鄭 喬

(寶山鋼鐵股份有限公司中央研究院,上海 201999)

1 概述

隨著國(guó)家碳達(dá)峰、碳中和發(fā)展戰(zhàn)略的提出,大型重載裝備的輕量化設(shè)計(jì)要求越來越高,對(duì)其關(guān)鍵承載部件應(yīng)用超高強(qiáng)鋼制造可以有效減輕結(jié)構(gòu)重量,進(jìn)而顯著降低設(shè)備的運(yùn)行能耗,達(dá)到節(jié)能減排的目的[1]。工程機(jī)械的生產(chǎn)制造離不開焊接過程,而超高強(qiáng)鋼在焊接之后接頭的性能會(huì)發(fā)生軟化及脆化現(xiàn)象[2]。但事實(shí)上,除了性能退化問題之外,殘余應(yīng)力的預(yù)測(cè)和控制對(duì)超高強(qiáng)鋼的焊接來說也非常重要,接頭內(nèi)部過大的殘余應(yīng)力會(huì)顯著降低接頭的疲勞性能。因此,準(zhǔn)確預(yù)測(cè)超高強(qiáng)鋼焊接接頭殘余應(yīng)力,有利于靈活布置焊接接頭,優(yōu)化焊接結(jié)構(gòu)件,提高結(jié)構(gòu)件的服役壽命。但目前關(guān)于超高強(qiáng)鋼焊接殘余應(yīng)力的研究報(bào)道較少。Sun[3]以S355高強(qiáng)鋼為例,詳細(xì)考慮了固態(tài)相變、加工硬化對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響,結(jié)果表明,單獨(dú)考慮固態(tài)相變比加工硬化的預(yù)測(cè)準(zhǔn)確性高,而同時(shí)考慮固態(tài)相變和加工硬化與試驗(yàn)結(jié)果更加吻合。

本文以Q960超高強(qiáng)鋼為研究對(duì)象,采用模擬與試驗(yàn)相結(jié)合的手段,來研究Q960鋼多道焊接接頭的殘余應(yīng)力分布特征?；谟邢拊浖?開發(fā)了“熱—冶金—力學(xué)”有限元模型?；谒_發(fā)的模型,計(jì)算多道重熔焊接接頭的殘余應(yīng)力分布。同時(shí),利用盲孔法測(cè)量穩(wěn)定區(qū)域的殘余應(yīng)力分布,并與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。此外,針對(duì)單道焊接頭,還研究了固態(tài)相變對(duì)于焊接殘余應(yīng)力的分布以及大小的影響。

2 焊接試驗(yàn)

本試驗(yàn)采用的Q960超高強(qiáng)鋼供貨狀態(tài)為熱連軋橫切板+熱處理,金相組織為回火馬氏體,如圖1所示。焊接試件的尺寸為300 mm×200 mm×8 mm。焊前需要打磨試樣表面的鐵銹,同時(shí),采用酒精清洗表面油漬。焊接時(shí),利用非熔化極惰性氣體保護(hù)焊(TIG)進(jìn)行單道、兩道以及四道重熔試驗(yàn),詳細(xì)的焊接工藝參數(shù)見表1。焊接完成后,采用盲孔法測(cè)量試樣表面焊接殘余應(yīng)力分布,其中,應(yīng)變片的布置如圖2所示。

Fig.1 Q960的顯微組織

圖2 Q960超高強(qiáng)鋼單道焊應(yīng)變片布置

表1 焊接工藝參數(shù)

3 有限元數(shù)值模擬

本研究建立“熱—冶金—力學(xué)”有限元模型,進(jìn)行溫度場(chǎng)、組織以及應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算,其中,詳細(xì)的計(jì)算流程如圖3所示。需要注意的是,圖中的虛線表示計(jì)算過程中未考慮力學(xué)計(jì)算對(duì)溫度場(chǎng)—組織的影響。

圖3 熱—冶金—力學(xué)耦合關(guān)系示意圖

3.1 有限元模型

本研究采用“熱—冶金—力學(xué)”耦合的有限元模型,模擬焊接過程中的溫度場(chǎng)、組織含量以及殘余應(yīng)力分布。其中,三維有限元模型與實(shí)際焊接件的尺寸保持一致,為300 mm×200 mm×8 mm。模型中的單元總數(shù)為101 000,節(jié)點(diǎn)總數(shù)為112 014。數(shù)值計(jì)算時(shí),為了平衡計(jì)算精度和效率,細(xì)化焊縫及熱影響區(qū)附近的單元,最小單元尺寸為2 mm×0.5 mm×0.5 mm。為了防止模擬過程中有限元模型發(fā)生剛體位移,在三維有限元模型下表面的位置,采用三節(jié)點(diǎn)六自由度的拘束方式,如圖4所示。

