駱文澤 成慧梅 劉紅艷 王義峰 葉延洪 鄧德安

1.重慶大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院,重慶,400045

2.河鋼集團(tuán)邯鋼公司,邯鄲,056015

0 引言

在當(dāng)前努力實(shí)現(xiàn)“碳達(dá)峰”和“碳中和”目標(biāo)的背景下,采用低合金高強(qiáng)、超高強(qiáng)鋼材替代如汽車、軌道車輛和船舶等運(yùn)載工具、工程機(jī)械及礦山機(jī)械中使用的傳統(tǒng)碳鋼材料,能顯著降低結(jié)構(gòu)的自重,進(jìn)而減少能耗,達(dá)到環(huán)境友好的目的,并能帶來(lái)良好的社會(huì)效益和經(jīng)濟(jì)效益[1-3]。Q960調(diào)質(zhì)鋼(屈服強(qiáng)度不低于960 MPa)是我國(guó)近年來(lái)開發(fā)的低合金高強(qiáng)鋼,目前已經(jīng)開始用于實(shí)際工程結(jié)構(gòu)的制造。

在鋼結(jié)構(gòu)焊接組裝過(guò)程中,熔化焊接技術(shù)由于其成本較低、生產(chǎn)率高以及適應(yīng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的靈活性大等優(yōu)勢(shì)而被廣泛采用。但是,由于電弧熱源具備熱流密度大且局部集中的特點(diǎn),在焊接過(guò)程中不可避免地會(huì)形成非均勻溫度場(chǎng),從而導(dǎo)致焊件中產(chǎn)生高的殘余應(yīng)力和顯著的焊接變形[4]。焊接過(guò)程中的瞬態(tài)拉應(yīng)力和拉伸焊接殘余應(yīng)力分別是熱裂紋和冷裂紋產(chǎn)生的重要誘因,而拉伸殘余應(yīng)力在服役過(guò)程中不僅會(huì)縮短結(jié)構(gòu)的疲勞壽命和加劇應(yīng)力腐蝕,甚至?xí)?dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生脆性斷裂;焊接產(chǎn)生的壓縮殘余應(yīng)力在薄板結(jié)構(gòu)中會(huì)顯著降低結(jié)構(gòu)屈曲強(qiáng)度與穩(wěn)定性。理論上,焊接導(dǎo)致的殘余應(yīng)力峰值與材料屈服強(qiáng)度成正相關(guān)關(guān)系,即材料的屈服強(qiáng)度越高,焊后產(chǎn)生的殘余應(yīng)力峰值越大,該峰值可以達(dá)到甚至超過(guò)材料的常溫屈服強(qiáng)度。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者近年來(lái)對(duì)Q345、Q390和Q460等強(qiáng)度級(jí)別相對(duì)較低的鋼焊接接頭或結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力與焊接變形已經(jīng)進(jìn)行了較為系統(tǒng)和深入的研究[5-10],并獲得了較豐富的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬結(jié)果。上述幾種材料本身的碳當(dāng)量相對(duì)較低,焊接熱影響區(qū)組織中的中溫轉(zhuǎn)變相(貝氏體)和低溫轉(zhuǎn)變相(馬氏體)相對(duì)較少,加之所選用焊材形成的熔覆金屬含碳量和碳當(dāng)量一般要低于母材,焊縫組織一般以針狀鐵素體為主,因此在采用數(shù)值模擬方法計(jì)算這類鋼材焊接接頭或結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力和焊接變形時(shí),往往不需要考慮固態(tài)相變對(duì)焊接殘余應(yīng)力與變形的影響。但是,對(duì)于Q960這類屈服強(qiáng)度接近1000 MPa以及碳當(dāng)量達(dá)到0.6%以上的鋼材,焊接接頭的熱影響區(qū)會(huì)產(chǎn)生馬氏體,而固態(tài)相變可能會(huì)對(duì)接頭殘余應(yīng)力分布與大小有較為顯著的影響。

SUN等[11]采用實(shí)驗(yàn)手段和數(shù)值模擬方法研究了S960鋼的焊接殘余應(yīng)力,重點(diǎn)考察了溫度與材料屈服強(qiáng)度對(duì)殘余應(yīng)力預(yù)測(cè)精度的影響。該研究采用的是單道重熔模型,并沒(méi)有討論多層多道焊接條件下的殘余應(yīng)力。SCHAUPP等[12]測(cè)量了調(diào)質(zhì)狀態(tài)和熱機(jī)械控制工藝狀態(tài)下名義屈服強(qiáng)度為960 MPa鋼的單道非熔化極惰性氣體保護(hù)電弧(tungsten inert gas,TIG)焊重熔接頭的焊接殘余應(yīng)力,并討論了焊接熱輸入和預(yù)熱溫度對(duì)殘余應(yīng)力的分布與大小的影響。但是,在該研究中并沒(méi)有詳細(xì)討論固態(tài)相變對(duì)殘余應(yīng)力的影響。

