廖 娟，凌澤民，張永龍

（重慶大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，重慶400044）

0 引 言

低合金高強(qiáng)鋼具有優(yōu)異的綜合性能且價(jià)格低廉，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)域得到了廣泛的應(yīng)用。由于低合金高強(qiáng)鋼在焊接過程中會(huì)發(fā)生固態(tài)組織轉(zhuǎn)變，將明顯改變焊接結(jié)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變及變形情況［1］，從而影響結(jié)構(gòu)使用壽命的評(píng)定。

目前，針對(duì)鋼焊接結(jié)構(gòu)的有限元模擬，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已做過很多研究。陸?zhàn)?］等采用考慮組織轉(zhuǎn)變的溫度－組織－應(yīng)力耦合的方法計(jì)算了焊接殘余應(yīng)力；Lee等［3－4］研究了高強(qiáng)鋼相變對(duì)環(huán)焊縫和厚板多道焊對(duì)接焊縫殘余應(yīng)力的影響。精確的預(yù)測(cè)和降低焊接殘余應(yīng)力與變形對(duì)于提高焊接結(jié)構(gòu)質(zhì)量有重要意義。為了能精確預(yù)測(cè)殘余焊接應(yīng)力和變形，低合金高強(qiáng)鋼焊接時(shí)必須考慮材料的相變［5］，而有關(guān)這方面的研究報(bào)道并不多。

為此，作者建立了高強(qiáng)鋼T型接頭多道焊的熱－冶金－力學(xué)三維耦合計(jì)算模型，運(yùn)用焊接專業(yè)有限元軟件SYSWELD計(jì)算并分析了其焊接溫度場(chǎng)和焊后殘余應(yīng)力與變形；同時(shí)，采用熱力學(xué)模型研究了相變對(duì)焊接變形的影響。希望能為低合金高強(qiáng)鋼T型接頭多道焊焊接溫度場(chǎng)、應(yīng)力和變形分析提供理論依據(jù)，促進(jìn)有限元分析技術(shù)在實(shí)際焊接中的應(yīng)用。

1 焊接過程物理模型的建立

1.1 三維有限元模型

為了準(zhǔn)確預(yù)測(cè)焊接溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)，采用三維實(shí)體計(jì)算模型。T型接頭翼板和腹板模型尺寸均為200mm×120mm×10mm，模型的網(wǎng)格劃分見圖1，模型的節(jié)點(diǎn)數(shù)為30 906，單元數(shù)為39 618。

1.2 熱源模型

對(duì)接頭采用單面多道焊接，且熱源移動(dòng)方向?yàn)閥軸方向。熱源采用SYSWELD軟件所配備的雙橢球體熱源模型，該體積熱源由y軸前后兩個(gè)部分組成。

沿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)表達(dá)式如式（1）和（2）所示。

式中：ar，af，b、ch為熱源 形 狀 參 數(shù)；Q 為 有 效熱 輸入；ff，fr為熱流密度在y軸前后兩個(gè)部分的分配系數(shù)，ff＋fr＝2；x、y、z為模型上任意一點(diǎn)坐標(biāo)；t為焊接時(shí)間。

1.3 固態(tài)相變

金屬在焊接快速加熱及冷卻過程中，當(dāng)超過相變點(diǎn)時(shí)會(huì)發(fā)生固態(tài)相變。尤其是在快速冷卻過程中。鋼中的馬氏體轉(zhuǎn)變會(huì)導(dǎo)致焊縫金屬體積和屈服強(qiáng)度改變。

假設(shè)鋼的顯微組織為珠光體和鐵素體，在焊接加熱過程中，當(dāng)珠光體和鐵素體鋼的溫度超過AC1時(shí)，其組織開始轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體；當(dāng)溫度達(dá)到AC3時(shí)，珠光體和鐵素體完全轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體。珠光體和鐵素體為體心立方結(jié)構(gòu)，而奧氏體為面心立方結(jié)構(gòu)，在奧氏體轉(zhuǎn)變過程中，鋼體積減小。當(dāng)鋼加熱到一定溫度后快速冷卻，奧氏體又開始轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，體積增加。因此在多道焊過程中，如果先焊的焊縫再次被加熱到相變溫度，這部分焊縫會(huì)再次發(fā)生相變。Leblond［6－9］等計(jì)算了低合金鋼焊接過程中的相變（擴(kuò)散相變）過程，Koistinen等［10］模擬了馬氏體轉(zhuǎn)變過程。

