基于熱循環曲線法的低合金高強鋼對接接頭焊接殘余應力數值模擬

廖 娟,程 鵬,馮 芳,蔣 鴻

(1.西南交通大學希望學院,成都 610400;2.國網四川省電力公司成都供電公司,成都 610041)

0 引 言

低合金高強鋼具有綜合性能優異和成本低的優點,多用于重要的焊接結構,在石油工程、火力發電、工程機械等諸多領域得到廣泛的應用。在焊接過程中低合金高強鋼會發生固態相變,這會明顯改變結構的應力和應變,從而造成結構變形[1]。同時,焊接殘余應力也會顯著影響結構的疲勞強度和應力腐蝕開裂行為,而且殘余拉應力是促使結構發生脆性斷裂的重要因素。因此,研究低合金高強鋼焊接件的殘余應力具有重要的理論意義和工程應用價值。

由于現場實地測試結構件殘余應力的成本高、工作量大,近年來,數值模擬方法在此方面的應用取得了很大的進展。針對鋼結構焊接殘余應力的有限元模擬,國內外學者已做過很多研究:陸皓等[2]采用考慮組織演變的溫度-組織-應力耦合計算了低合金高強鋼焊接殘余應力;LEE等[3-4]研究了高強鋼相變對環焊縫和厚板多道焊對接接頭殘余應力的影響;馬學周[5]研究了高強鋼不同接頭形式多層多道焊接頭殘余應力的分布。以上研究預測精確,但計算過程耗時長,影響實際工程應用的模擬周期。GOLDAK 等[6]提出的三維雙橢球體熱源(3Ddouble ellipsoidal heat source,3D-DEHS)模型已廣泛應用于焊接數值模擬,大量研究成果驗證了其用于模擬弧焊溫度場的準確性,但計算效率不高[7]。為了提高計算效率,CAI等[8]提出了串熱源模型,但需要采用細小網格對焊接殘余應力進行計算;HU等[9]研究了二維實體模型對焊接殘余應力計算精度和效率的影響;PERI'C等[10]采用二維和三維單元混用的實體模型模擬焊接殘余應力,發現混用模型能提高計算效率,但會降低計算精度。采用熱循環曲線(thermalcyclecurve,TCC)對熱源模型進行簡化可提高數值模擬的計算效率[11]。為了兼顧計算精度和計算效率,采用三維實體模型保證模擬精度的同時,結合基于TCC的熱源模型提高計算效率的焊接殘余應力模擬方法研究相對匱乏。

為此,作者采用SYSWELD軟件建立了低合金高強鋼Q345對接接頭單道焊和2層3道焊的熱-冶金-力學三維耦合計算模型,在考慮相變情況下,采用三維雙橢球體熱源模型計算了單道焊溫度場,再基于TCC對該熱源模型進行簡化,并將溫度場模擬結果與試驗結果進行對比;分別采用三維雙橢球體熱源模型和基于TCC簡化的熱源模型對單道焊和多道焊對接接頭的殘余應力分布進行計算,并進行了試驗驗證。研究結果對于提高復雜焊接結構的模擬效率具有實際工程意義。

1 試樣制備與試驗方法

焊接用母材為尺寸200 mm×150 mm×10 mm 的Q345熱軋鋼板,化學成分如表1所示。采用AVP-360 型交直流兩用脈沖TIG 焊機對Q345鋼板進行單道惰性氣體鎢極保護(TIG)對接重熔焊接,不開坡口,焊接電流為200 A,焊接電壓為12.5 V,焊接速度為10 cm·min-1,保護氣體為純度99.99%氬氣。

表1 Q345鋼的化學成分Table 1 Chemical composition of Q345 steel

焊接完成后,在接頭上以焊縫為中心垂直于焊縫方向截取金相試樣,經打磨、拋光,用體積分數4%硝酸酒精溶液腐蝕后,采用Axio Vert.A1 MAT型倒置數字材料顯微鏡觀察接頭形貌。采用TLWELD熱電偶絲碰焊機將K 型熱電偶一端點焊到測試點,另一端接入GL220型焊接熱循環曲線測試儀,記錄溫度隨時間的變化曲線。參考文獻[12-13],采用盲孔法測定鋼板上表面中心位置的縱向和橫向殘余應力。

2 焊接模型的建立

2.1 網格劃分和材料的熱物性參數

為了準確模擬焊接過程中接頭的溫度場和應力場,采用三維實體計算模型。在建立TIG重熔焊接Q345鋼的有限元模型時,采用visual-mesh劃分網格,模型的節點數為66 303,單元數為61 568,最小單元尺寸為1.56 mm×1 mm×0.63 mm。為了兼顧計算精度和效率,焊縫及近縫區采用較細的網格,遠離焊縫區采用較粗大的網格。模擬過程中采用三點約束以防止模型發生剛體位移。具體的有限元模型如圖1所示,圖1中箭頭方向為焊接方向,Line1為鋼板上表面中心位置。假定焊縫金屬與母材Q345鋼具有相同的熱物理性能和力學性能,性能參數取自參考文獻[14]。

圖1 TIG重熔焊接Q345鋼的有限元模型Fig.1 Finite element model of TIG remelting welding Q345 steel

2.2 熱源模型及邊界條件

對于單面對接焊接,熱源采用三維雙橢球體熱源模型,熱源移動方向為y軸方向,該體熱源由y軸前后2個部分組成。y軸前半部分和后半部分的橢球內部熱流密度分布函數qf,qr表達式[15]分別為