圖4 三維有限元模型

3.2 熱源模型

計(jì)算溫度場(chǎng)時(shí),采用有限元軟件中提供的雙橢球移動(dòng)熱源模型來模擬焊接過程中的熔池形態(tài)。移動(dòng)熱源模型的前后1/4橢球的熱流密度如式(1)、(2):

(1)

(2)

式中:Qf,Qr分別為前、后1/4橢球熱輸入 (Qf/Qr=1.2);af,ar,b,c分別為雙橢球熱源模型的形狀參數(shù)(af/ar=0.6)。

Q960超高強(qiáng)鋼利用擺動(dòng)TIG重熔的方式獲得焊接接頭,利用軟件自帶的熱源模型無法獲得與實(shí)際情況相符合的熔池形貌,因此,需要對(duì)熱源模型進(jìn)行修正。修正后的擺動(dòng)移動(dòng)熱源模型和熱源熱流密度分布如圖5[4]所示。本研究將三個(gè)并排放置的雙橢球熱源定義為一個(gè)擺動(dòng)熱源,中心熱源的相對(duì)坐標(biāo)系設(shè)定為(xi,yi,zi),熱源在左右擺動(dòng)過程中的相對(duì)坐標(biāo)系設(shè)定為(xi-x0,yi,zi),(xi+x0,yi,zi),其中,x0為焊接過程中焊槍左右擺動(dòng)的距離,3個(gè)熱源的能量分配系數(shù)分別為η1,η2,η3,并且三者之和為1。

圖5 雙橢球熱源模型和擺動(dòng)熱源熱流密度分布

3.3 溫度場(chǎng)計(jì)算

焊接是局部快速加熱冷卻的過程,因此,在焊接過程中,熱量會(huì)在工件中傳導(dǎo),也會(huì)與周圍的環(huán)境進(jìn)行熱量的交換。為了模擬實(shí)際焊接過程中電弧產(chǎn)生的熱量在工件中的傳導(dǎo),其控制方程如式(3):

(3)

式中:ρ為材料的密度;cp為比熱容;T為溫度;t為時(shí)間;?為拉普拉斯算子;qarc為焊接熱源熱流密度。

焊接件通過對(duì)流的方式與環(huán)境交換熱量遵循Newton定律式(4):

qa=-ha(Ts-Ta)

(4)

式中:qa為焊接件與環(huán)境之間的熱量交換;ha(25W·m-2·K-1)為對(duì)流交換系數(shù);Ts為焊接件表面溫度;Ta為環(huán)境溫度。

焊接件通過輻射所損失的熱量可按照如式(5)控制方程計(jì)算:

qh=-εσ[(Ts+273)4-(Ta+273)4]

(5)

式中:ε為熱輻射系數(shù)(計(jì)算中取值為0.8);σ(5.67×10-8W·m-2·K-4)為Stefan-Boltzmanm常數(shù)。

3.4 組織計(jì)算

在焊接熱循環(huán)的作用下,Q960超高強(qiáng)鋼焊縫及熱影響區(qū)的組織由奧氏體轉(zhuǎn)變成貝氏體和馬氏體組織。數(shù)值模擬時(shí),奧氏體轉(zhuǎn)變成貝氏體的過程,主要通過式(6)Johnson-Mehl-Avrami方程表述:

θ=θeq[1-exp(-ktn)]

(6)

式中:θeq為平衡狀態(tài)下相的體積分?jǐn)?shù);k為活化率,與溫度密切相關(guān);n為Avrami指數(shù),與相變類型有關(guān)。

奧氏體轉(zhuǎn)變成馬氏體的過程為非擴(kuò)散型相變過程,可以通過式(7)Koistinen-Marburger方程表示:

θ=1-exp[-b(Ms-T)] (Ms≥T)

(7)

