廖 娟,程 鵬,馮 芳,蔣 鴻

(1.西南交通大學(xué)希望學(xué)院,成都 610400;2.國網(wǎng)四川省電力公司成都供電公司,成都 610041)

0 引 言

低合金高強(qiáng)鋼具有綜合性能優(yōu)異和成本低的優(yōu)點(diǎn),多用于重要的焊接結(jié)構(gòu),在石油工程、火力發(fā)電、工程機(jī)械等諸多領(lǐng)域得到廣泛的應(yīng)用。在焊接過程中低合金高強(qiáng)鋼會發(fā)生固態(tài)相變,這會明顯改變結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和應(yīng)變,從而造成結(jié)構(gòu)變形[1]。同時,焊接殘余應(yīng)力也會顯著影響結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度和應(yīng)力腐蝕開裂行為,而且殘余拉應(yīng)力是促使結(jié)構(gòu)發(fā)生脆性斷裂的重要因素。因此,研究低合金高強(qiáng)鋼焊接件的殘余應(yīng)力具有重要的理論意義和工程應(yīng)用價值。

由于現(xiàn)場實地測試結(jié)構(gòu)件殘余應(yīng)力的成本高、工作量大,近年來,數(shù)值模擬方法在此方面的應(yīng)用取得了很大的進(jìn)展。針對鋼結(jié)構(gòu)焊接殘余應(yīng)力的有限元模擬,國內(nèi)外學(xué)者已做過很多研究:陸?zhàn)┑萚2]采用考慮組織演變的溫度-組織-應(yīng)力耦合計算了低合金高強(qiáng)鋼焊接殘余應(yīng)力;LEE等[3-4]研究了高強(qiáng)鋼相變對環(huán)焊縫和厚板多道焊對接接頭殘余應(yīng)力的影響;馬學(xué)周[5]研究了高強(qiáng)鋼不同接頭形式多層多道焊接頭殘余應(yīng)力的分布。以上研究預(yù)測精確,但計算過程耗時長,影響實際工程應(yīng)用的模擬周期。GOLDAK 等[6]提出的三維雙橢球體熱源(3Ddouble ellipsoidal heat source,3D-DEHS)模型已廣泛應(yīng)用于焊接數(shù)值模擬,大量研究成果驗證了其用于模擬弧焊溫度場的準(zhǔn)確性,但計算效率不高[7]。為了提高計算效率,CAI等[8]提出了串熱源模型,但需要采用細(xì)小網(wǎng)格對焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行計算;HU等[9]研究了二維實體模型對焊接殘余應(yīng)力計算精度和效率的影響;PERI'C等[10]采用二維和三維單元混用的實體模型模擬焊接殘余應(yīng)力,發(fā)現(xiàn)混用模型能提高計算效率,但會降低計算精度。采用熱循環(huán)曲線(thermalcyclecurve,TCC)對熱源模型進(jìn)行簡化可提高數(shù)值模擬的計算效率[11]。為了兼顧計算精度和計算效率,采用三維實體模型保證模擬精度的同時,結(jié)合基于TCC的熱源模型提高計算效率的焊接殘余應(yīng)力模擬方法研究相對匱乏。

為此,作者采用SYSWELD軟件建立了低合金高強(qiáng)鋼Q345對接接頭單道焊和2層3道焊的熱-冶金-力學(xué)三維耦合計算模型,在考慮相變情況下,采用三維雙橢球體熱源模型計算了單道焊溫度場,再基于TCC對該熱源模型進(jìn)行簡化,并將溫度場模擬結(jié)果與試驗結(jié)果進(jìn)行對比;分別采用三維雙橢球體熱源模型和基于TCC簡化的熱源模型對單道焊和多道焊對接接頭的殘余應(yīng)力分布進(jìn)行計算,并進(jìn)行了試驗驗證。研究結(jié)果對于提高復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)的模擬效率具有實際工程意義。

1 試樣制備與試驗方法

焊接用母材為尺寸200 mm×150 mm×10 mm 的Q345熱軋鋼板,化學(xué)成分如表1所示。采用AVP-360 型交直流兩用脈沖TIG 焊機(jī)對Q345鋼板進(jìn)行單道惰性氣體鎢極保護(hù)(TIG)對接重熔焊接,不開坡口,焊接電流為200 A,焊接電壓為12.5 V,焊接速度為10 cm·min-1,保護(hù)氣體為純度99.99%氬氣。

