陶曉慶，薛 河，王振文

(1.陜西能源職業(yè)技術(shù)學(xué)院實踐教學(xué)管理處，陜西 咸陽 712000)

(2.西安科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，陜西 西安 710054)

(3.施耐德電氣(中國)有限公司，北京 100102)

焊接接頭的材料力學(xué)性能會因焊接時包括局部冶煉、鑄造及熱處理在內(nèi)的流程處理而具有不均勻性[1]。焊接接頭區(qū)域通常包括焊縫金屬(weld metal，WM)、母材金屬(base metal，BM)及熔合區(qū)(fusion zone，F(xiàn)Z)和熱影響區(qū)(heat affected zone，HAZ)，各部分材料的力學(xué)性能都不盡相同，這給焊接接頭斷裂問題的研究帶來了不少困難[2]。文獻(xiàn)[1]通過等效屈服強(qiáng)度和加工硬化指數(shù)概念將焊接接頭熱影響區(qū)看作不同力學(xué)性能的不同組織進(jìn)行分析。文獻(xiàn)[3]、[4]在將焊接接頭簡化成只有母材和焊縫金屬的“雙材料”結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，將熔合區(qū)和熱影響區(qū)簡化成熱熔區(qū)(heat fusion zone, HFZ)，形成了“理想三材料”模型，并分析了熱影響力學(xué)性能及幾何尺寸對非匹配焊接接頭熱影響區(qū)裂紋啟裂的影響。文獻(xiàn)[5]在將焊接接頭簡化為上述“理想三材料”結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上，進(jìn)一步對裂紋進(jìn)行分析。雖然已經(jīng)有了較多基于這種“理想三材料”結(jié)構(gòu)模型的焊接接頭界面裂紋研究結(jié)果[6]，但這種簡化模型在各區(qū)域的交界面變化過大，會極大降低分析的有效性。焊接接頭雖然常被劃分為材料力學(xué)性能不同的區(qū)域，但彼此之間并沒有明顯的界線，其材料力學(xué)性能的變化是連續(xù)的。對焊接接頭的斷裂問題進(jìn)行更精確的研究，首先要建立更符合實際的焊接接頭模型，因此本文針對以往研究中焊接接頭模型存在材料力學(xué)性能突變的缺點，借助有限元分析軟件建立材料力學(xué)性能連續(xù)變化的焊接接頭模型，對斷裂問題進(jìn)行分析。

1 材料力學(xué)性能連續(xù)變化焊接接頭模型建立

焊接接頭的組成結(jié)構(gòu)如圖1所示。為了建立材料力學(xué)性能連續(xù)變化的焊接接頭模型，需要依據(jù)焊接接頭硬度分布來確定焊接接頭不同區(qū)域的材料力學(xué)性能。

1—WM；2—FZ；3—HAZ

其具體步驟為：

1)硬度分布規(guī)律獲取。使用微觀硬度測試儀測量得到焊接接頭的硬度分布。

2)硬度分布規(guī)律分析。焊接接頭材料硬度與材料屈服應(yīng)力呈線性關(guān)系，根據(jù)實驗結(jié)果進(jìn)行線性擬合，從而得到焊接接頭區(qū)域的屈服硬度分布規(guī)律。

3)其他參數(shù)分布規(guī)律計算。通過計算確定焊接接頭材料力學(xué)性能的其他參數(shù)分布規(guī)律。

4)建立接頭模型。通過有限元分析軟件建立材料力學(xué)性能連續(xù)變化的焊接接頭模型。

1.1 焊接接頭微觀硬度測量

實驗采用日本島津公司HMV微硬度測試儀作為實驗儀器，以25 g載荷量對焊接接頭持續(xù)加載15 s，沿垂直于熔合線方向打硬度點，由于熔合區(qū)硬度變化較大，因此越靠近熔合線界面附近間隔越小，測試結(jié)果如圖2所示。

圖2 焊接接頭硬度測試圖

1.2 焊接接頭材料力學(xué)性能參數(shù)的確定

對于焊接接頭這種“理想三材料”結(jié)構(gòu)，不同區(qū)域的屈服強(qiáng)度及應(yīng)變硬化指數(shù)不同，對應(yīng)的材料力學(xué)性能也不一致。這種不一致性是影響裂紋擴(kuò)展驅(qū)動力、斷裂韌性和材料延性斷裂行為的主要因素。

研究表明，材料的硬度與其屈服強(qiáng)度有關(guān)。根據(jù)圖2可知，散點近似連成一條線，焊接接頭硬度與其屈服強(qiáng)度呈線性關(guān)系，通過對焊接接頭硬度測量能計算出焊接接頭不同區(qū)域材料的屈服強(qiáng)度。

進(jìn)一步的研究表明，應(yīng)變硬化指數(shù)n與屈服應(yīng)力σ0的關(guān)系可用式(1)表達(dá)：

(1)

式中：k為常數(shù)，取0.163。

為了便于分析裂尖斷裂參量與材料力學(xué)性能的關(guān)系，對焊接接頭硬度分布進(jìn)行擬合，以熔合線為中心擬合公式如式(2)所示：

σ0=-16.994x2-2.5x+578

(2)

