段衛(wèi)軍 鄧鴻劍 陳北平

摘要：S355鋼作為低合金鋼，在焊接過程中會伴隨著固態(tài)相變現(xiàn)象。在考慮S355鋼的固態(tài)相變效應(yīng)基礎(chǔ)上，建立了焊接過程的熱彈塑性有限元模型。通過引入相變轉(zhuǎn)變模型、相變塑性和相變體積模型，計算獲得焊后組織分布云圖，并分析了焊縫和熱影響區(qū)典型節(jié)點的組織演變規(guī)律。結(jié)果表明，與不考慮固態(tài)相變效應(yīng)相比，緊鄰焊縫兩側(cè)的熱影響區(qū)的Mises應(yīng)力大幅降低，計算得到的殘余應(yīng)力值與實測值吻合較好。

關(guān)鍵詞：S355鋼;固態(tài)相變;微觀組織;殘余應(yīng)力

0? ? 前言

S355鋼屬于低合金高強鋼，其綜合力學(xué)性能優(yōu)良、淬透性優(yōu)異，被廣泛用于工程制造中。在低合金鋼的焊接過程中，由于局部不均勻的熱源作用產(chǎn)生的熱應(yīng)變，并伴隨著固態(tài)相變現(xiàn)象，以及因固態(tài)相變引起的體積變化和相變誘導(dǎo)塑性效應(yīng)等，導(dǎo)致工件冷卻后形成復(fù)雜的焊后殘余應(yīng)力[1]。研究S355鋼的焊接應(yīng)力的工程應(yīng)用具有重要意義。

目前廣泛采用有限元分析技術(shù)對關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的焊接過程溫度場和應(yīng)力場演變進行研究。Deng等人[2]研究了固態(tài)相變對9Cr-1Mo鋼管對接焊殘余應(yīng)力分布的影響，發(fā)現(xiàn)馬氏體相變引起的體積變化不僅影響殘余應(yīng)力的大小，而且還使得部分區(qū)域由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變成了壓應(yīng)力。遲露鑫[3]對SA508-3鋼厚壁圓筒進行了多層多道焊，發(fā)現(xiàn)熱源作用區(qū)域的溫度梯度變化很大，圓筒外壁的殘余應(yīng)力明顯大于內(nèi)壁的殘余應(yīng)力。Jiang等人[4]研究了低溫相變焊絲對殘余應(yīng)力的影響，證實馬氏體轉(zhuǎn)變引起的間斷冷卻收縮顯著降低了殘余應(yīng)力。Hamelin等人[5]進行了鐵素體鋼單道焊接的試驗和有限元模擬，發(fā)現(xiàn)當(dāng)接頭中存在馬氏體相變時，相變塑性對應(yīng)力場有顯著影響。

文中以S355鋼為研究對象建立了考慮固態(tài)相變效應(yīng)的熱-組織-應(yīng)力的有限元模型，進行焊接過程中的溫度場和應(yīng)力場的有限元分析。

1 試驗方法

試驗?zāi)覆臑镾355鋼，焊絲為GM55-II。采用激光焊進行平板對接焊，其中設(shè)備為TRUMP-10002蝶式激光器，激光為連續(xù)激光，波長1 060 nm，斑點直徑0.2 mm，焊接時采用負離焦量（-2 mm）。

焊接試件坡口形式如圖1所示。采用單道次激光焊接，焊接工藝參數(shù)如表1所示。焊后采用盲孔法測試殘余應(yīng)力。

2 有限元模型

2.1 網(wǎng)格模型

網(wǎng)格模型如圖2所示，尺寸150 mm×150 mm×12 mm。對焊縫區(qū)域的網(wǎng)格進行了局部加密，其他區(qū)域采用過渡網(wǎng)格。單元類型為六面體單元，焊縫及熱影響區(qū)網(wǎng)格尺寸為0.5 mm，母材網(wǎng)格尺寸1～5 mm過渡。母材和焊材的熱物理性能和熱機械性能見表2。

2.2 熱源模型

由于文中采用的激光功率較大，存在兩種效應(yīng)：一是激光在坡口上部填充焊絲熔化形成熔池的熱導(dǎo)焊，二是激光穿透形成小孔的深熔穿透焊，最終兩種效應(yīng)組合形成高腳杯形狀的焊縫。

為準(zhǔn)確擬合激光焊接傳熱過程的熔池形態(tài)，采用雙橢球熱源+圓錐體積熱源組成的復(fù)合熱源模型。其中雙橢球熱源模型的分布模型如式（1）所示：

式中 Q=ηUI，η為熱效率，U和I分別為電壓、電流;ff和fr分別為前、后兩個半橢球體的能量分配系數(shù)，令ff∶fr=3∶7;a、bf、br、c為形狀參數(shù)。