表1 Q345鋼的化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of Q345 steel

焊接完成后,在接頭上以焊縫為中心垂直于焊縫方向截取金相試樣,經(jīng)打磨、拋光,用體積分?jǐn)?shù)4%硝酸酒精溶液腐蝕后,采用Axio Vert.A1 MAT型倒置數(shù)字材料顯微鏡觀察接頭形貌。采用TLWELD熱電偶絲碰焊機(jī)將K 型熱電偶一端點(diǎn)焊到測試點(diǎn),另一端接入GL220型焊接熱循環(huán)曲線測試儀,記錄溫度隨時間的變化曲線。參考文獻(xiàn)[12-13],采用盲孔法測定鋼板上表面中心位置的縱向和橫向殘余應(yīng)力。

2 焊接模型的建立

2.1 網(wǎng)格劃分和材料的熱物性參數(shù)

為了準(zhǔn)確模擬焊接過程中接頭的溫度場和應(yīng)力場,采用三維實體計算模型。在建立TIG重熔焊接Q345鋼的有限元模型時,采用visual-mesh劃分網(wǎng)格,模型的節(jié)點(diǎn)數(shù)為66 303,單元數(shù)為61 568,最小單元尺寸為1.56 mm×1 mm×0.63 mm。為了兼顧計算精度和效率,焊縫及近縫區(qū)采用較細(xì)的網(wǎng)格,遠(yuǎn)離焊縫區(qū)采用較粗大的網(wǎng)格。模擬過程中采用三點(diǎn)約束以防止模型發(fā)生剛體位移。具體的有限元模型如圖1所示,圖1中箭頭方向為焊接方向,Line1為鋼板上表面中心位置。假定焊縫金屬與母材Q345鋼具有相同的熱物理性能和力學(xué)性能,性能參數(shù)取自參考文獻(xiàn)[14]。

圖1 TIG重熔焊接Q345鋼的有限元模型Fig.1 Finite element model of TIG remelting welding Q345 steel

2.2 熱源模型及邊界條件

對于單面對接焊接,熱源采用三維雙橢球體熱源模型,熱源移動方向為y軸方向,該體熱源由y軸前后2個部分組成。y軸前半部分和后半部分的橢球內(nèi)部熱流密度分布函數(shù)qf,qr表達(dá)式[15]分別為

式中:af,ar,b,c均為熱源形狀參數(shù);Q為有效熱輸入;ff,fr分別為熱流密度在y軸前后2個部分的分配系數(shù)。

設(shè)置焊件初始溫度為20℃,焊件表面與周圍介質(zhì)的熱交換為表面換熱,將對流和輻射系數(shù)轉(zhuǎn)化為總熱交換系數(shù)來進(jìn)行模擬計算。

2.3 力學(xué)模型

在焊接過程中,溫度場隨時間的變化會引起熱應(yīng)變和相變應(yīng)變。假定材料遵循各向同性的彈塑性準(zhǔn)則(von Mises塑性模型),則總應(yīng)變速率增量ε·可表示為

式中:ε·E,ε·P,ε·T,ε·TP,ε·C分別為彈性應(yīng)變速率、塑性應(yīng)變速率、熱應(yīng)變速率、相變塑性應(yīng)變速率和蠕變應(yīng)變速率。

在采用增量有限元分析法進(jìn)行模擬時,ε·E可根據(jù)胡克定律由彈性模量和泊松比計算得到,ε·T可由熱膨脹系數(shù)計算得到,ε·P可由von Mises屈服準(zhǔn)則和各向同性硬化規(guī)律計算得到,ε·TP可用相變塑性系數(shù)計算得到[16-17];焊接是短時間的加熱和冷卻過程,在高溫停留時間較短,可忽略ε·C的影響[15]。

3 溫度場模擬與基于TCC簡化熱源模型的建立

3.1 焊接溫度場模擬結(jié)果與試驗驗證

由圖2可知:在單道焊焊接模擬過程中,熔池中心最高溫度為1 963℃,溫度達(dá)到1 450℃的區(qū)域為熔化區(qū);模擬得到熔池深度最大處焊縫截面熔化區(qū)和熱影響區(qū)的形狀和尺寸與試驗得到的焊縫和熱影響區(qū)的形狀和尺寸吻合。

圖2 模擬得到熔池深度最大處的單道焊接頭焊縫截面溫度分布以及試驗得到的接頭形貌Fig.2 Temperature distribution of weld cross section of singlepass welded joint at maximum pool depth by simulation(a)and joint morphology by test(b)

