張慶亞,卓子超,周 宏,劉建成,王江超

（1.華中科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，武漢430074；2.江蘇科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江212100；3.招商局重工（江蘇）有限公司，江蘇南通226100）

0 引 言

船舶建造過程中，船體外板結(jié)構(gòu)往往采用厚板多層多道焊接而成，多次焊接熱循環(huán)導(dǎo)致焊接接頭內(nèi)部殘余應(yīng)力分布復(fù)雜，此外焊接殘余應(yīng)力易導(dǎo)致焊接結(jié)構(gòu)斷裂，對(duì)焊接結(jié)構(gòu)的完整性和使用性能危害極大[1-3]。因此，準(zhǔn)確獲取厚板多層多道焊接頭內(nèi)部焊接殘余應(yīng)力分布是焊接構(gòu)件壽命評(píng)估的基礎(chǔ)。

雖然厚板多層多道焊接結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力的測(cè)定困難，但一些有效的方法已被應(yīng)用，如小孔法、衍射法等，其中小孔法測(cè)量精度有限，衍射法測(cè)量極其昂貴[4]，且只能測(cè)量焊縫近表面處殘余應(yīng)力。Prime[5]基于疊加原理提出輪廓法測(cè)試構(gòu)件內(nèi)部應(yīng)力，諸多研究表明該方法能完整得到焊縫接頭某一截面上的內(nèi)部殘余應(yīng)力分布云圖[6-10]。由于厚板焊接時(shí)每一道焊縫均會(huì)產(chǎn)生殘余應(yīng)力，采用試驗(yàn)方法難以合理地評(píng)估接頭內(nèi)部的殘余應(yīng)力變化過程。而對(duì)于已知的焊接參數(shù)以及接頭形式，熱-彈-塑性有限元法可以預(yù)測(cè)焊接瞬態(tài)溫度、殘余應(yīng)力和變形，成為焊接接頭及小型焊接結(jié)構(gòu)的常用焊接數(shù)值模擬方法[11-13]。周宏等[14]采用基于生死單元技術(shù)的熱-彈-塑性有限元法模擬70 mm厚EH47高強(qiáng)鋼多層多道焊殘余應(yīng)力，計(jì)算結(jié)果與小孔法實(shí)驗(yàn)測(cè)量吻合較好。孫加民等[15]對(duì)板厚為30 mm 的Q390 高強(qiáng)鋼多層多道接頭的焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行了數(shù)值模擬，采用小孔法實(shí)測(cè)了接頭的焊接殘余應(yīng)力，證明焊接殘余應(yīng)力有較高的計(jì)算精度。黃俊等[16]采用SYSWELD 軟件預(yù)測(cè)了超高強(qiáng)鋼厚板多層多道對(duì)接焊殘余應(yīng)力，小孔法驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的合理性。此外，由于厚板多層多道焊焊道密集，傳統(tǒng)的熱-彈-塑性分析消耗大量的計(jì)算時(shí)間，具有一定的局限性。近年來，迭代子結(jié)構(gòu)法和并行計(jì)算技術(shù)大大提高了厚板多層多道焊數(shù)值模擬的計(jì)算效率[17-20]。

厚板多層多道焊殘余應(yīng)力數(shù)值模擬及測(cè)量已取得顯著成果，然而對(duì)于厚板接頭內(nèi)部的殘余應(yīng)力分布及其變化過程關(guān)注較少。本文針對(duì)船用Q235鋼多層多道焊對(duì)接接頭，采用輪廓法測(cè)量與基于并行計(jì)算技術(shù)的熱-彈-塑性有限元研究接頭內(nèi)部殘余應(yīng)力分布，并分析焊接過程中殘余應(yīng)力的變化過程，為評(píng)定船用鋼多層多道對(duì)接焊接頭的斷裂性能及結(jié)構(gòu)壽命提供一定的理論依據(jù)。

