丁立南, 鄒家生, 于華寬, 劉 雨

(江蘇科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 鎮(zhèn)江 212100)

焊接引起的各種變形改變了構(gòu)件的原本形狀，增加了服役期間的應(yīng)力集中和附加彎矩的可能性，降低了焊接結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和制造精度．其中角變形是核電厚板結(jié)構(gòu)多層多道焊主要的變形形式，對其進行分析與預(yù)測對于結(jié)構(gòu)安全來說十分重要．

利用試驗結(jié)合數(shù)值模擬技術(shù)實現(xiàn)對焊接變形的預(yù)測是目前研究焊接變形常用的有效手段[1-2]．文獻[3]研究了弧距對殘余角變形的影響，發(fā)現(xiàn)弧距和角變形之間存在非線性關(guān)系，并且可以通過調(diào)節(jié)弧距來控制殘余角變形．文獻[4]研究不同拘束條件下坡口間隙對焊接變形的影響，發(fā)現(xiàn)彈簧拘束條件下有無坡口間隙對殘余角變形數(shù)值大小影響顯著．文獻[5]研究發(fā)現(xiàn)在激光焊接中加入穩(wěn)定的磁場，角變形量減少了26.56%．文獻[6]研究了試件尺寸對焊接變形的影響，發(fā)現(xiàn)薄板試件足夠長時，將會產(chǎn)生較大的角變形．文獻[7]研究了結(jié)構(gòu)約束對控制角變形的影響，發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)約束能夠減少厚板T型接頭約73%角變形．文獻[8]研究了焊道順序設(shè)計對厚板T型接頭角變形影響，發(fā)現(xiàn)在腹板一側(cè)進行開坡口焊接可以減少角變形．文獻[9]研究大面積拼焊平臺結(jié)構(gòu)的焊接變形，發(fā)現(xiàn)角變形主要是由上下坡口不對稱引起的．文獻[10]研究多層多道焊反變形對角變形影響，發(fā)現(xiàn)預(yù)置合適的反變形可以有效地減少焊后角變形．

在角變形動態(tài)過程方面，文獻[11]試驗研究了實時角變形情況，發(fā)現(xiàn)角變形主要發(fā)生在焊接階段，隨著焊道的增加而增加，層間冷卻階段變形很?。墨I[12]在堆焊數(shù)值模擬中發(fā)現(xiàn)二維模型可以預(yù)測最終焊接角變形而無法反映角變形動態(tài)變化，三維模型可以模擬焊接過程中角變形的動態(tài)過程．以往對于角變形的研究，主要是集中于中厚度板(厚度在20 mm以下)的殘余角變形方面，對于需要更多填充金屬、焊道更多、分布更復(fù)雜的40 mm厚板的角變形，尤其是動態(tài)角變形研究相對較少．

1 焊接試驗

1.1 焊接材料

焊接試板材料為Q345B，單塊試板尺寸為400 mm×200 mm×40 mm，坡口形式為單V型坡口，上坡口角度為35°，下坡口角度為10°，坡口間隙4 mm，焊接填充材料為直徑1.2 mm的實芯焊絲，牌號為CHW-50C6HR．

1.2 焊接過程

焊接位置為橫焊，共40道焊縫．焊接方法采用CO2與Ar混合氣體保護焊，保護氣體為82%Ar+18%CO2．在裝配焊接之前對焊縫區(qū)域進行打磨去除氧化層和油污．為保證裝配間隙在焊接時不變，焊前對試板進行施加定位焊．試板底部進行前后點固，起固定約束作用，排除剛性位移對焊接變形分析影響．整個焊接過程層間溫度低于200 ℃．焊接工藝參數(shù)如表1．焊接順序如圖1．

表1 焊接工藝參數(shù)

圖1 焊接順序示意Fig.1 Schematic diagram of welding sequence

1.3 焊接動態(tài)溫度場和動態(tài)變形測試

為了驗證數(shù)值計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，得到準(zhǔn)確的角變形，需要測試焊接過程中的動態(tài)溫度和動態(tài)變形．焊接過程中采用熱電偶測試動態(tài)溫度，焊前先將熱電偶點焊到自由態(tài)一端母材坡口附近的鋼板表面，共測試4個位置的溫度，分別距坡口距離約為4、8、18、28 mm．采用位移傳感器測試動態(tài)角變形，其中在靠近起弧端、收弧端和試板中間穩(wěn)定處分別設(shè)置一個位移傳感器，距自由態(tài)母材一端約10 mm．熱電偶和位移傳感器測試過程如圖2．動態(tài)溫度和動態(tài)變形實時測試系統(tǒng)如圖3．

