T型接頭焊接殘余應(yīng)力及變形調(diào)控研究

韓成才，郭龍龍

(西安石油大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，陜西 西安 710065)

引 言

T型接頭是最典型的焊接接頭，被廣泛地應(yīng)用于艦船、橋梁、車輛、航天、航空、石油化工、起重機(jī)械等行業(yè)的重要結(jié)構(gòu)中[1-2]。焊接過程中材料受到熱源不均勻地加熱和冷卻，造成焊件膨脹、收縮不均勻，最后導(dǎo)致殘余應(yīng)力和變形，繼而對結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度、穩(wěn)定性以及裝配精度產(chǎn)生不良影響[3-4]。因此，非常有必要針對T型接頭的焊接殘余應(yīng)力、變形調(diào)控開展研究。

國內(nèi)外學(xué)者圍繞T型接頭的殘余應(yīng)力、變形進(jìn)行了比較廣泛的研究。如：李青等[5]利用Sysweld軟件建立有限元模型，分析了約束條件對薄板T型接頭焊接殘余應(yīng)力及變形的影響；劉閣等[6]利用Sysweld軟件分析了316L不銹鋼T型、單側(cè)兩道焊接頭的溫度場與應(yīng)力場；劉勝等[7]采用Abaqus軟件分析了Q235鋼薄板T型雙側(cè)焊接的殘余應(yīng)力及變形；逯世杰[8]等研究了T型接頭單側(cè)多層多道焊的殘余應(yīng)力分布和變形的演化特征；沈濟(jì)超等[9]采用分段移動熱源模型計(jì)算了船舶T型接頭的焊接變形和應(yīng)力；廖娟等[10]考慮相變，分析了高強(qiáng)鋼T型接頭單側(cè)多道焊的殘余應(yīng)力及變形；張迪[11]基于Abaqus軟件建立有限元模型，對比研究了T型接頭MAG焊接、焊趾TIG重熔等狀態(tài)下的溫度場和殘余應(yīng)力場；Nateghi等[12]采用SimufactWelding軟件分析了T型接頭的翼板坡口形式對溫度場、殘余應(yīng)影響規(guī)律，并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證；Deng Dean等[13]基于均勻的體熱源模型與高斯面熱源模型的共同熱作用，利用Abaqus建立了SM400A低碳鋼T型焊接頭的有限元模型，分析了其撓度變形、角變形及橫向收縮；Mato Peric等[14]采用3D單元、3D與2D混合單元建立T型焊接頭的有限元模型，分析了其變形、殘余應(yīng)力及計(jì)算精度；曹淑芬等[15]對鋁合金T型接頭雙脈沖MIG焊的溫度場、應(yīng)力、變形進(jìn)行了模擬。然而，關(guān)于焊接路徑及約束對T型接頭多層多道焊殘余應(yīng)力、變形影響的研究比較罕見，有必要開展與其相關(guān)的研究。

基于熱-彈塑性理論，建立了T型接頭的熱力耦合有限元模型，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，分析了焊接路徑、約束對殘余應(yīng)力和變形的影響規(guī)律，研究成果可為T型接頭焊接工藝的優(yōu)化提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)方法與材料

腹板和翼緣尺寸均為150 mm×350 mm×20 mm，對應(yīng)的材料為SUS304不銹鋼，腹板厚度方向的中間截面與翼緣寬度方向的中間截面重合，腹板和翼緣的兩側(cè)、兩端分別點(diǎn)焊固定，如圖1(a)所示。焊接方法為焊條手工焊，焊接電流100～110 A、焊接電壓28～30 V，焊接速度22～24 cm/min，焊道間溫度不超過200 ℃，腹板單側(cè)各4道焊縫，兩側(cè)依次、逆向焊接，標(biāo)記為方案A，試樣如圖1(b)所示。

圖1 焊接試驗(yàn)Fig.1 Welding experiment

2 有限元模型的建立及驗(yàn)證

2.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

根據(jù)腹板、翼板、焊縫的實(shí)際尺寸和幾何形狀，建立T型接頭的幾何模型，并導(dǎo)入Abaqus進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于焊縫及熱影響區(qū)溫度梯度、應(yīng)力梯度大，為了獲得準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果，采用非均勻的網(wǎng)格劃分策略，即在焊縫及熱影響區(qū)劃分細(xì)密的網(wǎng)格，在其他區(qū)域劃分稀疏的網(wǎng)格；此外，為了實(shí)現(xiàn)采用Python語言編輯程序控制焊縫單元的逐步、順次填充，焊縫區(qū)域全部劃分為六面體網(wǎng)格，如圖2所示。