實(shí)際工程結(jié)構(gòu)中的Q960調(diào)質(zhì)鋼厚度往往不小于6 mm,因此大多采用多層多道的焊接工藝來(lái)完成焊接,同時(shí)基本采用等強(qiáng)匹配的原則來(lái)選用焊接填充材料。本研究將以Q960E低合金調(diào)質(zhì)鋼多層多道對(duì)接接頭為研究對(duì)象,通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)量和模擬計(jì)算相結(jié)合的方法建立材料的熱物理性能和力學(xué)性能數(shù)據(jù)庫(kù),以SYSWELD軟件為平臺(tái),開發(fā)考慮“熱-組織-應(yīng)力”多物理場(chǎng)耦合的數(shù)值模擬方法分別計(jì)算對(duì)接接頭的溫度分布、熱影響區(qū)的組織體積百分比、殘余應(yīng)力和焊接變形,并通過(guò)比較焊接接頭殘余應(yīng)力與焊接變形的實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果,以驗(yàn)證所開發(fā)模型的可靠性。最后基于數(shù)值模擬結(jié)果,探究固態(tài)相變對(duì)Q960E對(duì)接接頭殘余應(yīng)力的影響,并揭示接頭熱影響區(qū)殘余應(yīng)力的形成機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)方法

1.1 焊接實(shí)驗(yàn)

本研究所用Q960E鋼為低合金調(diào)質(zhì)鋼,調(diào)質(zhì)處理時(shí),加熱至910 ℃保溫后進(jìn)行淬火,回火溫度為560 ℃,其供貨狀態(tài)微觀組織是回火索氏體,常溫屈服強(qiáng)度約為1000 MPa。根據(jù)等強(qiáng)匹配原則,本研究選用了ER120S-G焊絲作為填充材料,母材與焊材的化學(xué)成分如表1所示。圖1所示為焊接試板尺寸與坡口形狀,試板尺寸為280 mm×360 mm×10 mm,坡口為單V形坡口,坡口角度為60°,鈍邊為1 mm。4條焊道的布置情況如圖2所示。

圖1 對(duì)接接的尺寸與坡口形狀

圖2 焊道布置及熱電偶位置

表1 Q960E鋼與ER120S-G焊材的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

焊前對(duì)被焊工件表面先進(jìn)行除銹處理。為防止冷裂紋的出現(xiàn),將工件進(jìn)行150 ℃的焊前預(yù)熱。待預(yù)熱完成后,采用半自動(dòng)混合氣體保護(hù)焊(gas metal arc welding,GMAW)進(jìn)行焊接,保護(hù)氣為80%Ar+20% CO2的混合氣體(均為體積分?jǐn)?shù)),氣體體積流量為20 L/min,層間溫度控制在150 ℃左右。焊接工藝參數(shù)如表2所示。在焊接過(guò)程中采用熱電偶測(cè)量典型位置的溫度循環(huán),熱電偶位置如圖2中A、B、C所示,其中A、B、C位置距離最后一道焊縫的焊趾位置分別為2.5 mm、4.9 mm和7.1 mm。為防止冷裂紋的出現(xiàn),焊接完成后,在200 ℃溫度下進(jìn)行2 h的后熱處理,隨后將試板靜置72 h。最后,采用X光對(duì)焊縫進(jìn)行探傷。

表2 各焊道的焊接參數(shù)及熱輸入

1.2 應(yīng)力測(cè)量方法及位置

焊接完成后,采用小孔法測(cè)量接頭上表面的焊接殘余應(yīng)力。小孔法測(cè)量應(yīng)力時(shí),需先將應(yīng)變片貼于待測(cè)工件表面,然后采用機(jī)械打孔的方法釋放待測(cè)位置的彈性應(yīng)變,通過(guò)應(yīng)變儀收集電信號(hào),最后通過(guò)理論計(jì)算得到殘余應(yīng)力[13]。本研究采用的應(yīng)變儀型號(hào)為HK21A,應(yīng)變片型號(hào)為BE120-2CA-K。應(yīng)力的測(cè)量位置如圖3所示,其中,圖3a為應(yīng)力測(cè)量區(qū)域示意圖,圖3b為應(yīng)變片布置示意圖。