式中：x為裂紋位置。

材料力學(xué)性能符合Ramberg-Osgood關(guān)系。通過實驗和計算可得焊接接頭的屈服應(yīng)力和硬化指數(shù)等具體參數(shù)，見表1。

表1 材料性能參數(shù)

1.3 試樣和裂紋選取

本文研究的試樣為GB 4161—84標(biāo)準(zhǔn)緊湊拉伸試樣(1T-CT)，其幾何尺寸和實驗過程符合ASTM399標(biāo)準(zhǔn)[7-8]。試樣的總體幾何形狀及尺寸如圖3所示。

圖3 試樣的總體幾何形狀及尺寸

裂紋分布如圖4(a)所示，以熔合線(圖中粗線所示)為中心，在兩側(cè)位置X分別為0.2，0.4，0.6，0.8，1.0，2.0，3.0，4.0，5.0 mm處預(yù)制裂紋FB。

圖4 試樣的裂紋分布及有限元模型

1.4 接頭模型的建立

接頭的有限元模型如圖4(b)所示，由于模型具有對稱性，因此有限元模型取1/2模型，利用有限元軟件對CT試樣進(jìn)行拉伸模擬，產(chǎn)生圖4(a)所示方向的裂紋，并對其裂紋擴(kuò)展驅(qū)動力參量進(jìn)行計算。通過ABAQUS中的預(yù)定義場功能將表1中的材料力學(xué)屬性加載到有限元模型中，實現(xiàn)了材料的力學(xué)性能參數(shù)連續(xù)變化的要求，其參數(shù)見表2。對模型完成有限元網(wǎng)格劃分后共有23 568個單元。

表2 有限元模型參數(shù)

2 結(jié)果分析

為準(zhǔn)確分析焊接接頭裂尖力學(xué)場，需要減小其他因素的干擾，因此實驗時對試樣施加恒載K，并使其遠(yuǎn)離裂尖場。同時，為體現(xiàn)規(guī)律性，裂尖塑性區(qū)域需有足夠大的范圍。本實驗令K=70.2 MPa·m1/2，同時分析縱向和橫向裂紋狀況。

模型中使裂紋尖端均勻分布于熔合線兩側(cè)-6～6 mm。在距離裂尖r=0.02 mm處(如圖4(b)中虛線所示)采樣，測量其應(yīng)力應(yīng)變的值并進(jìn)行曲線分析。

圖5、圖6所示分別為有限元模型下縱向、橫向界面裂紋裂尖應(yīng)力應(yīng)變云圖，云圖大小為1 mm×1 mm。

圖6 有限元模型下橫向界面裂紋裂尖應(yīng)力應(yīng)變云圖

根據(jù)云圖對縱向和橫向裂紋裂尖應(yīng)力應(yīng)變分析,結(jié)果如圖7、圖8所示。其中MM是按照焊接接頭最大屈服強(qiáng)度定義材料屬性來計算得出的裂紋尖端應(yīng)力屬性變化，SM為“理想三材料”模型材料屬性下裂紋尖端應(yīng)力應(yīng)變，CM為連續(xù)材料模型下裂紋尖端應(yīng)力應(yīng)變。

分析圖7、圖8可知，單一材料力學(xué)模型應(yīng)力應(yīng)變不變化，“理想三材料”材料力學(xué)模型下熔合線附近應(yīng)力應(yīng)變均產(chǎn)生了突變現(xiàn)象，而連續(xù)變化材料力學(xué)模型為連續(xù)過渡。圖7，8中CM曲線和材料硬度分布曲線相似。不論是連續(xù)材料模型亦或“理想三材料”模型，其數(shù)值均在最小和最大屈服應(yīng)力及單一材料的屈服應(yīng)力之間。

圖7 不同模型縱向裂紋裂尖應(yīng)力應(yīng)變比較

圖8 不同模型橫向裂紋裂尖應(yīng)力應(yīng)變比較

比較圖7和圖8可以看出，對于不同形式的裂紋，單一材料力學(xué)模型裂紋裂尖應(yīng)力應(yīng)變曲線基本一致；連續(xù)變化材料力學(xué)模型裂紋裂尖應(yīng)力應(yīng)變曲線變化規(guī)律相同；“理想三材料”材料力學(xué)模型裂紋裂尖應(yīng)力應(yīng)變曲線的規(guī)律則不同。由此說明，利用“理想三材料”材料力學(xué)模型來分析裂尖力學(xué)場時要考慮裂紋與焊縫的相互位置。

3 結(jié)論

本文通過對連續(xù)變化材料力學(xué)模型裂尖力學(xué)場的計算并與現(xiàn)有材料力學(xué)模型相比較，可以得到如下結(jié)論：

1)連續(xù)變化材料裂尖力學(xué)場與焊接接頭硬度分布有關(guān)，變化趨勢一致。其結(jié)果介于兩者單一材料模型與“理想三材料”模型之間，說明了模型計算結(jié)果的有效性。

2)應(yīng)用“理想三材料”材料力學(xué)模型對界面裂紋裂尖力學(xué)場進(jìn)行分析計算時，應(yīng)考慮分析對象與焊縫的相對位置，而連續(xù)變化材料力學(xué)模型無需考慮相對位置即可進(jìn)行計算。