圖2 T型焊接接頭的網(wǎng)格Fig.2 Grid division of T-shaped welding joint

考慮焊接路徑的不同，設(shè)計(jì)了4種焊接方案，依次稱為方案A、B、C、D，其中方案A為焊接試驗(yàn)所采用的工藝，如圖3所示。圖中的箭頭代表對應(yīng)焊縫的焊接方向，數(shù)字代表焊縫的焊接次序。建立幾何模型、有限元模型時(shí)，忽略焊接方案引起的焊縫幾何形狀的差異。

圖3 焊接方案示意圖Fig.3 Schematic diagram of welding schemes

2.2 熱源模型及溫度場計(jì)算

兼顧計(jì)算結(jié)果的精度、求解效率，選擇分段熱源模型模擬電弧的加熱。此外，考慮焊接過程中焊條與水平面之間夾角對溫度分布的影響，在笛卡爾坐標(biāo)系中，分段熱源模型的公式為

(1)

(2)

式中：qs(x,y,z)為熱流密度；qsm為熱流密度最大值；a為橢球長度參數(shù)；b為橢球?qū)挾葏?shù)；θ為焊條與水平面的夾角；(xc,yc,zc)為焊接起點(diǎn)的坐標(biāo)；ts為熱源作用時(shí)間；vm為焊接速度。

基于Abaqus軟件建立焊接有限元模型時(shí)，以1 s為時(shí)間步長建立焊接分析步，每個(gè)連續(xù)的冷卻過程作為1個(gè)冷卻分析步，利用Python語言編輯程序?qū)崿F(xiàn)分析步的快速、高效建立；同時(shí)，焊接中涉及焊縫材料的逐步填充，該過程的模擬通過修改Abaqus的關(guān)鍵詞實(shí)現(xiàn)，即“MODEL CHANGE,TYPE= ELEMENT/ ADD”。此外，Abaqus溫度場分析時(shí)，與坐標(biāo)、時(shí)間相關(guān)的熱源密度無法直接添加，因此利用Fortran語言編輯Abaqus軟件的熱源接口DFLUX子程序，將分段熱流密度施加到溫度場分析的模型上。各節(jié)點(diǎn)的溫度可通過求解非線性傳熱方程

(3)

來獲得[16]。式中：c為比熱容；ρ為密度；t為時(shí)間；kx、ky、kz分別為x、y、z方向上的熱傳導(dǎo)率；T為溫度；q為熱源密度。

同時(shí)，考慮材料熱性能參數(shù)隨溫度的非線性變化；此外，為了模擬熔池流動對溫度場的影響，對母材和焊縫材料的熱傳導(dǎo)系數(shù)進(jìn)行修正，即將其熔點(diǎn)以上的熱傳導(dǎo)系數(shù)值設(shè)置為熔點(diǎn)處的3倍[17-18]。將與空氣接觸的表面設(shè)置為對流、輻射表面，對流換熱系數(shù)取值15 W/(m2·℃)，熱輻射系數(shù)取值0.7。

2.3 應(yīng)力與應(yīng)變計(jì)算

在應(yīng)力場計(jì)算過程中，使用與溫度場完全相同的網(wǎng)格模型，并將溫度場計(jì)算結(jié)果作為應(yīng)力場計(jì)算的載荷，通過Abaqus的Predefine Field實(shí)現(xiàn)溫度載荷的施加，從而求解焊接過程中的位移、應(yīng)變和應(yīng)力。所采用的單元類型為C3D8R單元，與溫度場分析相對應(yīng)。假設(shè)材料的彈性應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系符合Hooke定律，塑性行為符合Von Mises準(zhǔn)則[19]；利用各向同性硬化準(zhǔn)則模擬焊接中的加工硬化現(xiàn)象[20]；通過設(shè)置退火溫度模擬材料的退火效應(yīng)[21]。計(jì)算模型中的力學(xué)邊界條件僅用于避免模型發(fā)生剛性運(yùn)動，約束如圖2所示，即將圖示位置的X、Y、Z方向的自由度全部約束。

2.4 模型的有效性驗(yàn)證

方案A的有限元模擬變形、實(shí)測變形，如圖4所示。可以看出：底板兩側(cè)的變形最明顯，主要表現(xiàn)為角變形，模擬值與實(shí)測值吻合良好。這表明：建模方法正確，所建立的模型準(zhǔn)確，能夠準(zhǔn)確反映焊接變形與應(yīng)力的分布。

圖4 變形模擬值與實(shí)測值的對比Fig.4 Comparison of simulated deformation with test deformation

3 焊接路徑對殘余應(yīng)力、變形的影響

3.1 對殘余應(yīng)力的影響

方案A焊接對應(yīng)的殘余應(yīng)力分布如圖5所示。由圖5可見：焊縫及其鄰近區(qū)域的Von Mises應(yīng)力峰值大于焊縫材料的屈服強(qiáng)度；縱向殘余應(yīng)力的峰值大于橫向、焊縫厚度方向的殘余應(yīng)力，且大于焊縫材料的屈服強(qiáng)度。焊縫區(qū)域產(chǎn)生高殘余應(yīng)力的原因是：奧氏體不銹鋼本身加工硬化傾向顯著，多層多道焊接過程中材料會產(chǎn)生較大的塑性變形，產(chǎn)生塑性變形區(qū)域內(nèi)的材料發(fā)生加工硬化、屈服應(yīng)力增大，產(chǎn)生比焊縫材料屈服強(qiáng)度更高的殘余應(yīng)力。