(a)應(yīng)力測(cè)試位置

1.3 焊接變形測(cè)量

焊接橫向收縮和角變形的測(cè)量示意圖見圖4。圖4a所示為橫向收縮測(cè)量方法,焊接前分別對(duì)焊縫兩側(cè)進(jìn)行打孔,左右兩側(cè)分別打孔3個(gè),兩側(cè)間距為40 mm,單側(cè)孔距為90 mm。然后采用游標(biāo)卡尺對(duì)兩側(cè)孔距進(jìn)行測(cè)量,根據(jù)焊前和焊后各孔位相應(yīng)距離的差值就可得到橫向收縮的大小。圖4b所示為投影法測(cè)量角變形,將焊接前后的試樣輪廓投影至投影平面,再通過(guò)焊前和焊后投影位置差異的測(cè)量得到角變形。

(a)橫向收縮測(cè)量 (b)角變形測(cè)量

1.4 組織與硬度測(cè)試

待殘余應(yīng)力實(shí)驗(yàn)完成后,采用線切割機(jī)在中央截面位置取出尺寸為50 mm×10 mm×10 mm的金相樣品,并對(duì)它進(jìn)行砂紙打磨、拋光和腐蝕處理。采用蔡司Axio Scope.A1顯微鏡觀察焊縫(fusion zone,FZ)、熱影響區(qū)(heat-affected zone,HAZ)中粗晶區(qū)(coarse grained heat-affected zone,CG)和部分相變區(qū)(inter-critical heat-affected zone,IC)以及母材(base metal,BM)的微觀組織。

另外,采用HX1000 TM/LCD顯微硬度儀沿著圖5所示的line 1和line 2兩條路徑進(jìn)行硬度測(cè)試。硬度測(cè)試時(shí),壓頭的壓力值為9.8 N,加載保持時(shí)間為15 s。

圖5 硬度測(cè)試路徑示意圖

2 有限元計(jì)算方法

基于SYSWELD軟件平臺(tái),本研究建立了與實(shí)際焊接接頭尺寸完全一致的三維有限元模型。在網(wǎng)格劃分時(shí),為了平衡計(jì)算精度與計(jì)算效率,焊縫及其附近的區(qū)域網(wǎng)格劃分得相對(duì)細(xì)密,遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域網(wǎng)格劃分得相對(duì)稀疏,有限元網(wǎng)格模型如圖6所示。圖6a所示為整體模型的網(wǎng)格分布,所有單元均為8節(jié)點(diǎn)6面體單元,單元總數(shù)為120 848,節(jié)點(diǎn)總數(shù)為133 952。圖6b所示為橫截面上焊縫、熱影響區(qū)及附近母材區(qū)域的網(wǎng)格布置。在模擬多層多道焊接過(guò)程時(shí),焊道填充采用“靜態(tài)單元”的方式進(jìn)行激活,即未焊接時(shí),使該位置材料的各物理屬性接近于0(具體操作為將正常材料屬性值乘以一個(gè)很小的值,該值為靜態(tài)單元特性比例系數(shù),本研究設(shè)定為0.0001),熱源模型加載至該位置時(shí),所對(duì)應(yīng)單元的材料屬性恢復(fù)正常。

2.1 溫度場(chǎng)計(jì)算

在焊接過(guò)程中,當(dāng)電弧熱進(jìn)入焊接工件后,熱量由高溫部分以熱傳導(dǎo)方式向低溫部分?jǐn)U散。在進(jìn)行焊接溫度場(chǎng)計(jì)算時(shí),工件內(nèi)部的熱傳導(dǎo)遵循如下控制方程:

(1)

在給定溫度值時(shí),cp、λ和ρ由材料的化學(xué)成分決定。本研究根據(jù)表1中的化學(xué)成分,采用JMatPro軟件計(jì)算得到了Q960E隨溫度變化的cp(T)、λ(θ)和ρ(θ)數(shù)據(jù),整理后如圖7所示。計(jì)算溫度場(chǎng)時(shí),采用了圖7所示的熱物理性能參數(shù)。對(duì)于焊縫金屬,由于它與母材的化學(xué)成分差別并不顯著,因此也采用了與母材相同的熱物理性能參數(shù)。

圖7 Q960E熱物理性能參數(shù)

在焊接過(guò)程中,工件與外部環(huán)境的熱交換為對(duì)流和熱輻射兩種方式。在焊接熱過(guò)程計(jì)算時(shí),采用Newton對(duì)流定律[14]考慮對(duì)流熱交換,采用Stefan-Boltzmann定律考慮熱輻射[14],對(duì)流散熱和輻射散熱可分別描述為

(2)

(3)