作者模擬所采用的材料為低合金高強(qiáng)鋼Q345D，其化學(xué)成分如表1所示。在焊接模擬過程中，定義鐵素體為相1，貝氏體為相2，馬氏體為相3，奧氏體為相6。假定焊縫金屬與母材金屬具有相同的熱物理性能和力學(xué)性能。SYSWELD軟件可以結(jié)合CCT曲線在焊接模擬過程中考慮相變因素，圖2為SYSWELD材料數(shù)據(jù)庫中Q345D連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變曲線。

表1 Q345D鋼的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.1 Chemical compositions of Q345Dsteel（mass）%

1.4 力學(xué)模型

在焊接過程中，溫度場(chǎng)隨時(shí)間的變化會(huì)引起熱應(yīng)變和相變應(yīng)變。假定材料遵循各向同性硬化性能的彈塑性準(zhǔn)則（von Mises塑性模型）。則總應(yīng)變?chǔ)趴杀硎緸椋?/p>

式中：εE、εP、εT、εΔV、εTrp分別為彈性應(yīng)變、塑性應(yīng)變、熱應(yīng)變、相變應(yīng)變和相變塑性引起的塑性應(yīng)變。

在數(shù)值模擬中，采用增量有限元分析法，式（3）可表示為

式中：ΔεE為運(yùn)用胡克定律，用彈性模量和泊松比表示的應(yīng)變改變；ΔεT為用熱膨脹系數(shù)計(jì)算的應(yīng)變改變；von Mises屈服準(zhǔn)則（各向同性）和硬化規(guī)律聯(lián)合用于ΔεP，ΔεΔV為相變導(dǎo)致的體積改變所引起的應(yīng)變改變。

2 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

2.1 焊接溫度場(chǎng)

圖3為接頭各道焊縫溫度場(chǎng)云圖。此時(shí)，焊接電壓為20V，焊接電流為220A，焊接速度為10mm·min－1。由圖可知，熔池溫度最高，為1 819℃，溫度達(dá)到1 500℃的為熔化區(qū)。第一、二、三道焊縫的熔池形狀分別如圖3（a）、圖3（b）、圖3（c）所示。

圖4為節(jié)點(diǎn)A、B、C位置處的熱循環(huán)分布曲線。其中，節(jié)點(diǎn)A位于第一道焊縫，節(jié)點(diǎn)B位于第二道焊縫，節(jié)點(diǎn)C位于第三道焊縫。由圖4可以看出，A、B、C三節(jié)點(diǎn)處的峰值溫度達(dá)到1 800℃；節(jié)點(diǎn)A處發(fā)生了三次加熱－冷卻循環(huán)過程，即當(dāng)焊接后續(xù)焊道時(shí)，第一焊道尚未完全冷卻，且每一個(gè)熱循環(huán)的峰值溫度均不同。如果后續(xù)加熱－冷卻循環(huán)過程中的溫度峰值超出其奧氏體化溫度AC3，焊縫會(huì)再次發(fā)生相變過程。產(chǎn)生的馬氏體組織將被其后續(xù)焊道退火，退火后的馬氏體硬度下降，使其強(qiáng)化行為變得更為有利。但是，冷裂紋也可能在后一道焊接之前的短暫時(shí)間間隙內(nèi)產(chǎn)生。如對(duì)焊接參數(shù)和焊縫長(zhǎng)度做相應(yīng)的調(diào)整，將第一焊道的冷卻溫度保持在馬氏體生成溫度以上，且隨多道焊接的完成相對(duì)緩慢的下降，這有利于產(chǎn)生貝氏體組織以替代馬氏體。因此，在多道焊接過程中，可通過不同工藝參數(shù)條件下的熱循環(huán)曲線，選擇其最優(yōu)工藝參數(shù)。

