李 剛，關(guān) 錳，張艷敏，范靈利，李連海，林 斌，楊 康

(1.沈陽鼓風(fēng)機(jī)集團(tuán)核電泵業(yè)有限公司，沈陽 110142；2.沈陽航空航天大學(xué)，遼寧省通用航空重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，沈陽 110136)

0 引 言

熱輸入是指焊接時(shí)輸入給單位長(zhǎng)度焊縫上的熱能。熱輸入過大，焊接時(shí)功率消耗增大，易使接頭中產(chǎn)生咬邊等焊接缺陷，同時(shí)也會(huì)導(dǎo)致較大的殘余應(yīng)力；熱輸入過小，則會(huì)產(chǎn)生未焊透、未熔合等焊接缺陷，降低接頭強(qiáng)度；另外，接頭不同區(qū)域由于受到的熱循環(huán)作用不同，硬度和強(qiáng)度等力學(xué)性能存在差異，特別是熱影響區(qū)，其力學(xué)性能的不均勻性更為嚴(yán)重和復(fù)雜。研究人員在焊接熱輸入對(duì)接頭焊縫力學(xué)性能的影響方面進(jìn)行了大量研究，結(jié)果表明，隨著熱輸入的增大，溫度升高，接頭組織粗化，力學(xué)性能下降[1-10]。

在工業(yè)級(jí)大型結(jié)構(gòu)件中，各零部件間的連接主要依靠焊接。焊接過程中因溫度變化而產(chǎn)生的殘余應(yīng)力不但會(huì)降低結(jié)構(gòu)的剛度和穩(wěn)定性，在溫度和介質(zhì)的共同作用下還會(huì)降低結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度、抗脆斷能力以及抵抗應(yīng)力腐蝕開裂和高溫蠕變開裂的能力。因此，焊接殘余應(yīng)力是影響結(jié)構(gòu)件使用壽命和制造質(zhì)量的關(guān)鍵因素之一。工業(yè)級(jí)大型結(jié)構(gòu)件焊接接頭主要采用V型接頭、多層焊方法，多層焊時(shí)不同焊道的熱脹冷縮會(huì)導(dǎo)致焊縫中產(chǎn)生較大應(yīng)力，焊后消應(yīng)力處理無法完全消除而形成殘余應(yīng)力。目前，有限元方法已廣泛應(yīng)用于焊接殘余應(yīng)力的研究中[11-12]。但是，工業(yè)級(jí)大厚度構(gòu)件的焊接結(jié)構(gòu)復(fù)雜，實(shí)際模擬分析困難較大，相關(guān)研究報(bào)道較少。作者使用非線性有限元軟件Marc建立了某型核電用泵體電機(jī)支架的有限元模型，研究了熱輸入對(duì)焊接熱循環(huán)和殘余應(yīng)力的影響，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。研究結(jié)果對(duì)工程技術(shù)人員制定相關(guān)焊接工藝具有一定的指導(dǎo)意義。

1 試驗(yàn)方法

整個(gè)電機(jī)支架為環(huán)狀結(jié)構(gòu)，如圖1(a)所示，其軸向截面形狀和接頭位置如圖1(b)所示，壁厚為50 mm。由圖1可見，電機(jī)支架軸向從底部到頂部共有6處接頭(Ⅰ～Ⅵ)，焊接方向沿環(huán)向，接頭Ⅰ～Ⅳ處的支架半徑R為1 050 mm，接頭Ⅴ處的支架半徑R1為1 095 mm，接頭Ⅵ處的支架半徑R2為1 162.5 mm。

圖1 電機(jī)支架整體形狀和軸向截面形狀Fig.1 Overall shape (a)and axial section shape (b)of motor bracket

電機(jī)支架母材和焊材均為Q235鋼，焊絲直徑為1.2 mm，材料熱物理性能參數(shù)見表1。焊接工藝均為氣體保護(hù)焊，采用直流電源，焊絲與電源正極相連，保護(hù)氣體為75%Ar+25%CO2(體積分?jǐn)?shù))，氣體流量為15～20 L·min-1，焊接電流為200 A，電弧電壓為25 V，熱效率系數(shù)為0.75，根據(jù)電流、電壓等參數(shù)計(jì)算得到的熱輸入為56.25 kJ·mm-1。接頭Ⅰ～Ⅵ連續(xù)依次施焊，每個(gè)接頭的坡口尺寸和焊接順序均與圖2中接頭Ⅰ相同，均為V型坡口，焊接10道次，對(duì)稱施焊，每條焊道高度均為5 mm。