本研究采用Goldak雙橢球移動(dòng)熱源模型[17]來(lái)模擬焊接電弧的熱輸入。在該模型中,前半部分和后半部分的熱流密度(qf和qr)的分布分別定義為[17]

(4)

(5)

Q=ηUI

式中,Q為電弧功率,W;η為電弧熱效率;U為電弧電壓,V;I為焊接電流,A;af、ar、b、c為橢球形狀參數(shù);ff、fr分別為前后橢球熱量分配系數(shù),且ff+fr=2,在本研究中,取ff=0.6,fr=1.4。

2.2 固態(tài)相變模型

在焊接的熱作用下,溫度達(dá)到奧氏體相變起始溫度θAc1后母材從體心立方(body-centered cubic,BCC)的鐵素體開始向面心立方(face-centered cubic,FCC)的奧氏體進(jìn)行轉(zhuǎn)變。當(dāng)Q960E母材溫度超過(guò)奧氏體完全轉(zhuǎn)變溫度θAc3后,BCC的鐵素體將全部轉(zhuǎn)化為FCC的奧氏體。奧氏體、鐵素體、珠光體和貝氏體相變都屬于擴(kuò)散性相變,通常采用經(jīng)典的Johnson-Mehl-Avrami-Kolmogorov(JMAK)固態(tài)相變動(dòng)力學(xué)方程進(jìn)行描述,由于JMAK方程中JMAK指數(shù)n和常數(shù)k難以獲取,故本研究將對(duì)JMAK方程進(jìn)行簡(jiǎn)化。

圖8所示為Q960E在加熱和冷卻時(shí)所產(chǎn)生熱應(yīng)變與溫度之間的關(guān)系,該結(jié)果是由直徑為6 mm、長(zhǎng)度為25 mm的Q960E鋼試棒采用DIL402C線膨脹儀在加熱和冷卻速率為15 ℃/min條件下獲得的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。由圖8可以看出,在θAc1→θAc3溫度段,溫度與應(yīng)變間近似于線性關(guān)系,因此奧氏體化過(guò)程采用線性插值法進(jìn)行簡(jiǎn)化處理,即

圖8 加熱和冷卻過(guò)程中Q960E熱應(yīng)變與溫度的關(guān)系圖

(6)

根據(jù)Q960E鋼的過(guò)冷奧氏體連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變曲線(CCT)圖[18],當(dāng)奧氏體從900 ℃冷卻至500 ℃的時(shí)間小于110 s時(shí),奧氏體相都將轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體。一般來(lái)說(shuō),在不采用電渣焊或埋弧焊等方法,或者不采用特別大線能量的氣體保護(hù)焊進(jìn)行焊接時(shí),t8/5(即材料從800 ℃冷卻至500 ℃所需時(shí)間)很難大于110 s。因此,本研究詳細(xì)考慮了馬氏體轉(zhuǎn)變,同時(shí)對(duì)貝氏體和鐵素體轉(zhuǎn)變也進(jìn)行了簡(jiǎn)化處理,即將這兩種組織都默認(rèn)為鐵素體。鐵素體轉(zhuǎn)變?yōu)閿U(kuò)散型相變,可用JMAK方程[19]描述該相變轉(zhuǎn)化過(guò)程:

(7)

(8)

式(8)中的k和n難以獲得,因此需要避開k和n。焊接后冷卻是一個(gè)連續(xù)冷卻的過(guò)程,擴(kuò)散型固態(tài)相變的轉(zhuǎn)變速率不僅與溫度有關(guān),也與冷卻速率有關(guān),因此,簡(jiǎn)化式(8)等號(hào)右側(cè)部分為[20]

(9)

完成擴(kuò)散型相變后,剩余的奧氏體向體心正方(body-centered tetragonal,BCT)的馬氏體轉(zhuǎn)變。在馬氏體固態(tài)相變時(shí),在馬氏體相變起始溫度θMs開始進(jìn)行馬氏體轉(zhuǎn)變,該過(guò)程采用Koisten-Marburger(K-M)方程進(jìn)行描述[21]：

ξM=1-exp(bM(θMs-θ))

(10)

式中,ξM為馬氏體體積分?jǐn)?shù);θ為當(dāng)前溫度(θ≤θMs);bM為馬氏體轉(zhuǎn)變系數(shù),低合金鋼的bM值為0.011[22]。