圖5 方案A對應(yīng)的殘余應(yīng)力(單位:Pa)Fig.5 Residual stress of welding scheme A

不同方案焊接殘余拉應(yīng)力峰值，如圖6所示。由圖6可知：方案B、C、D對應(yīng)焊件的焊接殘余應(yīng)力峰值分布規(guī)律與方案A相同；各方案對應(yīng)焊縫及其鄰近區(qū)域的Von Mises應(yīng)力峰值大于焊縫材料的屈服強(qiáng)度；焊接路徑對橫向、焊縫厚度方向的殘余應(yīng)力峰值有顯著影響，對縱向殘余應(yīng)力峰值影響不明顯；與方案A相比，方案D的Von Mises應(yīng)力，Y、Z方向的應(yīng)力降低了3.0%、4.1%、8.9%，X方向的應(yīng)力增加了12.8%。

圖6 不同方案焊接殘余拉應(yīng)力峰值Fig.6 Peak values of residual stress of different welding schemes

3.2 對焊后變形的影響

方案A焊接對應(yīng)的變形分布，如圖7所示。由圖7可見：T型接頭的變形以底板兩側(cè)的角變形為主，即底板在Z軸正方向的變形為主要變形；X、Y方向的焊接變形明顯小于Z方向的變形。不同路徑焊接對應(yīng)的變形，如圖8所示。可見：與實(shí)際焊接方案B相比，方案D總變形及X、Y、Z方向的變形減小幅度為19.6%、15.3%、2.1%、20.8%。因此，焊接路徑對總變形、分量有顯著影響，合理地規(guī)劃焊接路徑有助于降低焊接變形。綜合考慮焊接路徑對殘余應(yīng)力、變形的影響，對T型接頭采用方案D進(jìn)行焊接，所得的焊后殘余應(yīng)力、變形相對較小。

4 約束對殘余應(yīng)力、變形的影響

為了分析約束對殘余應(yīng)力、變形的影響，以方案D為基礎(chǔ)施加約束，如圖9所示。給圖9中框內(nèi)的節(jié)點(diǎn)施加Z方向的固定約束，即得方案E，繼而分析約束對殘余應(yīng)力、變形的影響。

4.1 約束對殘余應(yīng)力的影響

方案E的殘余應(yīng)力分布如圖10所示。與方案D相比，約束導(dǎo)致殘余應(yīng)力的幅值增加，X、Y、Z方向殘余拉應(yīng)力峰值分別增加了23.27%、1.73%、27.80%。這主要是因?yàn)椋杭s束增加了結(jié)構(gòu)的剛性，阻礙了應(yīng)力的釋放。

圖7 方案A焊接對應(yīng)的變形(單位:m)Fig.7 Deformation produced by welding scheme A

圖8 不同方案焊接對應(yīng)的變形Fig.8 Comparison of deformation produced by different welding schemes

圖9 施加約束示意圖Fig.9 Schematic diagram of imposing constraint

圖10 施加約束后的殘余應(yīng)力(單位:Pa)Fig.10 Residual welding stress after imposing constraint

4.2 約束對焊后變形的影響

方案E的焊后變形如圖11所示。與方案D相比，施加約束后總變形、Z方向的變形分別降低了26.8%、66.5%，可見施加約束對變形有顯著影響。

圖11 施加約束后的變形(單位:m)Fig.11 Welding deformation after imposing constraint

5 結(jié) 論

(1)基于Abaqus軟件平臺，采用Fortran和Python語言編輯程序，建立了T型接頭焊接的熱力耦合有限元模型，對比了數(shù)值模擬變形值和實(shí)測變形值，結(jié)果表明：所建立的模型能反映T型接頭的焊接殘余應(yīng)力和變形。

(2)T型接頭的殘余拉應(yīng)力在平行焊接路徑方向最大、底板厚度方向最小；其變形以底板兩側(cè)的角變形為主；焊接路徑對T型接頭的焊接殘余應(yīng)力、變形有顯著影響，兩側(cè)順次、異向焊接所得焊件的殘余應(yīng)力、變形相對最小。

(3)與不施加夾具約束相比，施加約束有效地降低了焊接變形，施加約束后總變形、Z方向的變形分別降低了26.8%、66.5%；但是，施加約束導(dǎo)致殘余應(yīng)力增加，X、Y、Z方向殘余拉應(yīng)力峰值分別增加了23.27%、1.73%、27.80%。