1 數(shù)值計(jì)算方法

本文采用熱-彈-塑性有限元法研究焊接過程中的傳熱以及應(yīng)力問題，采用并行計(jì)算技術(shù)提高熱-彈-塑性有限元計(jì)算效率。

1.1 熱-彈-塑性有限元分析

熱-彈-塑性有限元計(jì)算分析主要包括熱分析和力學(xué)分析兩個(gè)過程，其中熱分析結(jié)果對(duì)力學(xué)分析結(jié)果具有決定性的作用，反過來力學(xué)分析結(jié)果對(duì)熱分析結(jié)果的影響很小，可忽略不計(jì)[11-13,19]。本文采用非耦合的熱-力分析過程，即只考慮焊接瞬態(tài)溫度對(duì)力學(xué)分析過程的影響。熱分析過程為使用熱傳導(dǎo)理論和材料的熱物理性能參數(shù)求解非線性傳熱方程，進(jìn)而得到焊接瞬態(tài)溫度場(chǎng)；力學(xué)分析過程是以熱分析得到的溫度場(chǎng)為載荷，同樣考慮到材料的高溫力學(xué)性能參數(shù)，從而得到焊縫接頭的應(yīng)變、應(yīng)力和變形。

1.2 并行計(jì)算技術(shù)

由于多層多道焊接頭有限元模型節(jié)點(diǎn)及單元數(shù)量龐大，而傳統(tǒng)的熱-彈-塑性有限元分析多采用串行模式，計(jì)算耗時(shí)過長(zhǎng)，難以滿足復(fù)雜的多層多道焊求解。本文基于Dell Power Edge T420 服務(wù)器，Ubuntu14.04版本操作系統(tǒng)以及Intel Compiler 編譯器，實(shí)現(xiàn)熱-彈-塑性有限元計(jì)算程序的并行化。在焊接溫度場(chǎng)以及力學(xué)響應(yīng)分析的計(jì)算程序中，對(duì)于大型矩陣求解的子循環(huán)，通過調(diào)用OpenMP代碼，編譯器自動(dòng)將程序并行化處理；而對(duì)于數(shù)據(jù)讀入和處理過程和分支判斷則采用串行處理提高代碼執(zhí)行效果[20]。在進(jìn)行厚板多層多道熱分析以及力學(xué)分析過程時(shí)，實(shí)時(shí)調(diào)用多核及多線程同時(shí)進(jìn)行計(jì)算，可大大提高計(jì)算效率。

2 焊接及殘余應(yīng)力測(cè)量

焊接實(shí)驗(yàn)包括焊前準(zhǔn)備、焊接參數(shù)記錄以及焊縫檢測(cè)；焊后，采用輪廓法測(cè)量焊縫接頭的殘余應(yīng)力分布。

2.1 焊接實(shí)驗(yàn)

焊接實(shí)驗(yàn)所用母材為30 mm 厚船用Q235B 低碳鋼板，焊縫長(zhǎng)度為300 mm，焊接坡口如圖1（a）所示；焊接方法為焊條電弧焊，填充金屬為直徑4 mm 的J507 焊條。焊前，烘干焊條并打磨坡口；焊接時(shí)的焊接工藝參數(shù)為打底焊電流150～170 A，填充焊電流170～190 A，蓋面焊電流160～180 A，焊接電壓為26～27 V，焊接速度為180～230 mm/min。此外，焊接時(shí)先焊接正面坡口，碳弧氣刨清根后再焊接背面坡口。

焊縫成形如圖1（b）所示，可以看出焊縫成形良好，無咬邊、表面氣孔、未熔合等缺陷。采用線切割垂直切割焊縫試樣，依次用600目以及1 000目金相砂紙打磨焊縫區(qū)域，用4%硝酸酒精溶液腐蝕打磨區(qū)域獲得焊縫宏觀金相。

圖1 厚板對(duì)接接頭坡口及焊縫成形Fig.1 Groove feature and weld appearance of butt welded joint

2.2 殘余應(yīng)力測(cè)量

根據(jù)Bueckner疊加原理[5]，對(duì)于待測(cè)構(gòu)件任意平面的應(yīng)力，將其完整切為兩半，因切割面處應(yīng)力釋放導(dǎo)致輪廓發(fā)生變形；若施加的外力將變形后的切割面恢復(fù)到原始的平面狀態(tài)，那么所得的應(yīng)力即等效為該平面的原始?xì)堄鄳?yīng)力。輪廓法測(cè)量順序?yàn)榍懈?、輪廓變形測(cè)量、數(shù)據(jù)處理以及應(yīng)力重構(gòu)分析。具體流程如下：

（1）切割：試樣切割質(zhì)量決定著最終的應(yīng)力分布云圖。為提高切割面光潔度，本文通過去除表面余高實(shí)現(xiàn)貼面切割加工；然后將待測(cè)接頭對(duì)稱裝夾到慢走絲線切割機(jī)床中，水平校準(zhǔn)后通入去離子水充滿切割空間；設(shè)定切割工藝參數(shù)。為避免切割時(shí)應(yīng)力釋放引起的試樣移動(dòng)，切割前需采用夾具固定試樣，焊縫試樣約束如圖2（a）所示。本文采用的切割設(shè)備為日本Sodick AQ400LS慢走絲線切割機(jī)床，實(shí)驗(yàn)中切割速度為0.2 mm/min。