由圖8可以得到Q960E的θMs為450 ℃,馬氏體完全轉(zhuǎn)變溫度θMf為365 ℃。

2.3 應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算

在本研究中,溫度場(chǎng)、相場(chǎng)(組織場(chǎng))、應(yīng)力場(chǎng)與變形采用了“溫度-組織-應(yīng)力”多場(chǎng)耦合的方式來(lái)進(jìn)行計(jì)算。金屬材料在焊接過(guò)程中“熱-冶金-力學(xué)”的耦合行為非常復(fù)雜,材料的總應(yīng)變包括熱應(yīng)變、彈性應(yīng)變、塑性應(yīng)變、相變應(yīng)變和蠕變應(yīng)變等多種分量。由于焊接過(guò)程中加熱和冷卻速率都較快,這樣在高溫停留的累積時(shí)間相對(duì)較短,因此蠕變應(yīng)變的影響幾乎可以忽略不計(jì)[23]。忽略蠕變應(yīng)變分量后,Q960E鋼在焊接過(guò)程中的總應(yīng)變?cè)隽喀う舏j可以由下式得到:

(11)

對(duì)于Q960E鋼,其彈性行為采用各向同性Hooke定律來(lái)考慮,塑性行為采用von Mises屈服準(zhǔn)則[24]來(lái)描述,在本研究中忽略材料的加工硬化效應(yīng)而采用理想彈塑性模型。對(duì)于熱應(yīng)變,采用圖8所示的隨溫度和相體積分?jǐn)?shù)(組織)變化的線膨脹關(guān)系進(jìn)行考慮。對(duì)于相變塑性應(yīng)變的變化,本研究采用Leblond模型[25]來(lái)考慮,其表達(dá)式如下:

(12)

現(xiàn)有研究結(jié)果[26]表明,在材料力學(xué)性能中屈服強(qiáng)度對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響最為顯著,因此,本文測(cè)量了Q960E鋼在常溫(25 ℃)、200 ℃、400 ℃、600 ℃和800 ℃條件下的屈服強(qiáng)度。除常溫外,其他溫度下進(jìn)行拉伸試驗(yàn)時(shí)均未添加引伸計(jì),拉伸試驗(yàn)所得到的不同溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖9a。高于800 ℃以上的屈服強(qiáng)度以及其他力學(xué)性能參數(shù)采用JMatPro軟件計(jì)算得到。常溫到材料熔點(diǎn)范圍的力學(xué)性能如圖9b所示。為了優(yōu)化有限元計(jì)算過(guò)程的收斂性,同時(shí)保證盡可能小地影響計(jì)算精度,當(dāng)溫度高于1200 ℃后,假定材料的屈服強(qiáng)度與彈性模量不會(huì)隨溫度的升高而降低。

(a)高溫拉伸試驗(yàn)

3 結(jié)果與分析

3.1 溫度場(chǎng)結(jié)果

采用Goldak雙橢球移動(dòng)熱源模型計(jì)算得到的最后一道蓋面焊接時(shí)的溫度場(chǎng)如圖10a所示,焊接接頭中央截面的溫度分布如圖10b所示,圖中灰色部分為峰值溫度超過(guò)冶金熔點(diǎn)的區(qū)域,而紅色至黃綠色區(qū)域?yàn)闊嵊绊憛^(qū)。總體上,數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際焊接接頭的焊縫區(qū)域及熱影響區(qū)吻合較好。

(b)焊道峰值溫度

為了定量比較數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)測(cè)量的焊接溫度循環(huán)曲線,在有限元模型中選取了與圖2中A、B和C位置完全對(duì)應(yīng)的三個(gè)節(jié)點(diǎn)來(lái)輸出熱循環(huán)曲線。數(shù)值模擬得到三個(gè)點(diǎn)的熱循環(huán)曲線與對(duì)應(yīng)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖11所示,可以看出,盡管計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值在局部有些差異,但整體而言,不論是各點(diǎn)的峰值溫度還是升溫速率和降溫過(guò)程,數(shù)值模擬結(jié)果都與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

圖11 焊接溫度循環(huán)的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較

3.2 熱影響區(qū)組織的體積分?jǐn)?shù)模擬結(jié)果

圖12所示為Q960E鋼多層多道對(duì)接接頭中熱影響區(qū)(指粗晶區(qū)和細(xì)晶區(qū),下同)的焊態(tài)馬氏體體積分?jǐn)?shù)分布,可以看到,熱影響區(qū)的焊態(tài)馬氏體體積分?jǐn)?shù)超過(guò)了90%。

