摘要 為了研究超厚鋼板對接焊接頭殘余應力分布特征，以150mm厚容器鋼平板對接焊接頭為研究對象，并基于ABAQUS軟件對其焊接過程進行了仿真模擬。為了提高計算效率采用合并焊道法進行簡化，并通過與已有實測結(jié)果對比驗證了整個計算過程的合理性。結(jié)果表明，超厚鋼板焊接殘余殘余應力在焊縫附近主要表現(xiàn)為殘余拉應力，峰值可超過材料的屈服強度；遠離焊縫殘余應力數(shù)值較小。并且超厚鋼板焊接殘余應力呈現(xiàn)明顯的空間分布特征，在實際工程中應重視。

關(guān)鍵詞 超厚鋼板；對接焊接頭；殘余應力；數(shù)值模擬；合并焊道法

中圖分類號 TU312 文獻標志碼 A

0引言

鋼結(jié)構(gòu)因其質(zhì)量輕、強度高及施工質(zhì)量易于控制等優(yōu)點，被廣泛應用于各類工程結(jié)構(gòu)中。近年來，隨著我國經(jīng)濟的持續(xù)快速發(fā)展，煉鋼水平和能力不斷提升，也有力促進了鋼結(jié)構(gòu)應用。

為了滿足日益增長的荷載需求，減輕結(jié)構(gòu)自重，鋼厚板的應用也日益增多。國家體育場鳥巢以及央視新臺址大樓等建筑中都采用了厚度在100mm以上的鋼板作為主要承載構(gòu)件［1］。港珠澳大橋江海直達船航道橋的主塔采用了厚達150mm的Q345qD鋼板［2］。海洋平臺中會采用厚度達到150mm的S690QL低合金調(diào)質(zhì)高強鋼［3］。大型離心壓縮機中，09MnNiD鋼焊縫厚度可達400mm，焊接試件厚度需達到300mm以上［4］。厚板的連接主要采用焊接工藝來完成。焊接具有連接性能好、焊接結(jié)構(gòu)剛度大、整體性好等一系列優(yōu)點［5］。然而焊接過程中，不均勻的快速加熱和冷卻過程會使得鋼結(jié)構(gòu)在焊后產(chǎn)生數(shù)值較大的殘余應力場和變形場。焊接殘余應力的存在會對焊接結(jié)構(gòu)的強度、剛度及尺寸穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響，同時也會誘導焊接結(jié)構(gòu)疲勞裂紋的萌生和擴展，降低構(gòu)件疲勞壽命［6］。

相對于薄板焊接，厚鋼板焊接接頭通常需要多層多道焊來填充其坡口，此時構(gòu)件會經(jīng)受更多的熱循環(huán)；此外，由于厚板焊接會受到明顯的自身空間約束，致使在焊后產(chǎn)生數(shù)值較大，空間分布復雜的焊接殘余應力。厚板焊接接頭中復雜的殘余應力分布會對結(jié)構(gòu)的服役安全性產(chǎn)生不利影響，因此得到了研究人員的特別關(guān)注。倪川皓等［7］針對60mm厚Q690鋼板模擬探究了焊接溫度場、層間溫度對焊接殘余應力和變形的影響。遲露鑫［8］模擬分析了核電SA508-3鋼焊件上各區(qū)域熱循環(huán)曲線及殘余應力分布規(guī)律，板件厚度為100mm。劉小渝等［9］以重慶江津觀音巖大橋索梁錨固區(qū)域為研究對象，制作了3個足尺比例試件（板件厚度高達80mm），并對相關(guān)焊縫區(qū)域進行了殘余應力測試研究。強斌等［5］針對Q345qD鋼板對接焊接頭，開展了16～100mm厚6種不同厚度試板的殘余應力測試，指出厚板中殘余應力分布具有空間分布特征。

綜上所述，目前對于焊接殘余應力的研究大多針對厚度小于100mm的鋼板焊接接頭。在實際工程中常采用超厚度高強度容器鋼Q345R鋼板的對接焊接頭。因此，本文以150mm厚容器鋼平板對接接頭為研究對象，在ABAQUS軟件中建立其有限元模型，采用熱-彈-塑性有限元法和移動熱源來仿真模擬了整個焊接過程，分析了焊接殘余應力的分布特征，為了提高計算效率采用合并焊道法進行簡化，并通過與已有實驗結(jié)果對比驗證了整個計算過程的合理性。