（2）輪廓變形測(cè)量：切割完成后，準(zhǔn)確獲取切割面變形值是輪廓法流程中重要的環(huán)節(jié)。切割面變形值可通過非接觸式的光學(xué)儀器測(cè)量或者非接觸式的三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x測(cè)量獲得，其中三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x可得到均勻的測(cè)量點(diǎn)變形數(shù)據(jù)，成為測(cè)量切割面輪廓變形數(shù)據(jù)的常用測(cè)量設(shè)備。本文中，切割面輪廓面外變形所采用的測(cè)量設(shè)備為Hexagon三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x，見圖2（b），設(shè)備測(cè)量精度可達(dá)1 μm。測(cè)量過程中采用線掃描點(diǎn)接觸測(cè)量，以保證每個(gè)測(cè)量點(diǎn)的精度，測(cè)量點(diǎn)間距為1 mm。

（3）數(shù)據(jù)處理：因試樣表面并非理想的光潔度，測(cè)量得到的異常值易造成計(jì)算過程中應(yīng)力局部突變，因此需對(duì)測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行處理。數(shù)據(jù)處理流程包括數(shù)據(jù)對(duì)齊、求和以及擬合。數(shù)據(jù)對(duì)齊是為了保證輪廓面數(shù)據(jù)點(diǎn)起始點(diǎn)、測(cè)量點(diǎn)間距和數(shù)據(jù)分布一致；然后通過兩個(gè)表面的變形數(shù)據(jù)平均以消除輪廓切應(yīng)力的影響，獲得縱向殘余應(yīng)力釋放引起的變形量。采用Sgolay 方法去除噪音數(shù)據(jù)，實(shí)現(xiàn)測(cè)量數(shù)據(jù)光滑處理。該方法在數(shù)據(jù)光滑濾波的同時(shí)也對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，處理后的輪廓數(shù)據(jù)如圖2（c）所示。

（4）應(yīng)力重構(gòu)分析：應(yīng)力重構(gòu)分析是輪廓法流程中的最后一步。本文采用ABAQUS 建立1/2焊縫有限元模型如圖2（d）所示，所用單元類型為C3D8R；為了反映切割面輪廓變形，將變形放大185 倍。為了保證有限元求解的精度和速度，靠近輪廓面的網(wǎng)格較密，而遠(yuǎn)離輪廓面的網(wǎng)格較稀疏；切割面單元尺寸與測(cè)量點(diǎn)間距相等，為1 mm。圖中的紅色箭頭表示約束條件，約束剛體移動(dòng)。采用線性靜力學(xué)分析，只考慮材料的彈性行為，彈性模量取210 GPa，泊松比取0.3，通過施加反向的輪廓變形進(jìn)行逆有限元分析進(jìn)而求解得到切割面焊接殘余應(yīng)力。

圖2 輪廓法實(shí)驗(yàn)流程Fig.2 Experimental procedure of contour method

圖3所示為焊縫內(nèi)部縱向殘余應(yīng)力重構(gòu)分析結(jié)果，縱向殘余應(yīng)力在焊縫區(qū)域?yàn)槔瓚?yīng)力，正面焊縫中部拉應(yīng)力明顯降低，最大拉應(yīng)力值為269.9 MPa。殘余應(yīng)力由焊縫區(qū)拉應(yīng)力沿接頭寬度方向逐漸減小并轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。此外，云圖左側(cè)灰色區(qū)域壓應(yīng)力突變是由于邊緣效應(yīng)導(dǎo)致的[8]。

圖3 縱向殘余應(yīng)力分布云圖Fig.3 Contour of longitudinal residual stress distribution

3 熱-彈-塑性有限元分析

采用基于并行計(jì)算技術(shù)的熱-彈-塑性有限元法預(yù)測(cè)厚板多層多道對(duì)接接頭溫度場(chǎng)以及內(nèi)部殘余應(yīng)力分布，并分析厚板多層多道焊接過程中的殘余應(yīng)力變化過程。