圖12 計(jì)算得到的馬氏體分布云圖

圖13為Q960E鋼對(duì)接接頭的金相組織圖,其中圖13a為焊接接頭宏觀照片,圖13b、圖13c、圖13d所示分別為FZ、CG和IC的金相組織。從圖13中可以看到,焊接熱影響區(qū)中粗晶區(qū)的組織幾乎全部為粗大的馬氏體,模擬得到的馬氏體體積分?jǐn)?shù)超過(guò)90%,與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較吻合。如圖13b所示,在實(shí)際焊接接頭中焊縫組織以針狀鐵素體為主,而在本研究的材料模型中并沒(méi)有考慮焊縫金屬的馬氏體相變。由于部分相變區(qū)非常窄小,故在本研究的材料模型中未考慮部分相變區(qū)力學(xué)性能的變化。

(a)接頭宏觀形貌 (b)FZ

圖14所示為沿著line 1和line 2的硬度分布。由line 1的硬度分布可知,第四焊道(最后一道)產(chǎn)生的熱影響區(qū)的硬度值最大,其峰值為375HV,而接頭左側(cè)熱影響區(qū)(由倒數(shù)第二焊道產(chǎn)生)的硬度峰值與母材平均硬度相當(dāng),這可能是由于該熱影響區(qū)的馬氏體受到最后一道焊接過(guò)程的回火作用而使硬度有一定幅度降低。此外,從圖中可以很明顯地看到,在部分相變區(qū)及其附近的硬度顯著降低,說(shuō)明Q960E焊接接頭存在軟化區(qū)。line 2的硬度分布趨勢(shì)與line 1非常相似。

(a)line 1硬度分布

金相組織和硬度測(cè)量結(jié)果證明了熱影響區(qū)(尤其是粗晶區(qū))產(chǎn)生了馬氏體相變,因此,本研究中開發(fā)的材料模型重點(diǎn)考慮了固態(tài)相變。由于接頭存在軟化區(qū)以及在多層多道焊條件下的回火效應(yīng),在后續(xù)的研究中,除了考慮固態(tài)相變外,在材料模型中考慮軟化及回火效應(yīng)也是有必要的。

3.3 焊接殘余應(yīng)力

3.3.1縱向殘余應(yīng)力

數(shù)值模擬得到的Q960E多層多道對(duì)接接頭的縱向殘余應(yīng)力分布如圖15所示,其中,圖15a為接頭整體的縱向殘余應(yīng)力分布云圖,圖15b為中央截面上焊縫及其附近區(qū)域的縱向殘余應(yīng)力分布云圖。從圖15中可以看出,在焊縫區(qū)與緊鄰熱影響區(qū)的母材上產(chǎn)生了很大的縱向拉伸殘余應(yīng)力,峰值應(yīng)力略大于母材常溫屈服極限。而在焊縫兩側(cè)熱影響區(qū)上,縱向殘余應(yīng)力值較小,這是因?yàn)轳R氏體相變對(duì)該區(qū)域殘余應(yīng)力的大小和分布產(chǎn)生了抑制作用。這里需要說(shuō)明的是,由于最后的蓋面焊道熱輸入相對(duì)較大,加上試板厚度僅為10 mm,故最后一道焊接產(chǎn)生的熱影響區(qū)范圍相對(duì)較大。此外,蓋面焊接采用了左右兩道分別焊接的方式來(lái)完成,因此在中央截面上的縱向殘余應(yīng)力呈現(xiàn)出不對(duì)稱分布特征。

(b)中央截面分布

圖16所示為Q960E鋼對(duì)接接頭中央截面上表面縱向殘余應(yīng)力分布的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果的對(duì)比。從圖中可知,在y=-10.8 mm位置處的縱向殘余應(yīng)力值最大,達(dá)到了988 MPa。Q960E 鋼對(duì)接接頭的縱向拉伸殘余應(yīng)力峰值位于緊鄰熱影響區(qū)細(xì)晶區(qū)的母材上,這一點(diǎn)與強(qiáng)度級(jí)別較低的低合金高強(qiáng)鋼(如Q345鋼)不一樣。后者的固態(tài)相變雖然對(duì)殘余應(yīng)力的演化過(guò)程有影響,但接頭的縱向拉伸殘余應(yīng)力峰值往往存在于熱影響區(qū)中。圖中y=-10.8～-9.2 mm與y=9.2～10.9 mm之間的區(qū)域?qū)?yīng)于接頭熱影響區(qū),該區(qū)域內(nèi)的縱向殘余應(yīng)力有顯著的減小。焊縫兩側(cè)熱影響區(qū)內(nèi)的縱向殘余應(yīng)力最小值約為400 MPa,明顯低于材料常溫屈服極限,表明固態(tài)相變會(huì)減小該區(qū)域的殘余應(yīng)力。與P91鋼[27]、P92[28]鋼及低溫相變(LTT)焊材焊接接頭[29]的殘余應(yīng)力相比,Q960E鋼焊接接頭熱影響區(qū)的縱向殘余應(yīng)力并沒(méi)有發(fā)生質(zhì)的變化(即變?yōu)閴嚎s殘余應(yīng)力)。這是因?yàn)镼960E鋼中馬氏體的相變開始溫度較高,材料自身的屈服強(qiáng)度也明顯高于前幾種材料的屈服強(qiáng)度。同時(shí),從圖16中還可以看出,雖然焊縫的縱向殘余應(yīng)力峰值小于緊鄰熱影響區(qū)的應(yīng)力值,但焊縫處的縱向殘余應(yīng)力也達(dá)到了熔覆金屬的屈服強(qiáng)度。這里需要說(shuō)明的是,在測(cè)量焊縫的殘余應(yīng)力時(shí),需要對(duì)焊縫金屬進(jìn)行適當(dāng)打磨使其平整以利于測(cè)量,而機(jī)械打磨過(guò)程中不可避免地要引入塑性變形,因此焊縫金屬表面縱向殘余應(yīng)力測(cè)量值與數(shù)值模擬結(jié)果存在一定程度的差異。但總體而言,接頭殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果在分布形態(tài)和峰值大小上均吻合較好。