1超厚板焊接工藝

采用高強度器鋼Q345R為研究對象，制作長×寬×厚為600mm×550mm×150mm的異種鋼對接焊試板，如圖1所示。試板采用45°K型坡口，焊縫為全熔透對接焊縫，焊接方式為熔化極氣體保護焊。厚板焊接時，由于坡口空間尺寸較大，需要進行多層多道焊來進行填充。為了保證焊后試板的平整性，坡口兩側(cè)交替焊接直至焊接完成。試板厚度高達150mm，焊接層數(shù)為上下各15層，約140道焊。為了防止開裂，焊前預熱和層間溫度分別控制在約100℃和150℃。焊前在試板兩端焊置引弧板和熄弧板。具體焊接工藝參數(shù)見表1。

2超厚板焊接有限元模型

2.1幾何模型與網(wǎng)格劃分

根據(jù)實際試板焊接工藝，在有限元軟件ABAQUS中建立與實際試板尺寸相同的有限元模型，如圖2所示。為了同時兼顧焊接模擬過程中的計算效率和仿真精度，對焊縫周邊的網(wǎng)格進行了局部細化，對遠離焊縫位置的網(wǎng)格劃分較為稀疏，兩者之間采用過渡網(wǎng)格進行有效過渡。模型全部采用六面體網(wǎng)格，共計46740個單元。

試板在實際焊接過程中會在兩端設(shè)置引、熄弧板。因此在數(shù)值模擬過程中，為了與實際焊接工藝對應，模型對應邊界條件僅用來防止模型發(fā)生剛體位移，具體如圖2中箭頭所示，P1和P2點約束了x、y、z三向的線位移；P3和P4點僅約束y向線位移；其中P1～P4均為焊縫與母材交匯線的端點。

超厚板焊接采用多層多道焊，焊道數(shù)約140道。若完全按實際焊道情況進行逐步模擬將耗費巨大的存儲空間和計算資源。為了進一步提高計算效率，本文采用合并焊道法對焊道進行簡化［10］，簡化后焊道數(shù)減至26道（圖3）。

2.2參數(shù)設(shè)置

焊接模擬先進行溫度場計算，然后采用順序耦合，以節(jié)點在整個焊接過程中的溫度歷史作為初始變量再進行殘余應力場模擬。溫度場和應力場計算時分別采用8節(jié)點六面體單元DC3D8和C3D8，整個計算過程中單元的節(jié)點和編號保持一致，只對單元類型進行更改。熱邊界條件通過熱輻射和熱對流來定義：熱輻射系數(shù)取為0.85；對流交換系數(shù)取為15W（mm2·℃）。相變潛熱取300kJ/kg，初始外界溫度設(shè)置為25℃［11］。

整個焊接過程劃分為52個分析步，其中焊接分析步時長均取為120s，相鄰2道焊時間間隔240s；焊接完成后經(jīng)過3600s冷卻到室溫。

2.2.1焊接熱源模型

在溫度場計算時利用DFLUX熱源子程序加載Goldak雙橢球體熱源模型（圖4）［12］來模擬焊接熱源的移動。雙橢球熱源模型前后2部分表達式分別如下。

2.2.2熱物理學和熱力學參數(shù)

容器鋼Q345R高溫材料參數(shù)參閱已有文獻［13-15］中低碳鋼的高溫熱物理性能和力學性能進行焊接模擬計算。相關(guān)的材料高溫性能的具體取值見圖5、圖6。假定焊縫填充金屬與母材具有相同的材料屬性。

3模擬結(jié)果分析及討論

3.1焊接溫度場

鋼材的熔點約為1500℃，焊接模擬時將模型中溫度超過1500℃的部分視作熔池。焊接開始時，熱源經(jīng)歷起弧段，然后熔池的大小和形狀不再發(fā)生改變，逐漸形成了準穩(wěn)態(tài)溫度場。圖7給出了t=500s時焊道6準穩(wěn)定時的溫度場分布。由圖7可見，隨著熱源的移動，在熔池的前端，溫度梯度較大；熔池后端，等溫線間距較大，溫度梯度相對較小。在合并焊道后，依舊需要進行26道焊，依次加載Goldak雙橢球體熱源模型模擬整個加熱和冷卻過程。