錐形熱源的模型如式（2）所示：

式中 r0為有效作用半徑;r為節(jié)點與熱源中心之間的距離;m為線性衰減系數(shù);H為熱源作用深度;h為任意截面的高度。

2.3 相變數(shù)學(xué)模型

2.3.1 組織轉(zhuǎn)變數(shù)學(xué)模型

2.3.2 相變塑性和相變體積模型

式中 βA-F和βA-M分別為奧氏體向鐵素體和馬氏體轉(zhuǎn)變的相變膨脹系數(shù);βT-A為奧氏體化過程中的相變收縮系數(shù);dfF、dfM和dfA分別為鐵素體、馬氏體和奧氏體體積分?jǐn)?shù)的增量形式。

不同相的相膨脹系數(shù)和相變體積變化系數(shù)可由CCT測試中的膨脹曲線獲得，如圖4所示。

3 結(jié)果與分析

3.1 焊接傳熱分析

單道焊接工藝的溫度場分布如圖5、圖6所示，復(fù)合熱源可以較好地反映激光焊的深熔效果。

距焊縫中心不同距離的節(jié)點在焊接過程中的熱循環(huán)曲線如圖7所示，求得所有點在800～500 ℃區(qū)間的冷卻速度均在250～100 ℃/s之間。根據(jù)文中材料的測試結(jié)果，該冷速下只會發(fā)生馬氏體相變，不會發(fā)生鐵素體、珠光體和貝氏體相變。

3.2 焊接過程相變轉(zhuǎn)變

結(jié)合溫度分布云圖（見圖8）可知，焊接熔池及熱影響區(qū)（溫度高于Ac3）中奧氏體占比100%;溫度降至Ms以下的區(qū)域均發(fā)生了馬氏體相變，其中起焊處奧氏體已經(jīng)全部轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體。最終焊縫及熱影響區(qū)全部由馬氏體組成。

從熱影響區(qū)與母材交界面橫向取3個相鄰單元，提取其熱應(yīng)變的計算結(jié)果與溫度結(jié)果繪制出熱應(yīng)變轉(zhuǎn)變曲線，如圖9所示。可以看出，母材區(qū)單元（綠色）由于溫度始終未超過Ac1，所以未發(fā)生相變，焊接時熱應(yīng)變隨溫度線性增加，冷卻時又沿原路線性降低。熱影響區(qū)單元（紅色）升溫到Ac1～705 ℃后，發(fā)生奧氏體轉(zhuǎn)變，體積收縮，總應(yīng)變陡降，超過Ac3～856 ℃時轉(zhuǎn)變完成;冷卻時，未發(fā)生任何擴散型相變，直至Ms～399.5 ℃點以下，發(fā)生馬氏體相變;冷至室溫后，最終熱應(yīng)變歸零。母材與熱影響區(qū)交界面上的單元（藍色）在升溫時，峰值溫度未超過Ac3，所以只有少部分轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體;冷卻時，只有這部分奧氏體在Ms點以下發(fā)生了馬氏體相變，而其余部分仍為母材狀態(tài)。

3.3 相變對焊接變形的影響

考慮相變時，激光焊接的最終變形如圖10a所示，角變形比較明顯，而縱向彎曲趨勢不明顯。熄弧端的角變形略大于起弧端。不考慮相變時（見圖10b），單道焊的角變形略大于考慮相變的計算結(jié)果，此外呈現(xiàn)出非常明顯的縱向彎曲。

3.4 相變對焊接殘余應(yīng)力的影響

計算得到的激光焊接殘余應(yīng)力如圖11所示。考慮相變時（見圖11a），整個板厚上均呈現(xiàn)熔合區(qū)縱向受壓、熱影響區(qū)與母材交界面縱向受拉、母材遠端縱向受壓的狀態(tài)，最大縱向壓應(yīng)力出現(xiàn)在熔合區(qū)中間，最大縱向拉應(yīng)力出現(xiàn)在1/2厚度處的熱影響區(qū)與母材交界面上;而不考慮相變時（見圖11b），整個板厚上均呈現(xiàn)熔合區(qū)和熱影響區(qū)縱向受拉、只有母材受壓的狀態(tài)，且熔合區(qū)縱向拉應(yīng)力大于熱影響區(qū)。由此可見，考慮相變時，應(yīng)力水平較高的焊縫附近區(qū)域拉、壓應(yīng)力獲得部分抵消，焊縫的縱向收縮合力小于不考慮相變的情況，導(dǎo)致后者縱向彎曲變形明顯大于前者。其中考慮相變計算得到的焊接縱向應(yīng)力和盲孔法測試得到結(jié)果具有較好的一致性，如圖12所示。

4 結(jié)論

考慮固態(tài)相變效應(yīng)后，進行S355鋼激光焊接過程中熱-組織-應(yīng)力演變過程有限元模擬，得到以下結(jié)論：

（1）通過模擬，得到了焊縫及熱影響區(qū)經(jīng)歷焊接熱循環(huán)條件下的馬氏體轉(zhuǎn)變規(guī)律。

（2）在固態(tài)相變作用下，激光焊接變形和殘余應(yīng)力顯著降低。仿真得到的應(yīng)力分布規(guī)律與實測值吻合較好。

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