圖2 熱電偶和位移傳感器測試過程Fig.2 Test procedure for thermocouples and displacement sensors

圖3 動態(tài)溫度和動態(tài)變形實時測試系統(tǒng)(單位：mm)Fig.3 Real-time test system for dynamic temperature and dynamic distortion(unit:mm)

由于位移傳感器是用來測量某點的位移變化情況，焊接造成的變形會在測點部位發(fā)生一定的滑移．為了提高測試時的準(zhǔn)確性，設(shè)計了如圖3中所示的構(gòu)件，焊前將圓柱端垂直于焊接試板方向并點固到測試點位置，然后將位移傳感器部分壓縮到另一端的正方形平臺上．

2 有限元計算模型和計算過程

數(shù)值計算是基于大型有限元模擬軟件ANSYS，采用生死單元技術(shù)實現(xiàn)多層多道焊焊縫金屬的生長．采用熱力耦合間接法的熱彈塑性計算過程，即先進行非線性瞬態(tài)溫度場數(shù)值計算，然后將溫度場結(jié)果作為載荷加載進行靜態(tài)結(jié)構(gòu)計算，最終獲得焊接角變形分布．

2.1 有限元模型

根據(jù)試板尺寸首先建立了3D有限元模型，整個模型共有44 036個節(jié)點，40 319個單元．為了兼顧計算精度和計算時間，網(wǎng)格劃分在焊縫及附近區(qū)域較密，以反映焊縫區(qū)域的大梯度變化溫度；遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域的網(wǎng)格稀疏來保證整個計算模型合適單元數(shù)以提高計算效率．建立的有限元模型如圖4．

圖4 有限元模型Fig.4 Finite element model

2.2 溫度場計算

焊接過程溫度場計算時采用的熱源為移動帶狀熱源模型．將帶狀移動熱源計算的熱生成率施加在焊縫單元上，采用隨溫度變化的材料性能進行計算．溫度場計算時，焊接件與外界以對流和輻射方式進行熱交換．高溫焊縫和熱影響區(qū)以輻射熱形式進行散熱，溫度降低后主要靠通過與空氣的對流進行散熱．

2.3 變形計算

將計算的瞬態(tài)溫度場作為負(fù)載加載到結(jié)構(gòu)模型中，經(jīng)過彈塑性靜態(tài)計算獲得變形場．計算時，限制試件點固位置的節(jié)點所有自由度．

3 結(jié)果和討論

在溫度測試方面，熱電偶實時測試結(jié)果曲線和數(shù)值計算結(jié)果曲線如圖5．由圖中可以看出，焊接帶狀移動溫度熱源能夠獲得移動瞬態(tài)溫度場且計算的測溫點升溫速率和降溫速率與測試結(jié)果吻合較好；計算得到的測試點峰值溫度與測試結(jié)果差距小于40 ℃，說明計算得到的溫度場結(jié)果合理．

圖5 溫度模擬和測試結(jié)果比較Fig.5 Comparison of simulation and test results of temperature

在測試點Y方向位移方面，位移傳感器測試結(jié)果和數(shù)值計算結(jié)果如圖6．由圖可知，數(shù)值計算結(jié)果與位移傳感器所測結(jié)果吻合較好，這說明建立的有限元模型可以反映焊接試板動態(tài)角變形過程．在起弧端、穩(wěn)定處和收弧端的3個測試點變形有差別，但可以忽略．

圖6 Y向位移模擬和測試結(jié)果比較Fig.6 Comparison of simulation and test results of Y-direction displacement

由于母材分為自由端和固定約束端，固定端可視為不發(fā)生變形過程，自由端變形過程可以反映試板變形過程．由Y方向位移，可根據(jù)式(1)將其轉(zhuǎn)化為角變形表示：

(1)

式中：θ為上側(cè)試板的角變形，°；C為自由端母材寬度，m；UA，UB分別為圖7中線A，B的撓度，m．

圖7 角變形換算示意Fig.7 Schematic diagram of angular distortion conversion

每個焊道填充完成后，引起的角變形增加量如圖8．由圖8可知，隨著填充焊道的增加，單道角變形量整體呈先增大后減小的趨勢，局部焊道有波動．第3道填充完成時，單道引起的角變形量達(dá)到最大值，約為1.7°．角變形增加過程主要發(fā)生在第15道以前，15道以后，單道引起的角變形基本小于0.1°．此外，由第4道、14道、25道和40道焊后的Y方向位移計算結(jié)果云圖如圖9．

圖8 每個焊道引起角變形量Fig.8 Angular distortion caused by each weld pass

圖9 部分焊道完成后Y方向變形情況Fig.9 Distortion in Y direction after completion of partial pass