圖3為單焊道焊縫截面A、B點(diǎn)的熱循環(huán)曲線模擬結(jié)果與試驗結(jié)果,其中A、B點(diǎn)距熔池邊緣距離分別為1,3 mm。由圖3可知,不同位置的熱循環(huán)曲線模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好,相對誤差小于2.34%,驗證了所提取的熱循環(huán)曲線的準(zhǔn)確性。

圖3 單道焊接頭焊縫截面不同位置的熱循環(huán)曲線模擬結(jié)果與試驗結(jié)果Fig.3 Simulation and test results of thermal cycle curves of different positions on weld cross section of single-pass welded joint

3.2 基于TCC簡化熱源模型的建立

通過單道焊溫度場模擬結(jié)果,提取焊縫截面上熔化區(qū)中所有節(jié)點(diǎn)的熱循環(huán)曲線,并求出平均值,得到一條新的熱循環(huán)曲線作為熱源,結(jié)果如圖4所示。在模擬焊接過程中,焊縫中所有節(jié)點(diǎn)同時受到該熱源作用,經(jīng)歷焊接的加熱和冷卻過程,熱源的加載時間為0～270 s,270 s時焊件溫度降至約100℃,之后不再施加熱循環(huán)曲線,焊件自然冷卻到室溫。

圖4 基于TCC簡化的熱源模型的溫度與時間關(guān)系曲線Fig.4 Temperature-time curve of heat source model simplied by TCC

4 焊接殘余應(yīng)力模擬結(jié)果及分析

4.1 單道焊焊接殘余應(yīng)力

圖5為單道焊接頭上表面Line1處的縱向和橫向殘余應(yīng)力分布模擬結(jié)果和試驗結(jié)果。由圖5可以看出:在焊縫及近焊縫區(qū)為拉應(yīng)力,遠(yuǎn)離焊縫區(qū)為壓應(yīng)力。這是由于焊接加熱過程中,隨著溫度的升高,材料膨脹受阻產(chǎn)生壓應(yīng)力,當(dāng)溫度達(dá)到熔點(diǎn)時,應(yīng)力降為0;冷卻時焊縫及熱影響區(qū)受到周圍母材的約束,焊縫區(qū)域拉應(yīng)力急劇升高,冷卻到室溫時焊縫及近縫區(qū)產(chǎn)生拉應(yīng)力,為了保證整個焊件受力平衡,遠(yuǎn)離焊縫區(qū)為壓應(yīng)力?？v向殘余應(yīng)力的峰值出現(xiàn)在焊縫中心,采用三維雙橢球體熱源模型和基于TCC簡化的熱源模型模擬得到單道焊接頭焊縫區(qū)的縱向殘余應(yīng)力模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好,相對誤差分別小于11.38%,4.34%。采用基于TCC簡化的熱源模型模擬得到的最大縱向殘余拉應(yīng)力為571 MPa,大于采用三維雙橢球體熱源模型模擬得到的485 MPa。主要原因是用三維雙橢球體熱源模型模擬時,焊縫中心某點(diǎn)在熱源中心到達(dá)前受到熱源前端的熱輸入影響,在熱源中心離開時受到熱源后端熱輸入影響,而用基于TCC簡化的熱源模型模擬時,整條焊縫同時經(jīng)過相同的加熱過程,忽略了焊接方向上熱源前端和后端的熱流分布差異,低估了電弧熱作用時間[18],因此模擬得到的空間溫度梯度更高,焊接殘余應(yīng)力更大[19]。采用基于TCC簡化的熱源模型模擬得到的焊縫及近縫區(qū)拉應(yīng)力范圍稍大于采用三維雙橢球體熱源模型模擬得到的拉應(yīng)力范圍。這是由于基于TCC簡化的熱源模型的熱源長度大于三維雙橢球體熱源模型,模擬時熱源在板寬方向的傳熱更快,在焊接線垂直方向超過某一峰值溫度的區(qū)域會更大,由此產(chǎn)生的塑性變形區(qū)也更大[20]。三維雙橢球體熱源模型和基于TCC簡化的熱源模型模擬得到的單道焊接頭的橫向殘余應(yīng)力分布趨勢相似。橫向殘余應(yīng)力的峰值出現(xiàn)在焊縫中心,采用基于TCC簡化的熱源模型模擬得到的最大橫向殘余拉應(yīng)力為250 MPa,大于采用三維雙橢球體熱源模型模擬得到的212 MPa。焊縫中心到熱影響區(qū)的橫向殘余應(yīng)力先減小后增大,遠(yuǎn)離焊縫區(qū)的應(yīng)力逐漸減小并趨于0。橫向殘余應(yīng)力產(chǎn)生的原因復(fù)雜,其值受到焊縫冷卻時橫向收縮的直接影響,同時受到焊縫的縱向收縮、表面和內(nèi)部不同冷卻過程以及疊加的相變過程共同作用的間接影響[16]。橫向殘余應(yīng)力的數(shù)值小于縱向殘余應(yīng)力的數(shù)值,這是由于在焊縫冷卻收縮與相變膨脹過程中鋼板的縱向拘束遠(yuǎn)大于橫向拘束。采用基于TCC簡化的熱源模型和三維雙橢球體熱源模型模擬時的計算時長分別為103,155 min,可見基于TCC簡化的熱源模型的計算效率提高約32%。