3.2焊接應力場

圖8給出了焊后試板的Mises應力分布云圖。從圖8中可以清晰地看出，焊縫區(qū)域存在較大數(shù)值的焊接殘余應力，其數(shù)值接近甚至大于材料的屈服強度，遠離焊縫位置數(shù)值相對較小。這一分布特點也說明，焊接殘余應力為拉壓自平衡的應力狀態(tài)。Mises殘余應力在起弧和熄弧段受邊界條件的影響，分布較為復雜，在焊縫中部逐漸過渡為相對均勻的應力分布。殘余應力在焊縫周邊存在明顯的應力梯度。

習慣將沿焊縫方向的應力稱作為縱向殘余應力；將垂直于焊縫方向的應力稱為橫向殘余應力。圖9給出了試板上表面沿板寬方向的縱向殘余應力分布，以焊縫表面中心線為坐標原點。采用已有文獻［5］100mm厚Q345qD對接焊接頭表面殘余應力測試值與對當前試板的表面殘余模擬進行對比。從圖9中可以看出，縱向殘余應力模擬值與實測值與分布趨勢上基本一致，數(shù)值上也比較接近?？v向殘余應力在焊縫及靠近熱影響區(qū)位置出現(xiàn)峰值拉應力。峰值應力在數(shù)值上約為400MPa，超過了Q345R鋼的名義屈服應力。隨著距焊縫中心距離的增加，縱向殘余應力值迅速減小為壓應力（約為-50MPa）。

圖10展示了試板上表面橫向殘余應力模擬值與實測值的對比。橫向殘余應力實測值主要為拉應力，其峰值應力約為450MPa。橫向殘余應力模擬值與實測值整體分布趨勢一致，數(shù)值也較為接近；但在25mm處，模擬值出現(xiàn)下降，與實測值存在明顯偏差。這一偏差可能是由于，在焊接模擬過程中焊道合并使得焊接熔池體積變大，致使橫向拘束減小，從而引起橫向殘余應力降低［10］。大體上看，橫向殘余應力在焊縫附近數(shù)值較大，遠離焊縫位置數(shù)值較小，與縱向殘余應力分布趨勢相似，峰值應力甚至高于縱向應力。

通過實測值與模擬值的對比，驗證整個焊接過程的合理性。同時也表明模擬時材料參數(shù)的近似選取及采用合并等處理方式依舊會引入計算誤差?？傮w上看，整個焊接模擬過程及結(jié)果是可信的。

3.3不同位置焊接殘余應力對比分析

為了進一步研究試件焊接殘余應力在不同空間位置處的分布情況，在垂直于焊縫的中心橫截面1（圖1）中取不同路徑上的應力進行對比分析，路徑位置如圖11所示。

圖12為截面1上沿路徑1-3的殘余應力模擬值分布情況，路徑1和3分別處于試板上、下表面。由圖12（a）和（b）可見，在試板上、下表面縱、橫向殘余應力分布基本一致，下表面應力略小于上表面。這可能是由于上表面為后焊面，相比于下表面，其焊接時承受了更多的約束。中間位置處（路徑2）的縱橫向殘余應力數(shù)值上相對較小，主要表現(xiàn)為壓應力。

為了進一步超厚板焊接殘余應力在焊縫縱向起弧、熄弧以及穩(wěn)定段的分布情況，取圖13中的縱截面2（圖1）上的3條路徑，提取殘余應力進行對比分析。

從圖14（a）可以看出，起弧和熄弧段基本不限制縱向變形，因此該處縱向殘余應力在數(shù)值上較小，接近于零；而在中間穩(wěn)定段縱向殘余應力在上下表面為拉應力，位置逐漸靠近中間厚度位置時拉應力逐漸增大（峰值約為400MPa），而在試件內(nèi)部逐漸由縱向拉應力轉(zhuǎn)化為壓應力（約為-100MPa）。同時，由于先焊的焊道會對后續(xù)焊道產(chǎn)生約束作用，限制其膨脹，焊縫中心線上的出現(xiàn)較大的壓應力。從圖14（b）可以看出，橫向殘余應力在3個位置處的分布趨勢較為接近，類似于“”型分布。起弧位置的路徑4主要為壓應力；熄弧位置的路徑6在上、下表面為拉應力（約為300MPa），靠近中間厚度位置逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯Γs為-300MPa）；穩(wěn)定段路徑5在上、下表面為拉應力，靠近中間厚度位置時拉應力先增大后逐漸減小為壓應力（約為-400MPa）。