角變形動態(tài)過程如圖10，可知試板總的角變形量約為12.5°．根據(jù)階段角變形量占整個過程角變形總量的百分比，可以把角變形動態(tài)過程分為2個階段：

圖10 角變形動態(tài)過程Fig.10 Dynamic process of angular distortion

(1) 變形階段．在14道之前，隨著焊道數(shù)增加，角變形增加明顯，雖然填充焊道數(shù)僅為總焊道數(shù)的14/40，但角變形量卻約占總角變形量92%，為11.6°．

(2) 穩(wěn)定階段．在14道之后，角變形曲線趨于平穩(wěn)，隨著焊道數(shù)增加，角變形變化相對較小并趨于穩(wěn)定狀態(tài)．雖然這個階段焊道數(shù)在整個填充階段所占比例較大，但角變形量卻較?。?/p>

焊縫填充初始，隨著焊道的增加，熱輸入總量增大，塑性變形區(qū)寬度增加．此外，由于填充金屬總量不多，整體溫度也較高，所以焊縫金屬的楊氏模量較小．因此，受熱輸入主導(dǎo)，試板變形明顯．隨著焊道數(shù)繼續(xù)增加，填充金屬總量增加．由于受焊縫厚度增加影響，焊縫底部溫度減小，焊縫金屬的楊氏模量增加．焊縫厚度和楊氏模量的增加，對應(yīng)焊縫剛度增加，極大增加了變形阻力[13]．在焊道填充的后期，焊縫的剛度已經(jīng)足夠大，熱輸入的增加不足以使試板有明顯的變形．

基于沿板厚方向溫度分布的研究[14-15]，綜合考慮熱輸入與板厚疊加作用的熱輸入理論Q/h2，其中Q為焊接熱輸入，h為板厚，在焊接變形研究方面得到應(yīng)用[16-17]．

圖11 熱輸入?yún)?shù)變化Fig.11 Changes in heat input parameters

由于打底焊時，在填充之前不存在已有厚度，故不在此熱輸入理論考慮范圍之內(nèi)．根據(jù)熱輸入理論數(shù)值的分布情況，可以將其分為3個階段：

第2階段，焊道3～14．此時熱輸入理論數(shù)值約為(0.5～3.5)10-3．

第3階段，焊道15～40．此時熱輸入理論數(shù)值約為(0～0.5)10-3．

第1階段的焊道2，其熱輸入理論數(shù)值相對較大，和打底焊一樣，焊縫溫度增加可以貫穿整個厚度，所以對應(yīng)焊縫金屬沿厚度方向的溫度梯度較?。c此相對的是，第3階段的熱輸入理論數(shù)值相對較小，在厚度方向上，焊縫溫度只在很小的范圍內(nèi)增加，所以焊縫金屬沿厚度方向的溫度梯度也較?。墨I[18]中指出，沿著焊縫厚度方向的溫度梯度是產(chǎn)生角變形的原因，并且溫度梯度小，角變形越?。@和圖10中前兩道角變形較小和14道后出現(xiàn)的穩(wěn)定階段情況吻合．

在第2階段，熱輸入理論數(shù)值處于中等大小時，此階段對應(yīng)的角變形較大，這和填充金屬增加，焊縫厚度方向溫度梯度增大有關(guān)[13]．其中，2-1階段對應(yīng)著圖10中焊道3～10，每一道引起的角變形都很大；2-2階段對應(yīng)著焊道11～14，由于熱輸入理論數(shù)值不大，溫度梯度小，每一道引起的變形小，在圖10中表現(xiàn)為曲線明顯放緩．

4 結(jié)論

溫度場和角變形模擬結(jié)果和試驗測試結(jié)果吻合很好，模擬結(jié)果可以反映Q345B厚板多層多道焊角變形動態(tài)過程．

(1) 填充單個焊道引起的角變形增加量整體呈先增大后減小的趨勢．其中，引起的增加量最大為1.7°，角變形增加過程主要發(fā)生在焊接的前期．

(2) 根據(jù)階段角變形量占整個過程角變形總量的百分比，可以把角變形動態(tài)過程分為變形階段和穩(wěn)定階段．其中，在變形階段，角變形受熱輸入影響增加明顯；在穩(wěn)定階段，試板剛度阻礙作用明顯，角變形增加量很小．

(3) 綜合考慮熱輸入與板厚疊加作用的熱輸入理論Q/h2，可以解釋多層多道焊的角變形過程．在熱輸入?yún)?shù)較大和較小時，沿接頭厚度方向的溫度梯度小，引起的角變形?。跓彷斎?yún)?shù)為中等大小時，沿接頭厚度方向的溫度梯度大，引起的角變形較大．