4.2 多道焊焊接殘余應(yīng)力

圖6為采用三維雙橢球體熱源模型和基于TCC簡化的熱源模型模擬得到的多道焊接頭殘余應(yīng)力分布,焊接時采用V型坡口,分2層進(jìn)行焊接,共3道焊縫。由圖6可以看出:3道焊接頭縱向殘余應(yīng)力在焊縫及近焊縫區(qū)為拉應(yīng)力,峰值區(qū)域主要分布于焊道2、焊道3的接觸區(qū)域及焊道2的熱影響區(qū)附近,采用基于TCC簡化的熱源模型和三維雙橢球體熱源模型模擬得到的最大縱向殘余拉應(yīng)力分別為820,769 MPa,相差51 MPa;熱影響區(qū)靠近母材處應(yīng)力驟減,遠(yuǎn)離焊縫區(qū)為壓應(yīng)力。3道焊接頭橫向殘余應(yīng)力幾乎為拉應(yīng)力,焊縫中心到熱影響區(qū)應(yīng)力逐漸增大,遠(yuǎn)離焊縫區(qū)的應(yīng)力逐漸減小并趨于0;采用基于TCC簡化的熱源模型和三維雙橢球體熱源模型模擬得到的最大橫向殘余拉應(yīng)力分別為247,245 MPa,僅相差2 MPa。對比可知,2種熱源模型模擬得到的殘余應(yīng)力分布基本一致,最大殘余應(yīng)力均位于焊道2的熱影響區(qū)近母材附近,由于第3道焊縫的焊接使第2道焊縫的部分金屬熔化或軟化,緩解了焊道2的殘余應(yīng)力峰值,因此焊道2和焊道3交界處的應(yīng)力峰值略低于焊道2的熱影響區(qū)近母材側(cè)的應(yīng)力峰值。基于TCC簡化的熱源模型和三維雙橢球體熱源模型模擬時的計算時長分別8,15.5 h,可見基于TCC簡化的熱源模型的計算效率提高約50%。

圖6 不同熱源模型模擬得到多道焊接頭殘余應(yīng)力分布Fig.6 Residual stress distribution of multi-pass welding welded joint simulated by different heat source models

5 結(jié) 論

(1) 由單道焊溫度場模擬得到,熔池深度最大處焊縫截面熔化區(qū)和熱影響區(qū)的形狀和尺寸與試驗得到的焊縫和熱影響區(qū)的形狀和尺寸吻合;根據(jù)溫度場模擬結(jié)果提取的不同位置的熱循環(huán)曲線模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好,相對誤差小于2.34%,驗證了熱循環(huán)曲線的準(zhǔn)確性。

(2) 單道焊接頭的殘余應(yīng)力峰值出現(xiàn)在焊縫中心,采用三維雙橢球體熱源模型和基于TCC簡化的熱源模型模擬得到焊縫區(qū)的殘余應(yīng)力模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好,縱向殘余應(yīng)力相對誤差分別小于11.38%,4.34%,橫向殘余應(yīng)力分布趨勢相似,驗證了2種模擬方法的準(zhǔn)確性;與三維雙橢球體熱源模型相比,基于TCC簡化的熱源模型的計算效率提高約32%。

(3) 采用三維雙橢球體熱源模型和基于TCC簡化的熱源模型模擬得到的多道焊接頭殘余應(yīng)力分布基本一致,最大縱向殘余拉應(yīng)力分別為820,769 MPa,最大橫向殘余拉應(yīng)力分別為247,245 MPa;與三維雙橢球體熱源模型相比,基于TCC簡化的熱源模型的計算效率提高約50%。