式中:b為馬氏體轉(zhuǎn)變速率,是與材料相關(guān)的常數(shù);Ms為馬氏體開始轉(zhuǎn)變溫度。

3.5 應(yīng)力計(jì)算

材料的總應(yīng)變包括彈性應(yīng)變、熱應(yīng)變、塑性應(yīng)變、相變塑性應(yīng)變和蠕變應(yīng)變。計(jì)算時(shí),彈性行為遵守各向同性Hooke定律,屈服準(zhǔn)則服從Von Mises準(zhǔn)則。由于超高強(qiáng)鋼加工硬化不顯著,本文采用的計(jì)算模型為理想彈塑性模型。但是,Q960超高強(qiáng)鋼焊后會(huì)發(fā)生貝氏體和馬氏體相變,因此,必須要考慮相變塑性應(yīng)變的影響。而焊接過程中,材料在高溫的停留時(shí)間較短,可以忽略蠕變應(yīng)變帶來的影響。數(shù)值模擬時(shí),應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算的應(yīng)變?cè)隽勘硎救缡?8):

Δεtotal=Δεe+Δεth+Δεpc+Δεtp

(8)

式中:Δεe為彈性應(yīng)變?cè)隽?Δεpc為塑性應(yīng)變?cè)隽?Δεth為熱應(yīng)變?cè)隽?Δεtp為相變塑性應(yīng)變?cè)隽俊?/p>

4 結(jié)果與討論

4.1 有限元模型的驗(yàn)證

焊接過程中,擺動(dòng)熱源的移動(dòng),以及焊接件上瞬時(shí)狀態(tài)的溫度分布,見圖6。其中,定義溫度高于1 450 ℃的區(qū)域?yàn)槿鄢?730～1 450 ℃的區(qū)域?yàn)闊嵊绊憛^(qū),低于730 ℃的區(qū)域?yàn)槟覆?。圖7為焊縫截面峰值溫度分布與實(shí)際焊接接頭的對(duì)比。由圖7可知,數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際焊接接頭熔池形貌吻合良好,驗(yàn)證了有限元模型溫度場(chǎng)計(jì)算的準(zhǔn)確性。

圖6 焊接過程瞬時(shí)溫度分布

圖7 焊縫截面峰值溫度分布

為了研究應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算的準(zhǔn)確性,沿著圖4中的直線L1,測(cè)量焊接試樣上表面的殘余應(yīng)力分布。其中,圖8為單道重熔殘余應(yīng)力分布的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值的對(duì)比。由圖8可知,利用所開發(fā)的熱—冶金—力學(xué)有限元模型,能夠有效預(yù)測(cè)Q960超高強(qiáng)焊接殘余應(yīng)力的分布。值得注意的是,試驗(yàn)值與數(shù)值模擬結(jié)果存在一定的差異,主要原因是Q960數(shù)值模擬的熱物理性能參數(shù)測(cè)量比較昂貴,本文所用的是普通高強(qiáng)鋼的熱物理性能參數(shù),因此計(jì)算時(shí)相的比例存在一定誤差,進(jìn)而影響模擬結(jié)果。此外,殘余應(yīng)力測(cè)量時(shí),試驗(yàn)者和設(shè)備本身都可能會(huì)造成一定的試驗(yàn)誤差。

圖8 沿L1上縱向和橫向殘余應(yīng)力分布

4.2 焊接殘余應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果

圖9為不考慮固態(tài)相變時(shí)縱向和橫向的殘余應(yīng)力分布。由圖9(a)可知,不考慮固態(tài)相變,焊縫及熱影響區(qū)域存在著較大的縱向拉伸殘余應(yīng)力,峰值達(dá)到1 000 MPa。而橫向殘余應(yīng)力的數(shù)值相對(duì)較小,只有300 MPa。但是,中央截面上橫向殘余應(yīng)力沿板厚方向上呈現(xiàn)“壓—拉—壓—拉”的分布,見圖9(b)。圖10(a)、(b)分別為考慮固態(tài)相變時(shí)縱向和橫向的殘余應(yīng)力分布。由圖10(a)所示,考慮固態(tài)相變時(shí),焊縫及熱影響區(qū)的縱向殘余應(yīng)力較低,只有300 MPa。而拉伸殘余應(yīng)力峰值出現(xiàn)在熔池底部的熱影響區(qū),峰值達(dá)到1 000 MPa。由圖10(b)可知,中央截面上的橫向殘余應(yīng)力峰值區(qū)域位于熔池底部的熱影響區(qū),且整個(gè)截面上的橫向殘余應(yīng)力沿板厚方向上呈現(xiàn)“拉—壓—拉—壓”。