表1 Q235鋼的熱物理性能參數(shù)Table 1 Thermo-physical property parameters of Q235 steel

采用DD12型手持式X射線殘余應(yīng)力測(cè)試儀進(jìn)行殘余應(yīng)力測(cè)試，經(jīng)過M點(diǎn)(如圖2所示)沿環(huán)向選取10個(gè)等距離點(diǎn)進(jìn)行測(cè)試，測(cè)試功率為100 W，掃描角度為-30°～30°，掃描時(shí)間為每點(diǎn)40 s。

圖2 接頭Ⅰ處的V型坡口尺寸和焊接順序Fig.2 V-shaped groove size and welding sequence at joint Ⅰ

2 有限元模型的建立

為了細(xì)化網(wǎng)格、提高計(jì)算精度，取1/3電機(jī)支架進(jìn)行建模。由圖3可見，在1/3電機(jī)支架中，接頭Ⅰ和Ⅱ處的焊縫長(zhǎng)度為πR/3，接頭Ⅲ和Ⅳ處的焊縫長(zhǎng)度為2πR/3，接頭Ⅴ處的焊縫長(zhǎng)度為πR1/3，接頭Ⅵ處的焊縫長(zhǎng)度為2πR2/3。整個(gè)模型長(zhǎng)度為2 535 mm，劃分網(wǎng)格后的1/3電機(jī)支架模型如圖4所示，焊縫處網(wǎng)格較密，熱影響區(qū)次之，母材區(qū)網(wǎng)格較為稀疏，單元尺寸(長(zhǎng)×寬×高)分別為2 mm×2 mm×2 mm，4 mm×4 mm×2 mm，10 mm×4 mm×2 mm。網(wǎng)格類型選用八節(jié)點(diǎn)六面體單元HEX(8)，單元數(shù)為157 434個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)為30 896個(gè)。模擬時(shí)焊接工藝及順序與試驗(yàn)保持一致，選擇3組工藝參數(shù)：焊接電流200 A，電弧電壓25 V，熱效率系數(shù)0.75；焊接電流250 A，焊接電壓30 V，熱效率系數(shù)0.75；焊接電流300 A，電弧電壓37 V，熱效率系數(shù)0.75。焊接速度均為4 mm·min-1，焊接時(shí)間由各焊縫長(zhǎng)度計(jì)算得到。由焊接電流、焊接電壓等參數(shù)計(jì)算得到的焊接熱輸入分別為56.25，84.38,124.88 kJ·mm-1。選擇橢球形移動(dòng)熱源進(jìn)行焊接模擬，其表達(dá)式[8]為

圖3 1/3電機(jī)支架模型中各焊接接頭的焊接方向及焊縫長(zhǎng)度示意Fig.3 Welding direction and weld length diagram of each welded joint in 1/3 motor bracket model

圖4 1/3電機(jī)支架模型和網(wǎng)格劃分Fig.4 1/3 motor bracket model and mesh generation

(1)

式中：q(x,y,z,t)為輸入熱量；x，y，z為空間坐標(biāo)；t為焊接時(shí)間；v為焊接速度，4 mm·s-1；Q為熱效率系數(shù)；a為橢球形移動(dòng)熱源長(zhǎng)度參數(shù)，5.0 mm；b為橢球形移動(dòng)熱源寬度參數(shù)，4.0 mm；c為橢球形移動(dòng)熱源垂直參數(shù)，5.0 mm；?為焊接熱源的滯后時(shí)間。

3 結(jié)果與討論

3.1 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

由圖5可以看出，在位置M處平行于焊接方向的路徑上，實(shí)際測(cè)試與有限元模擬得到的殘余應(yīng)力均為拉應(yīng)力，沿焊接方向的變化趨勢(shì)相同，最小殘余應(yīng)力均出現(xiàn)在焊接路徑中間位置處。殘余應(yīng)力測(cè)試結(jié)果與有限元分析結(jié)果的相對(duì)誤差均小于10%，吻合度較高，說明有限元模型的參數(shù)設(shè)置具有較高的準(zhǔn)確度。

