(yīng)變對彈道性能有負面影響。德國Heinze，C.[8]等人考慮材料和溫度的非線性關(guān)系、相變和由相位變化引起的體積變化等因素，研究了多道焊三維瞬態(tài)數(shù)值計算以及預(yù)熱和層間溫度對焊接殘余應(yīng)力的影響。澳大利亞Muransky O.[9]等人研究了塑性理論對于預(yù)測焊接殘余應(yīng)力場的作用，通過比較模擬預(yù)測和實際焊后殘余應(yīng)力，發(fā)現(xiàn)采用各向同性硬化模型和運動硬化模型的混合模型能夠定量準確的預(yù)測焊接殘余應(yīng)力。

本研究結(jié)合熱彈塑性理論和熱-結(jié)構(gòu)耦合方法，利用生死單元法對船用中厚板EH36的多層多道次焊接過程進行數(shù)值分析，定量分析焊接接頭溫度場和殘余應(yīng)力場，預(yù)測殘余應(yīng)力在焊接接頭各區(qū)域的分布規(guī)律，并通過實驗驗證模擬方法的正確性。

1 模型建立和實驗驗證

1.1 數(shù)值模型及焊接工藝參數(shù)

為了研究中厚板焊接殘余應(yīng)力的變化機理，本研究基于ABAQUS和二次開發(fā)技術(shù)，建立船用中厚板EH36焊接數(shù)值模型，如圖1所示，數(shù)值分析選用的焊接工藝參數(shù)如表1所示。采用間接法熱力耦合分析，應(yīng)力求解的單元類型和熱分析單元相兼容取C3D8R單元。將溫度場分析結(jié)果.odb文件作為Predefined field場導(dǎo)入進行應(yīng)力求解。

圖1 幾何模型

1.2 材料特性

材料的熱物理參數(shù)及力學(xué)參數(shù)是溫度的函數(shù)，其準確性影響著焊接分析結(jié)果的準確性。EH36各性能參數(shù)隨溫度的變化情況如圖2所示。

表1 焊接工藝參數(shù)

1.3 殘余應(yīng)力實驗

為驗證殘余應(yīng)力模擬計算結(jié)果的準確性，進行了實際焊件的殘余應(yīng)力測量，如圖3所示。焊接試樣與模擬試樣計算采用的尺寸規(guī)格一致，材料為EH36，焊接方法為CO2氣體保護焊。應(yīng)力測量采用無損傷的X射線衍射法，試樣在測量前進行金相砂紙打磨和拋光，等離子水清洗保存。

2 結(jié)果分析

2.1 焊接應(yīng)力場

焊接殘余應(yīng)力場主要有平行于焊縫、垂直于焊縫和厚度三個方向的殘余應(yīng)力。由于模型厚度只有10 mm，主要研究焊接結(jié)構(gòu)的橫向殘余應(yīng)力和縱向殘余應(yīng)力?；趶椝苄岳碚摚瑢Y(jié)構(gòu)分析進行熱彈塑性假定：（1）材料屈服行為服從VonMises準則f=-ss=0；（2）塑性應(yīng)變增量與應(yīng)力狀態(tài)服從流動準則 ；（3）塑性行為區(qū)遵循應(yīng)變硬化法則；（4）與溫度相關(guān)的力學(xué)性能、應(yīng)力應(yīng)變在微小時間增量內(nèi)呈線性變化。