3.1 有限元模型

圖4 所示為熱-彈-塑性有限元模型及焊道布置，該模型包括25 172 個(gè)節(jié)點(diǎn)，23 130 個(gè)單元。此外，在進(jìn)行焊接力學(xué)熱-彈-塑性有限元計(jì)算時(shí)，接頭有限元模型網(wǎng)格尺寸對(duì)焊接溫度場(chǎng)、塑性應(yīng)變、焊接變形以及殘余應(yīng)力的計(jì)算精度起著重要的作用。精細(xì)網(wǎng)格雖可以得到較好的預(yù)測(cè)結(jié)果，但同時(shí)將消耗大量的計(jì)算機(jī)資源和計(jì)算時(shí)間。因此，為了平衡計(jì)算精度和計(jì)算機(jī)資源消耗，通常焊接區(qū)（焊縫及熱影響區(qū)）采用細(xì)網(wǎng)格，遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域采用粗網(wǎng)格。在熱-彈-塑性有限元分析過程中，材料的熱物理性能參數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響很大。本文采用的Q235相關(guān)熱物理性能參數(shù)通過JMatPro 專業(yè)軟件獲得，如圖5所示。

圖4 多層多道對(duì)接接頭熱-彈-塑性有限元模型Fig.4 TEP FEA finite element model of multi-pass butt joint

圖5 Q235材料熱物理性能參數(shù)Fig.5 Material properties of Q235

3.2 焊接溫度場(chǎng)

獲得合理的焊接接頭溫度場(chǎng)是進(jìn)行焊接殘余應(yīng)力分析的前提。為了精確地模擬焊接熔池形狀，確保焊接殘余應(yīng)力的計(jì)算精度，本文采用體熱源模型模擬焊接熱輸入，并考慮了工件表面的熱輻射和對(duì)流因素；此外，溫度場(chǎng)計(jì)算時(shí)的電弧熱效率取0.7，設(shè)置室溫為20 ℃?；谧灾鏖_發(fā)的熱-彈-塑性有限元計(jì)算代碼，使用多線程并行技術(shù)，求解熱傳導(dǎo)方程；溫度場(chǎng)計(jì)算過程中同時(shí)調(diào)用8 個(gè)線程。當(dāng)瞬態(tài)熱源經(jīng)過焊縫中部時(shí)，熱源溫度分布及瞬態(tài)熔池形貌如圖6（a）和圖6（b）所示，圖6（c）為接頭宏觀形貌與計(jì)算得到的焊縫熔池形狀對(duì)比?？梢钥闯?，正面蓋面焊瞬態(tài)溫度極值為1 846 ℃，瞬態(tài)熱源熔池面積與焊道面積幾乎相等，焊縫熔池計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較吻合，表明溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果是有效且合理的。

圖6 多層多道對(duì)接接頭溫度場(chǎng)Fig.6 Welding temperature of multi-pass butt joint

3.3 焊接殘余應(yīng)力

圖7 所示為焊縫中部截面縱向殘余應(yīng)力云圖。從圖中可以看出，焊縫區(qū)縱向殘余應(yīng)力均為拉應(yīng)力，并沿著接頭寬度方向逐漸減小最終轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力；正面焊縫中間區(qū)域拉應(yīng)力值明顯降低，拉應(yīng)力極值為270 MPa，且位于背面焊縫填充處。分析認(rèn)為，焊縫區(qū)域?yàn)槔瓚?yīng)力是由于在冷卻階段焊縫金屬收縮受焊縫鄰域母材的約束；而為了平衡對(duì)接焊縫處的拉應(yīng)力，母材產(chǎn)生了壓應(yīng)力。為了進(jìn)一步定量分析接頭焊接殘余應(yīng)力分布，取圖3 與圖7 線L1（距上表面3 mm）及L2（距下表面10 mm）上的應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比分析，如圖8所示?？梢钥闯觯?jì)算得到的縱向殘余應(yīng)力分布與測(cè)量結(jié)果吻合較好。焊縫區(qū)為明顯的拉應(yīng)力，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)的母材處為壓應(yīng)力。

