反變形量對S355鋼T型接頭變形與殘余應力影響的數值分析

孫進發，劉明偉，劉海龍，杜文普

（1.中車青島四方機車車輛股份有限公司質量管理部，山東青島266000；2.大連交通大學材料科學與工程學院，遼寧大連116028）

0 前言

焊接由于方法經濟、靈活，可簡化結構細節，節約材料，提高生產效率[1]，目前廣泛應用于船舶、機車、車輛、橋梁、鍋爐等工業領域，以及能源工程、海洋工程、航空航天工程、石油化工工程、大型廠房、高層建筑等重要結構。

T型接頭是一種應用較為廣泛的焊接形式，其焊接過程中發生的焊接變形和殘余應力是影響焊接產品精度和性能的重要因素。焊接變形及殘余應力將影響到腐蝕、裂紋、疲勞強度等力學性能[2]，同時也會對材料的物理機械性能產生巨大影響，對T型接頭的強度造成很大危害。

近年來，國內外學者在焊后變形及殘余應力的預測與控制方面進行了大量研究。清華大學趙海燕[3]、張建強等提出用生死單元法模擬多層多道焊及焊縫金屬的熔敷，同時將運動高斯點熱源分割為分段的帶狀高斯熱源，兼顧計算精度和計算效率。航空制造工程研究所的關橋[4]深入研究了焊接變形預測與控制，并在薄壁焊接結構低應力無變形控制技術方面取得諸多研究成果。T.Inoue等[5]研究伴隨相變的溫度變化過程中溫度、相變和熱應力之間的耦合效應，提出了耦合條件下本構方程的一般形式。

現有研究成果很少涉及反變形對結構變形與殘余應力的影響，針對S355鋼T型接頭的焊接模擬研究更是鮮有報道。本研究基于有限元數值仿真方法，以T型接頭的S355鋼為研究對象，模擬其在不同反變形量下的變形與殘余應力分布，獲得反變形量對T型接頭焊接變形及殘余應力的影響規律。

1 實驗結構與生產工藝

T型接頭試件的尺寸為：翼板200 mm×100 mm×8 mm，腹板 200 mm×200 mm×8 mm。根據 ISO9606與ISO9692焊接標準設計的焊縫為a5角焊縫，焊兩層，如圖1所示。

圖1 T型接頭結構簡圖

焊接方法為熔化極活性氣體保護焊（MAG），保護氣體 ISO14175M21[φ（Ar）82%+φ（CO2）18%]，焊接填充材料為ISO14341-A-G 42 4 M G3Si1。焊接工藝參數如表1所示。

表1 焊接工藝參數

2 有限元模型建立

2.1 熱源模型選擇與校核

采用雙橢球熱源模型作為變形仿真熱源。雙橢球熱源是一種體積分布熱源[6]，其熱源模型表現為空間三維分布，既考慮了熱流在作用面的平面分布，又考慮了熱源熱能量沿板厚方向的分布。目前較好的是A.Goldak提出的雙橢球形熱源模型，該模型充分考慮了熱源在焊接過程中的前、后端溫度變化不同步特點，并使模型對熱源的描述較半球形及橢球形熱源更為準確。雙橢球熱源模型如圖2所示。

圖2 雙橢球熱源模型

為獲得準確的熱源模型，需對其進行熱源校核。首先給出雙橢球熱源模型熱源參數的初始值，將計算結果與實際焊縫的熔池形狀進行比較，通過不斷調整使模擬結果與熔池形狀一致，得到正確的熱源模型。Sysweld軟件本身提供平均熱循環曲線的求解方法。在熱源校核后得到的平均熱循環曲線如圖3所示。將該熱循環曲線編輯整理后導入，即可使用該熱源進行焊接變形仿真計算。

2.2 網格模型

圖3 焊接平均熱循環曲線

在焊接過程中，由于熱源輸入高度集中，為了提高計算精度，焊縫處的網格必須非常細小（最小單元應控制在2 mm以下），而遠離焊縫的網格應稀疏分割，以減少單元中節點的數量，從而減少計算時間[7]。雖然在平面模型中可使用三角形單元，在三維模型中也可使用楔塊（三角形幾何拉伸）和四面體單元，但是這些單元在計算溫度應力時因應力梯度較大會影響計算精度。所以，一般選用四邊形和六面體單元。