EH36鋼焊接殘余應(yīng)力云圖如圖4所示。由圖4a可以看到沿焊縫方向，橫向殘余應(yīng)力在起焊處和收焊處表現(xiàn)出壓應(yīng)力，中間部位表現(xiàn)出較大的拉應(yīng)力；圖4b中，在垂直于焊縫方向縱向殘余應(yīng)力表現(xiàn)出中間為拉應(yīng)力，兩邊為壓應(yīng)力。20 mm、80 mm的橫截面處，應(yīng)力都隨著x的增大，縱向拉伸應(yīng)力逐漸轉(zhuǎn)為壓應(yīng)力，距焊縫中心約14 mm處，拉應(yīng)力基本下降為零。在x=36 mm附近，由于焊縫的收縮并受到周圍金屬的作用，從而產(chǎn)生縱向壓應(yīng)力，峰值約為188 MPa。在y=100 mm處，焊尾應(yīng)力變化復(fù)雜，但總體趨勢為焊縫區(qū)拉應(yīng)力，遠離焊縫區(qū)壓應(yīng)力，并且應(yīng)力的變化幅度最小，整體變化不到10 MPa，這與圖4b中的云紋圖吻合。

焊接變形和殘余應(yīng)力有著直接的關(guān)系，在此只討論殘余應(yīng)力場。圖5給出了y=0，20，50，80，100mm處沿橫向路徑縱向殘余應(yīng)力σy的曲線分布，可以看出，在焊縫區(qū)域縱向拉應(yīng)力最大值約364 MPa，拉應(yīng)力區(qū)很窄，很快過渡到壓應(yīng)力區(qū)。這是因為在焊接過程中焊縫區(qū)受熱，產(chǎn)生局部熔化，形成熔池，隨著熱傳導(dǎo)的作用，熔池中的液態(tài)金屬凝固之后形成焊縫，從而產(chǎn)生不均勻的塑性變形，焊縫金屬收縮受到拉伸應(yīng)力，而焊縫附近的金屬則由于膨脹受到壓縮應(yīng)力。在焊接結(jié)束時工件基本冷卻到室溫，在y=

圖6為橫向殘余應(yīng)力σx的曲線分布。橫向殘余應(yīng)力的形成機理較為復(fù)雜，它由兩部分組成：一部分是由焊縫及其附近塑性區(qū)的縱向收縮引起；另一部分是由焊縫及其附近塑性區(qū)的橫向收縮不同引起。從圖6可以看出，在x=0、8、20 mm截面上，橫向殘余應(yīng)力在焊縫兩端形成較大的壓應(yīng)力，最大值為320 MPa，應(yīng)力值接近于材料的屈服強度極限(σs為400 MPa)，中間部分形成拉應(yīng)力。這是因為隨著焊接熱源的移動，熱源中心及其附近區(qū)域開始加熱，材料剛開始處于彈性變形階段，焊縫及近縫區(qū)由于熱膨脹使得該區(qū)域受到壓縮熱應(yīng)力的作用。隨著進一步的加熱，當(dāng)熱應(yīng)力超過材料的屈服極限，材料進入塑性變形區(qū)，產(chǎn)生了不可恢復(fù)的塑性變形。當(dāng)熱源中心離開該位置，該區(qū)域逐漸冷卻，材料的強度逐漸恢復(fù)，但是在加熱過程中產(chǎn)生的塑性變形卻難以恢復(fù)，從而使焊縫沿焊縫方向收縮。冷卻后，相比周圍區(qū)域，焊接區(qū)相對縮短、變窄或減小，因此這個區(qū)域呈現(xiàn)拉伸殘余應(yīng)力，周圍區(qū)域則承受壓縮殘余應(yīng)力。而在離焊縫較遠處，x=35、50 mm，由于受到的熱循環(huán)作用比較緩和，橫向殘余應(yīng)力總體趨勢也表現(xiàn)為焊縫兩端為壓應(yīng)力，在中間部分形成拉應(yīng)力，并且應(yīng)力的變化幅度最小，整體變化不到20 MPa。

2.2 實驗驗證

工件y=50 mm橫截面處的縱向殘余應(yīng)力實驗值和模擬值的對比如圖7所示。由圖7可知，各測試點的殘余應(yīng)力模擬值與實際測量值基本吻合，但在數(shù)值上有一定誤差。產(chǎn)生誤差的主要原因如下：