4結(jié)論

本文基于ABAQUS軟件對150mm厚超厚鋼板對接焊接頭殘余應力場分布進行了系統(tǒng)的數(shù)值模擬分析，可以得出結(jié)論：

（1）超厚板表面縱向殘余應力沿垂直于焊縫方向呈拉-壓分布狀態(tài)，高值應力區(qū)主要集中在焊縫及其熱影響區(qū)，遠離焊縫表現(xiàn)為壓應力。橫向殘余應力以拉應力為主，其數(shù)值甚至超過同位置縱向殘余應力。

（2）超厚板焊接殘余殘余應力呈現(xiàn)明顯的空間分布特征。橫截面上、下表面縱、橫向殘余應力分布基本一致；中間位置處縱、橫向殘余應力數(shù)值上相對較小，主要表現(xiàn)為壓應力?？v截面起弧、熄弧位置縱向殘余應力接近于零，穩(wěn)定段縱向應力在上下表面為拉應力，中間厚度處為壓應力；3個位置的橫向應力分布趨勢較為接近，類似于“”型分布。

（3）超厚板焊接模擬采用合并焊道法可以簡化多層多道焊的計算，但合并焊道后會減小焊道之間的相對約束，使得計算的應力值偏小，需進一步優(yōu)化合并焊道法。

參考文獻

［1］楊娜，林升，蘇超.厚板焊接接頭殘余應力和損傷分布的研究［J］.湖南大學學報（自然科學版），2014，41（11）：24-31.

［2］易文林，張虎，向晉華，等.港珠澳大橋150mm厚板焊接工藝［J］.電焊機，2018，48（4）：14-17.

［3］王歡，岑越，黃燕，等.S690QL鋼超厚板焊接接頭組織與性能研究［J］.熱加工工藝，2015，44（19）：218-220.

［4］張思宇，胡冰，張江楠，等.離心壓縮機用低溫超厚板焊接工藝研究［J］.中國設(shè)備工程，2020（8）：120-121.

［5］強斌.橋梁鋼厚板對接焊焊接殘余應力空間分布及調(diào)控技術(shù)研究［D］.成都：西南交通大學，2018.

［6］馬思群，袁永文，馮良波，等.焊接速度對鋁合金多道焊焊接殘余應力影響研究［J］.鐵道學報，2014，36（1）：16-21.

［7］倪川皓，郭崗，吳斌興.Q690鋼厚板焊接應力變形的數(shù)值分析［J］.熱加工工藝，2019，48（19）：160-163+166.

［8］遲露鑫.核電用特厚SA508-3鋼板焊接過程模擬分析［J］.熱加工工藝，2014，43（11）：155-158.

［9］劉小渝，王彥博.觀音巖大橋錨拉板區(qū)域焊接應力試驗［J］.重慶交通大學學報（自然科學版），2008，27（S1）：875-879.

［10］胡興，戴培元，張超華，等.合并焊道法對SUS304不銹鋼平板對接接頭焊接殘余應力計算精度和效率的影響［J］.機械工程學報，2019，55（12）：72-82.

［11］強斌，李亞東，顧穎，等.鋼橋?qū)雍缚p殘余應力及變形場數(shù)值分析與試驗驗證［J］.鐵道學報，2017，39（9）：134-139.

［12］JohnGoldak，AdityaChakravarti，MalcolmBibby.Anewfiniteelementmodelforweldingheatsources［J］.MetallurgicalTransactionsB，1984，15（2）.

［13］DengD，MurakawaH.Numericalsimulationoftemperaturefieldandresidualstressinmulti-passweldsinstainlesssteelpipeandcomparisonwithexperimentalmeasurements［J］.ComputationalMaterialsScience，2006，37（3）：269-277.

［14］DengD，MurakawaH.Predictionofweldingdistortionandresidualstressinathinplatebutt-weldedjoint［J］.ComputationalMaterialsScience，2008，43（2）：353-365.

［15］QIANGB，LIUX，LIY，etal.Mechanicalpropertiesofbridge-steelweldmentsatelevatedtemperatures［J］.JournalofConstructionalSteelResearch，2022，191.