圖16 Q960E縱向殘余應(yīng)力的實(shí)驗(yàn)值與模擬值

圖17所示為Q960E鋼對(duì)接接頭在多層多道(三層四道)焊接過(guò)程中縱向殘余應(yīng)力演化過(guò)程,其中圖17a～圖17d所示分別為第1～4焊道焊接完成并冷卻到層間溫度或室溫時(shí)的縱向殘余應(yīng)力分布。在第一道焊完成后,焊縫金屬及緊鄰熱影響區(qū)的母材上均產(chǎn)生了較高的拉伸殘余應(yīng)力,而且呈現(xiàn)對(duì)稱分布。在焊縫的材料模型中沒(méi)有考慮固態(tài)相變,焊縫金屬的縱向殘余應(yīng)力基本與熔覆金屬的屈服強(qiáng)度相當(dāng);而在熱影響區(qū)的材料模型中考慮了馬氏體相變,由馬氏體相變引起的體積膨脹抵消了相變前的累積拉伸應(yīng)力,因而冷卻到層間溫度時(shí),熱影響區(qū)的縱向應(yīng)力值較小。在二道焊完成后,同樣產(chǎn)生了對(duì)稱分布的縱向殘余應(yīng)力,但是第一道焊冷卻到層間溫度的應(yīng)力分布明顯地被第二道焊改變了。由表2可知,第二道焊的熱輸入要明顯大于第一道焊的熱輸入,因而第二道焊產(chǎn)生的熱影響區(qū)更大,但縱向殘余應(yīng)力的分布形態(tài)與第一道焊相似。第三道焊完成后,產(chǎn)生了左右明顯不對(duì)稱的應(yīng)力分布。由于第三道焊的熱輸入相對(duì)較小,它在母材上產(chǎn)生的熱影響區(qū)只在左側(cè)存在。第四道焊完成后,由于第四道焊的熱輸入較大,在右側(cè)母材上產(chǎn)生了較大的熱影響區(qū),最終縱向殘余應(yīng)力分布的形態(tài)趨于對(duì)稱。

(a)第一焊道 (b)第二焊道

3.3.2橫向殘余應(yīng)力

Q960E鋼對(duì)接接頭的橫向殘余應(yīng)力分布云圖見圖18,其中圖18a所示為接頭整體的橫向殘余應(yīng)力分布,圖18b所示為中央截面的橫向殘余應(yīng)力分布。整體來(lái)看,橫向殘余應(yīng)力的拉應(yīng)力區(qū)域主要在焊趾位置,最大值接近600 MPa,而熱影響區(qū)內(nèi)部的橫向殘余應(yīng)力相對(duì)較小,甚至出現(xiàn)了壓應(yīng)力。

(b)中央截面分布

圖19所示為Q960E鋼對(duì)接接頭中央截面上表面的橫向殘余應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。數(shù)值模擬結(jié)果的分布形態(tài)與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果基本一致,但實(shí)驗(yàn)測(cè)量得到的橫向峰值應(yīng)力要明顯小于數(shù)值模擬結(jié)果。實(shí)驗(yàn)測(cè)量出的最大值為337 MPa,相同位置處計(jì)算得到的峰值為456 MPa;在熱影響區(qū)邊緣實(shí)驗(yàn)中測(cè)量得到的最小值為-159 MPa,相同位置處計(jì)算得到的最小值為-147 MPa。由圖19可知,盡管數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果尤其是峰值應(yīng)力存在一定差異,但兩者的分布形態(tài)基本一致,總體上吻合較好。