圖7 焊縫縱向殘余應(yīng)力云圖Fig.7 Contour of longitudinal residual stress in weld

圖8 縱向殘余應(yīng)力對(duì)比Fig.8 Comparison of longitudinal residual stress

基于熱-彈-塑性有限元分析，進(jìn)一步分析厚板多層多道焊接頭橫向殘余應(yīng)力及Z 向殘余應(yīng)力分布。焊縫中部截面橫向殘余應(yīng)分布云圖如圖9所示，線L1（焊縫中心）、L2（距上表面3 mm）及L3（距下表面10 mm）上的應(yīng)力分布如圖10 所示?？梢钥闯觯瑱M向殘余應(yīng)力在焊縫區(qū)上表面為明顯的拉應(yīng)力，沿接頭寬度方向逐漸降低；應(yīng)力極值位于正面焊縫近表面處，拉應(yīng)力極值為249 MPa；壓應(yīng)力主要存在于正面焊縫中部，壓應(yīng)力極值為262 MPa。焊縫中部截面Z向殘余應(yīng)力分布云圖如圖11所示，圖12給出了L1（焊縫中心）、L2（距上表面3 mm）及L3（距下表面10 mm）上的應(yīng)力分布?？梢钥闯?，Z 向殘余應(yīng)力主要存在于焊縫區(qū)；正面焊縫主要為壓應(yīng)力，壓應(yīng)力極值為50 MPa，背面焊縫則以拉應(yīng)力為主，拉應(yīng)力極值為51 MPa。拉應(yīng)力是由于焊縫區(qū)金屬受到拘束而導(dǎo)致的，而背面焊接熱處理作用使得正面焊縫中部產(chǎn)生壓應(yīng)力區(qū)。

圖9 焊縫橫向殘余應(yīng)力云圖Fig.9 Contour of transverse welding residual stress in weld

圖10 橫向殘余應(yīng)力分布Fig.10 Transverse welding residual stress distribution

圖11 焊縫Z向殘余應(yīng)力云圖Fig.11 Contour of Z-direction welding residual stress in weld

圖12 Z向殘余應(yīng)力分布Fig.12 Welding residual stress distribution in Z-direction

3.4 殘余應(yīng)力變化過程

為更進(jìn)一步分析厚板焊接過程中的縱向殘余應(yīng)力變化過程，取圖7 線L3（焊縫中心）上每一道焊后殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果，如圖13 所示。正面焊縫焊接時(shí)，殘余應(yīng)力的分布規(guī)律基本不變，拉應(yīng)力值隨著焊道的增加而增大，應(yīng)力極值由根部轉(zhuǎn)移至正面焊縫中部；而在背面焊縫焊接時(shí)，正面焊縫中部的殘余應(yīng)力值隨著焊道的增加顯著降低，正面焊縫近表面處拉應(yīng)力值增大，背面焊縫殘余應(yīng)力極值由根部轉(zhuǎn)移至背面焊縫中部。分析認(rèn)為，厚板多層多道焊接過程中，焊接殘余應(yīng)力變化是由于后一道焊縫對(duì)已焊的焊縫金屬起到熱處理作用，這也是正面焊縫中間區(qū)域拉應(yīng)力明顯降低的主要原因；焊縫接頭的殘余應(yīng)力分布由最后一道焊縫決定。

圖13 焊接殘余應(yīng)力變化過程Fig.13 Variation process of welding residual stress

4 結(jié) 論

針對(duì)船體外板鋼厚板多層多道焊接頭內(nèi)部焊接殘余應(yīng)力的復(fù)雜性，本文采用輪廓法與基于并行計(jì)算技術(shù)的熱-彈-塑性有限元法研究Q235厚板多層多道對(duì)接接頭內(nèi)部殘余應(yīng)力分布及其變化過程，得到如下結(jié)論：

（1）厚板多層多道焊對(duì)接接頭內(nèi)部縱向殘余應(yīng)力的預(yù)測(cè)結(jié)果與測(cè)量結(jié)果吻合較好?？v向殘余應(yīng)力在焊縫區(qū)為明顯的拉應(yīng)力，并沿接頭寬度方向逐漸減小最終轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，拉應(yīng)力極值位于背面焊縫填充處；正面焊縫中間區(qū)域拉應(yīng)力值明顯降低。

（2）橫向殘余應(yīng)力在厚板接頭上表面及背面焊縫填充處為拉應(yīng)力并沿接頭寬度方向逐漸降低，拉應(yīng)力極值位于正面焊縫蓋面處，壓應(yīng)力及其極值存在于正面焊縫中間區(qū)域；Z 向殘余應(yīng)力主要存在于焊縫區(qū)，正面焊縫以壓應(yīng)力為主，背面焊縫以拉應(yīng)力為主。

（3）厚板多層多道焊接過程中，殘余應(yīng)力變化是由于后一道焊縫對(duì)已焊的焊縫起到熱處理作用導(dǎo)致的，焊縫接頭殘余應(yīng)力分布由最后一道焊縫決定。