圖9 不考慮固態(tài)相變時(shí)縱向和橫向殘余應(yīng)力分布

圖10 考慮固態(tài)相變時(shí)縱向和橫向殘余應(yīng)力分布

對(duì)比圖9(a)和圖10(a)可知,考慮固態(tài)相變能夠顯著降低焊縫中縱向拉伸殘余應(yīng)力的大小,但不能改變殘余應(yīng)力的正負(fù)號(hào)[5]。比較圖9(b)和圖10(b)可知,考慮固態(tài)相變,不但能改變橫截面上橫向殘余應(yīng)力的分布,還能使橫向殘余應(yīng)力的峰值大小發(fā)生變化。在工程上,預(yù)測(cè)焊接接頭或者結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力時(shí),不考慮固態(tài)相變的影響所得到的殘余應(yīng)力值,具有一定的指導(dǎo)意義,但是整體結(jié)果偏保守。

圖11(a)、(c)分別為兩道和四道焊接縱向殘余應(yīng)力分布。由圖11可知,高應(yīng)力區(qū)域位于焊縫底部的熱影響區(qū),而焊縫中心應(yīng)力數(shù)值相對(duì)比較小。隨著焊道數(shù)的增加,前面焊道形成的殘余應(yīng)力會(huì)發(fā)生重新分布,主要表現(xiàn)為最后一道焊?jìng)?cè),平行于焊縫的端部位置的壓應(yīng)力逐漸增大。值得注意的是,焊縫中心的最大殘余應(yīng)力出現(xiàn)在第一道焊的焊縫中。圖11(b)、(d)分別為兩道和四道焊接橫向殘余應(yīng)力分布,其中,最后一道焊縫中心的橫向殘余應(yīng)力峰值最大,達(dá)到160 MPa。單道重熔時(shí),見圖10(b),中央截面的應(yīng)力沿板厚方向上呈現(xiàn)出“拉—壓—拉—壓”;但是隨著焊道數(shù)的增加,最后一道焊的橫向殘余應(yīng)力沿板厚方向上分布為“拉—壓—拉”。需要注意的是,由于幾何端部效應(yīng)的影響,在焊道的起始和結(jié)束位置存在著較大的橫向壓縮殘余應(yīng)力,達(dá)到-400 MPa。

圖11 兩道和四道焊的殘余應(yīng)力分布

圖12(a)和圖12(c)分別為兩道和四道焊中央截面上表面縱向殘余應(yīng)力分布,由圖可知,縱向殘余應(yīng)力在熱影響區(qū)位置出現(xiàn)局部拉應(yīng)力峰值,而焊縫中心縱向殘余應(yīng)力顯著下降,且焊縫中心的縱向殘余應(yīng)力峰值均為第一道焊縫中。圖12(b)、(d)分別為兩道和四道焊中央截面上表面橫向殘余應(yīng)力分布,由圖可知,焊縫中心的橫向殘余應(yīng)力呈“階梯上升趨勢(shì)”,且在熱影響區(qū)位置出現(xiàn)局部壓應(yīng)力峰值。

圖12 中央截面上表面殘余應(yīng)力分布

5 結(jié)論

(1) Q960超高強(qiáng)鋼單道重熔焊接接頭溫度場(chǎng)、殘余應(yīng)力分布的數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合,說明本文中的數(shù)值模擬方法具有較高的準(zhǔn)確性。

(2) 考慮固態(tài)相變的影響,能夠顯著降低焊縫中縱向拉伸殘余應(yīng)力的大小,但不能改變殘余應(yīng)力數(shù)值的符號(hào);對(duì)橫向殘余應(yīng)力而言,不但能改變橫截面上的分布,還使得應(yīng)力峰值大小發(fā)生變化。

(3) 縱向殘余應(yīng)力在熱影響區(qū)出現(xiàn)局部應(yīng)力峰值,而焊縫中心縱向應(yīng)力值顯著下降;焊縫中心的橫向殘余應(yīng)力呈“階梯”趨勢(shì)上升,且在熱影響區(qū)位置出現(xiàn)局部壓應(yīng)力峰值。

致謝感謝重慶大學(xué)鄧德安教授對(duì)本文研究工作的指導(dǎo)以及對(duì)數(shù)值模擬算例的幫助。