將幾何模型進行網格劃分并建立必要的組：模型的單元總數24 250個；節點總數21 361個，3D單元數18 080個。網格劃分如圖4所示。

圖4 T型接頭有限元模型

在計算過程中，為了防止試件剛體移動，需要對試件施加一定約束，且這些約束盡可能與實際加工一致，如圖5所示。

圖5 焊接約束條件

為了清晰地對比不同反變形量對焊接變形和殘余應力的影響，采取四種反變形方案：方案一為未施加反變形量的自由狀態；方案二為施加反變形量0.1 mm；方案三為施加反變形量0.3 mm；方案四為施加反變形量0.5 mm。

T型接頭施加反變形的位置如圖6所示。

圖6 T型接頭反變形施加位置

3 結果與分析

3.1 焊接變形計算結果

在上述焊接參數、熱源模型和有限元模型的基礎上，利用SYSWELD軟件對S355鋼T型接頭的焊接過程進行數值模擬，觀察并分析焊后殘余應力與變形的數值與分布狀態。四種方案的焊后變形分布云圖如圖7所示。4種方案的試板變形趨勢相同，呈向有焊縫一側翹曲變形，且距焊縫越遠，變形數值越大。其中腹板的變形遠遠大于翼板變形，為T型接頭的主要焊接變形。對比4種方案可知，反變形量越大，T型接頭的焊后變形最大值越小。

3.2 焊接殘余應力計算結果

四種方案下T型接頭焊后Von-mises等效應力分布云圖如圖8所示。由圖8可知，T型接頭焊后殘余應力集中在焊縫區，最大值約為474 MPa。這是因為焊縫附近產生塑性變形的高溫金屬在收縮過程中受到的約束較小，導致母材上的應力無法釋放，從而形成局部高應力區。由于多層多道焊中每一道焊道對前一道焊道具有熱處理作用，消除了部分內應力，因此焊道中的應力較小。遠離焊縫區域的等效應力迅速減小，邊緣處應力值接近于0。對比四種方案的殘余Von-mises等效應力可知，四種方案的結果幾乎相同，因此反變形的施加及大小對T型接頭殘余應力基本沒影響。

為了清晰對比T型焊接接頭在不同反變形量下的變形情況，在該T型接頭的腹板選取3條線，從左到右依次記為S1、S3、S2，翼板選取一條線記為S4；距離焊趾處15 mm分別作為腹板變形提取位置和翼板變形提取位置，如圖9所示。對比4種方案下相同提取位置的變形大小，結果如圖10所示。由圖10可知，腹板上的節點集變形均為拉伸變形，距離焊趾處越遠，其變形量越大；翼板上的節點集變形趨勢相同。4種方案同一節點的變形量隨著施加反變形量的增加而減小。

圖7 板厚方向變形分布

圖8 Von-mises等效應力分布

為了清晰對比該T型焊接接頭在不同反變形量下產生的殘余應力，在該T型接頭的腹板距離焊趾15 mm處選取一條線，記為L1；翼板距離焊趾處15 mm處選取一條線記為L2，翼板底部垂直于焊縫方向的中心線記為L3，分別作為腹板殘余應力提取位置和翼板殘余應力提取位置，如圖11所示。分別對比四種方案下相同提取位置的縱向及橫向殘余應力大小，結果如圖12、圖13所示。

由圖12、圖13可知，T型接頭的焊后縱向和橫向殘余應力集中在焊縫附近，且焊接起始端與結束端的應力較小。4種方案的殘余應力大小與趨勢幾乎一致，因此反變形對S355鋼的焊后殘余應力影響很小。

圖9 變形提取位置

4 結論

利用Sysweld有限元分析功能對S355鋼T型接頭多層多道焊進行數值模擬，得到焊接變形及殘余應力場的分布圖，并通過提取相同位置的變形與殘余應力數值，對比分析后得出反變形對焊接變形及殘余應力的影響規律，得出以下結論：

圖10 焊件表面板厚方向變形分布

（1）S355鋼T型接頭焊后整體呈向有焊縫一側的翹曲變形，距焊縫越遠變形越明顯，變形最大值為0.483 mm，出現在腹板邊緣處。在腹板施加反變形后，焊接變形最大值減小。

圖11 殘余應力提取位置

圖12 縱向殘余應力分布

圖13 橫向殘余應力分布

（2）S355鋼T型接頭的焊縫區及熱影響區存在較大Von-mises等效應力，焊縫區以外的等效應力值迅速減小。應力最大值約為474 MPa，出現在焊根處，而焊道中應力值較小。

（3）對比不同反變形量下相同位置的焊后變形與殘余應力分布，發現施加反變形可整體降低焊后變形，且反變形量越大，焊后變形越小。四種方案的焊后橫向殘余應力與縱向殘余應力大小與分布都很接近。因此通過施加合理的焊接反變形量可以有效減少焊接變形且不影響殘余應力。