圖7 y=50 mm橫截面處縱向殘余應(yīng)力實驗值和模擬值的對比

（1）ABAQUS數(shù)值分析過程中做了多次迭代，而多次迭代累計本身就會產(chǎn)生誤差。

（2）ABAQUS簡化建模，如模型簡化法、幾何尺寸的選取等，故與實際存在誤差。

（3）材料的物理性能是隨溫度不斷變化的，而計算過程中取某些特定溫度點的材料物理性能，故也會對計算結(jié)果造成一定誤差。

（4）加載熱源時，載荷只是施加于理想的單元上與實際情況會有些不同，從而造成一些誤差。

（5）測量工件表面殘余應(yīng)力時，雖然對表面進行了拋光處理，消除了部分已附加的機械殘余應(yīng)力，但在焊接表面還是附加了一定的殘余拉應(yīng)力，所以測試實驗結(jié)果與模擬結(jié)果存在一定誤差，不過焊接結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力大體分布趨勢一樣，說明了模擬結(jié)果的正確性。

3 結(jié)論

（1）整個焊件周圍拉壓應(yīng)力交替變化，對稱分布于焊縫兩側(cè)；縱向應(yīng)力焊縫中心拉應(yīng)力最大值達364 MPa，拉應(yīng)力分布區(qū)域很窄并快速過渡到壓應(yīng)力；橫向殘余應(yīng)力在起焊和收焊部位出現(xiàn)較高的壓應(yīng)力達320 MPa，而焊縫中間的大部分區(qū)域σx表現(xiàn)為拉應(yīng)力。

（2）對比試驗測量結(jié)果和模擬結(jié)果，兩者吻合較好，證明了焊接模型的正確性。

：

[1]Withers P J.Residual stress and its role in failure[J].Reports on Progress in Physics，2007，70（12）：2211.

[2]Laamouri A，Sidhom H，Braham C.Evaluation of residual stress relaxation and its effect on fatigue strength of AISI 316L stainless steel ground surfaces：Experimental and numerical approaches[J].INTERNATIONAL JOURNAL OF FATIGUE.2013（48）：109-121.

[3]Lee K S，KimW，LeeJG.Assessmentofpossibility of primary waterstresscorrosion cracking occurrenge based on residual stress analysis in pressurizer safety nozzle of nuclear power plant[J].NUCLEAR ENGINEERINGAND TECHNOLOGY，2012，44（3）：343-354.

[4]Yu T T，Gong Z W.Numerical simulation of temperature field in heterogeneous material with the XFEM[J].Archives of Civil and Mechanical Engineering，2013，13（2）：199－208.

[5]Kong Fanrong，Ma Junjie，Kovacevic Radovan.Numerical and experimental study of thermally induced residual stress in the hybrid laser-GMA welding process[J].Journal of Materials Processing Technology，2011，211（6）：1102-1111.

[6]Sun J H，Wu C S，Chen M A.Numerical Analysis of TransientTemperatureFieldandKeyholeGeometryinControlled Pulse Key-Holing Plasma Arc Welding[J].NUMERICAL HEAT TRANSFER PART A-APPLICATIONS，2013，64（5）：416-434.

[7]Flores-Johnson E A，Muransky O，Hamelin C J，et al.Numerical analysis of the effect of weld-induced residual stress and plastic damage on the ballistic performance of welded steel plate[J].COMPUTATIONAL MATERIALS SCIENCE，2012（58）：131-139.

[8]Heinze C，Schwenk C，Rethmeier M.Numerical calculation of residual stress development of multi-pass gas metal arc welding[J].JOURNAL OF CONSTRUCTIONAL STEEL RESEARCH，2012（72）：12-19.

[9]Muransky O，Hamelin C J，Smith M C，et al.The effect of plasticity theory on predicted residual stress fields in numerical weld analyses[J].COMPUTATIONAL MATERIALS SCIENCE，2012（54）：125-134.