圖5 焊接接頭Ⅰ熱影響區(qū)M處殘余應(yīng)力沿焊接方向的變化曲線(熱輸入56.25 kJ·mm-1)Fig.5 Variation curves of residual stress at heat affected zone M point of welded joint I along welding direction (56.25 kJ·mm-1 heat input)

3.2 熱輸入對(duì)焊接熱循環(huán)的影響

由圖6可知：在3種焊接熱輸入下，不同焊接接頭第1道焊起弧端節(jié)點(diǎn)的熱循環(huán)曲線變化趨勢(shì)相同。與焊接熱源直接接觸時(shí)，起弧端節(jié)點(diǎn)溫度從室溫瞬間升高到1 500 ℃，達(dá)到焊材的熔點(diǎn)形成熔池；隨著焊接時(shí)間的推移，起弧端節(jié)點(diǎn)因熱源逐漸遠(yuǎn)離，溫度下降，熔池凝固形成焊縫；在進(jìn)行后續(xù)第2～10道焊時(shí)，第1道焊起弧端節(jié)點(diǎn)均會(huì)再次受熱而溫度升高，隨后隨著熱源的遠(yuǎn)離溫度又下降，因此熱循環(huán)曲線出現(xiàn)多個(gè)溫度峰值現(xiàn)象(圖中方框)。隨著焊接熱輸入的升高，在焊接第2～10道時(shí)的峰值溫度升高(圖中方框)，接頭加熱和冷卻時(shí)的溫度分布更加均勻，這有利于降低焊接殘余應(yīng)力。

圖6 不同熱輸入下不同焊接接頭起弧端節(jié)點(diǎn)處的熱循環(huán)曲線Fig.6 Thermal cycle curves at arcing end nodes of different welded joints under different heat inputs

3.3 熱輸入對(duì)殘余應(yīng)力的影響

由圖7可以看出：不同焊接接頭第10焊道中的縱向(沿x軸方向)殘余應(yīng)力沿焊接方向的變化規(guī)律基本相同；在焊縫前端和末端，焊接熱輸入對(duì)殘余應(yīng)力的影響不大，在焊縫中段，殘余應(yīng)力均隨熱輸入的增加而減小。接頭Ⅰ和接頭Ⅵ處除了在焊縫前端出現(xiàn)殘余壓應(yīng)力外，其余位置均為拉應(yīng)力；接頭Ⅱ除了在焊縫前端和末端出現(xiàn)拉應(yīng)力外，其余位置都是壓應(yīng)力；接頭Ⅲ和接頭Ⅵ則相反，除了在焊縫前端和近末端處出現(xiàn)壓應(yīng)力外，其余位置都是拉應(yīng)力；接頭Ⅴ第10焊道中的殘余應(yīng)力全是拉應(yīng)力。

圖7 不同熱輸入下不同焊接接頭第10焊道中縱向殘余應(yīng)力沿焊接方向的變化曲線Fig.7 Variation curves of longitudinal residual stress along welding direction of the tenth pass in different welded joints under different heat inputs:(a)joint Ⅰ;(b)joint Ⅱ;(c)joint Ⅲ;(d)joint Ⅳ;(e)joint Ⅴ and (f)joint Ⅵ

4 結(jié) 論

(1)建立含6處V型接頭的電機(jī)支架模型，通過有限元模擬得到其接頭Ⅰ處熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力與實(shí)測(cè)殘余應(yīng)力沿焊接方向的變化趨勢(shì)相同，且殘余應(yīng)力的相對(duì)誤差均小于10%，模型準(zhǔn)確。

(2)模擬得到電機(jī)支架上6處接頭焊縫的縱向焊接殘余應(yīng)力的變化規(guī)律：對(duì)于焊縫前端和末端，熱輸入對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響較??；對(duì)于焊縫中段，熱輸入越大，焊接殘余應(yīng)力越小，并且除了接頭Ⅱ外，其他接頭均表現(xiàn)為拉應(yīng)力。

(3)在進(jìn)行多層多道焊時(shí)，熱輸入越大，起弧端峰值溫度越高，接頭在加熱和冷卻過程中的溫度越均勻，這有利于減小殘余應(yīng)力。