圖19 Q960E橫向殘余應(yīng)力實(shí)驗(yàn)值與模擬值

3.4 焊接變形結(jié)果

數(shù)值模擬得到的對(duì)接接頭的x、y、z方向及合成位移分布云圖見圖20。從圖20a中可以看出,在焊縫及其附近區(qū)域的兩個(gè)端部,x方向(縱向)位移的絕對(duì)值較大,遠(yuǎn)離焊縫位置的縱向位移量逐漸減小,而且整個(gè)接頭的縱向收縮極不均勻,其中焊縫位置的最大收縮量約為1.2 mm。圖20b為對(duì)接接頭在y方向(橫向)的位移分布云圖,由此圖可知,試板中央位置橫向收縮較大,而兩個(gè)端部的橫向收縮較小,上表面的最大橫向收縮量約為2.3 mm。圖20c為z方向位移(即面外變形)的分布云圖,由此圖可知,z向位移的最大差值(最大值與最小值之差)約為7 mm。對(duì)接接頭產(chǎn)生了一定程度的縱向彎曲變形,焊縫兩端的z向位移為-1 mm,焊縫中央位置的z向位移為2 mm。除了縱向彎曲外,試板兩側(cè)因角變形也產(chǎn)生較大的z向位移,右側(cè)板邊緣的最大z向位移約為6 mm。圖20d所示為焊接試板的合成位移,此圖與圖20c分布相似,這說(shuō)明采用V形坡口的Q960E鋼焊接接頭的主要變形貢獻(xiàn)來(lái)自面外變形(即角變形和縱向彎曲)。

(a)x方向位移云圖 (b)y方向位移云圖

圖21a比較了由數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)測(cè)量得到的試板上表面的橫向收縮分布。在x=90 mm位置,數(shù)值模擬得到的橫向收縮為-1.80 mm,而實(shí)測(cè)值為-1.68 mm(負(fù)號(hào)表示收縮,下同);在x=180 mm位置,數(shù)值模擬值為-1.99 mm,而實(shí)測(cè)值為-1.85 mm;在x=270 mm位置,數(shù)值模擬值為-1.82 mm,而實(shí)測(cè)值為-1.62 mm。總體而言,數(shù)值模擬得到的橫向收縮值略大于實(shí)驗(yàn)值,但兩者的相對(duì)誤差小于15%。圖21b比較了由數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)測(cè)量得到的中央截面上的角變形,由圖可以看出,實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值的吻合度超過(guò)了95%。由上述結(jié)果可知,本研究開發(fā)的數(shù)值模擬方法能較高精度地模擬Q960E鋼多層多道對(duì)接接頭的焊接變形。

(a)橫向收縮

4 結(jié)論

(1)以Q960E鋼多層多道對(duì)接接頭為研究的對(duì)象,基于SYSWELD軟件平臺(tái)開發(fā)了“熱-組織-應(yīng)力”多物理場(chǎng)耦合的彈-塑性有限元計(jì)算方法,采用該方法計(jì)算了對(duì)接接頭的溫度場(chǎng)、熱影響區(qū)的組織體積分?jǐn)?shù)、殘余應(yīng)力與焊接變形。比較數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知,無(wú)論是焊接溫度循環(huán)與組織體積分?jǐn)?shù),還是殘余應(yīng)力與焊接變形,兩種結(jié)果均吻合良好,驗(yàn)證了本工作所開發(fā)的數(shù)值模擬方法的有效性。

(2)數(shù)值模擬結(jié)果表明,因Q960E鋼淬透性高,熱影響區(qū)易發(fā)生馬氏體相變,這將導(dǎo)致對(duì)接接頭熱影響區(qū)粗晶區(qū)位置的焊接殘余應(yīng)力顯著減小,而峰值應(yīng)力將出現(xiàn)在熱影響區(qū)邊緣緊鄰母材的位置。

(3)從數(shù)值模擬結(jié)果來(lái)看,在對(duì)接接頭的焊趾位置處出現(xiàn)了較大的拉伸橫向殘余應(yīng)力,焊趾處的最大橫向殘余應(yīng)力值為600 MPa。

(4)Q960E鋼的多層多道對(duì)接接頭中存在明顯的軟化區(qū)域,同時(shí)后焊焊道對(duì)先焊焊道熱影響區(qū)(有組織轉(zhuǎn)變的區(qū)域)有一定程度的回火效應(yīng)。因此,為了更高精度地模擬焊接殘余應(yīng)力,有必要在后續(xù)研究中建立材料的軟化模型和回火模型。