2.2 焊接殘余應(yīng)力

圖5為T型接頭在翼板上表面中心處的縱向和橫向殘余應(yīng)力分布模擬結(jié)果，其中σx為橫向殘余應(yīng)力，σy為縱向殘余應(yīng)力。采用Sigmar ASM1.0型全自動(dòng)應(yīng)力、應(yīng)變監(jiān)測(cè)儀對(duì)其進(jìn)行測(cè)試，由圖5可見，試驗(yàn)值與模擬值基本吻合，證明了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

由圖5模擬結(jié)果還可以看出，由于焊接是局部加熱－冷卻過程，σy的分布特征是焊縫及近縫區(qū)為拉應(yīng)力，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域?yàn)閴簯?yīng)力；在焊縫中心，由于奧氏體向馬氏體轉(zhuǎn)變時(shí)發(fā)生了體積的增加，導(dǎo)致了該區(qū)域的應(yīng)力較?。缓缚p中心到熱影響區(qū)應(yīng)力逐漸增加，這是由于熱影響區(qū)到母材區(qū)域，溫度未達(dá)到相變溫度，該處未發(fā)生相變，無體積改變來抵消一部分收縮應(yīng)變。

而σx幾乎都為拉應(yīng)力，且焊縫中心到熱影響區(qū)應(yīng)力逐漸增加，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)應(yīng)力逐漸減小并趨近為零。σx產(chǎn)生的原因比較復(fù)雜。直接原因是焊縫冷卻的橫向收縮；間接原因是焊縫的縱向收縮，表面和內(nèi)部不同的冷卻過程以及疊加的相變過程共同作用的結(jié)果?？v向和橫向殘余應(yīng)力分布的模擬值和試驗(yàn)值一致。

2.3 焊接變形

對(duì)于T型接頭，焊接時(shí)的快速加熱過程中，翼板厚度方向（z軸）上的溫度分布不均勻，使得翼板的上表面焊縫處受熱發(fā)生膨脹，下表面膨脹小甚至不膨脹。從而造成焊接面膨脹受阻，產(chǎn)生較大的橫向壓縮塑性變形。因此，焊后冷卻時(shí)就會(huì)在焊縫厚度方向上出現(xiàn)收縮不均勻的現(xiàn)象，并導(dǎo)致角變形的產(chǎn)生，而角變形的大小可以用翼板邊緣厚度方向的位移來反映。

由圖6可見，在考慮相變情況下，最大變形為0.32mm；在不考慮相變的情況下，最大變形為0.39mm；由模擬結(jié)果對(duì)比可知，兩種情況下的變形基本一致，模擬結(jié)果僅相差0.07mm，最大變形處均為翼板有焊縫一邊的邊緣中間。

3 結(jié) 論

（1）建立了高強(qiáng)鋼T型接頭的熱－冶金－力學(xué)耦合的三維模型，并在考慮了相變的情況下，實(shí)現(xiàn)了其多道焊焊接溫度場(chǎng)模擬，并得出根據(jù)熱循環(huán)曲線選擇多道焊最優(yōu)工藝參數(shù)的方法。

（2）在考慮相變情況下，高強(qiáng)鋼T型接頭多道焊的應(yīng)力分布結(jié)果表明焊縫及近縫區(qū)為縱向拉應(yīng)力和橫向拉應(yīng)力，遠(yuǎn)離焊縫中心為縱向壓應(yīng)力和橫向拉應(yīng)力，且焊縫中心由于相變導(dǎo)致體積增大，應(yīng)力略小于近縫區(qū)的；模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，證明了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

（3）在考慮相變與不考慮相變兩種情況下，T型接頭多道焊變形對(duì)比結(jié)果表明，相變對(duì)焊接變形的影響不明顯。

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