式中:af,ar,b,c均為熱源形狀參數;Q為有效熱輸入;ff,fr分別為熱流密度在y軸前后2個部分的分配系數。

設置焊件初始溫度為20℃,焊件表面與周圍介質的熱交換為表面換熱,將對流和輻射系數轉化為總熱交換系數來進行模擬計算。

2.3 力學模型

在焊接過程中,溫度場隨時間的變化會引起熱應變和相變應變。假定材料遵循各向同性的彈塑性準則(von Mises塑性模型),則總應變速率增量ε·可表示為

式中:ε·E,ε·P,ε·T,ε·TP,ε·C分別為彈性應變速率、塑性應變速率、熱應變速率、相變塑性應變速率和蠕變應變速率。

在采用增量有限元分析法進行模擬時,ε·E可根據胡克定律由彈性模量和泊松比計算得到,ε·T可由熱膨脹系數計算得到,ε·P可由von Mises屈服準則和各向同性硬化規律計算得到,ε·TP可用相變塑性系數計算得到[16-17];焊接是短時間的加熱和冷卻過程,在高溫停留時間較短,可忽略ε·C的影響[15]。

3 溫度場模擬與基于TCC簡化熱源模型的建立

3.1 焊接溫度場模擬結果與試驗驗證

由圖2可知:在單道焊焊接模擬過程中,熔池中心最高溫度為1 963℃,溫度達到1 450℃的區域為熔化區;模擬得到熔池深度最大處焊縫截面熔化區和熱影響區的形狀和尺寸與試驗得到的焊縫和熱影響區的形狀和尺寸吻合。

圖2 模擬得到熔池深度最大處的單道焊接頭焊縫截面溫度分布以及試驗得到的接頭形貌Fig.2 Temperature distribution of weld cross section of singlepass welded joint at maximum pool depth by simulation(a)and joint morphology by test(b)

圖3為單焊道焊縫截面A、B點的熱循環曲線模擬結果與試驗結果,其中A、B點距熔池邊緣距離分別為1,3 mm。由圖3可知,不同位置的熱循環曲線模擬結果與試驗結果吻合良好,相對誤差小于2.34%,驗證了所提取的熱循環曲線的準確性。

圖3 單道焊接頭焊縫截面不同位置的熱循環曲線模擬結果與試驗結果Fig.3 Simulation and test results of thermal cycle curves of different positions on weld cross section of single-pass welded joint

3.2 基于TCC簡化熱源模型的建立

通過單道焊溫度場模擬結果,提取焊縫截面上熔化區中所有節點的熱循環曲線,并求出平均值,得到一條新的熱循環曲線作為熱源,結果如圖4所示。在模擬焊接過程中,焊縫中所有節點同時受到該熱源作用,經歷焊接的加熱和冷卻過程,熱源的加載時間為0～270 s,270 s時焊件溫度降至約100℃,之后不再施加熱循環曲線,焊件自然冷卻到室溫。

圖4 基于TCC簡化的熱源模型的溫度與時間關系曲線Fig.4 Temperature-time curve of heat source model simplied by TCC

4 焊接殘余應力模擬結果及分析

4.1 單道焊焊接殘余應力

圖5為單道焊接頭上表面Line1處的縱向和橫向殘余應力分布模擬結果和試驗結果。由圖5可以看出:在焊縫及近焊縫區為拉應力,遠離焊縫區為壓應力。這是由于焊接加熱過程中,隨著溫度的升高,材料膨脹受阻產生壓應力,當溫度達到熔點時,應力降為0;冷卻時焊縫及熱影響區受到周圍母材的約束,焊縫區域拉應力急劇升高,冷卻到室溫時焊縫及近縫區產生拉應力,為了保證整個焊件受力平衡,遠離焊縫區為壓應力。縱向殘余應力的峰值出現在焊縫中心,采用三維雙橢球體熱源模型和基于TCC簡化的熱源模型模擬得到單道焊接頭焊縫區的縱向殘余應力模擬結果與試驗結果吻合良好,相對誤差分別小于11.38%,4.34%。采用基于TCC簡化的熱源模型模擬得到的最大縱向殘余拉應力為571 MPa,大于采用三維雙橢球體熱源模型模擬得到的485 MPa。主要原因是用三維雙橢球體熱源模型模擬時,焊縫中心某點在熱源中心到達前受到熱源前端的熱輸入影響,在熱源中心離開時受到熱源后端熱輸入影響,而用基于TCC簡化的熱源模型模擬時,整條焊縫同時經過相同的加熱過程,忽略了焊接方向上熱源前端和后端的熱流分布差異,低估了電弧熱作用時間[18],因此模擬得到的空間溫度梯度更高,焊接殘余應力更大[19]。采用基于TCC簡化的熱源模型模擬得到的焊縫及近縫區拉應力范圍稍大于采用三維雙橢球體熱源模型模擬得到的拉應力范圍。這是由于基于TCC簡化的熱源模型的熱源長度大于三維雙橢球體熱源模型,模擬時熱源在板寬方向的傳熱更快,在焊接線垂直方向超過某一峰值溫度的區域會更大,由此產生的塑性變形區也更大[20]。三維雙橢球體熱源模型和基于TCC簡化的熱源模型模擬得到的單道焊接頭的橫向殘余應力分布趨勢相似。橫向殘余應力的峰值出現在焊縫中心,采用基于TCC簡化的熱源模型模擬得到的最大橫向殘余拉應力為250 MPa,大于采用三維雙橢球體熱源模型模擬得到的212 MPa。焊縫中心到熱影響區的橫向殘余應力先減小后增大,遠離焊縫區的應力逐漸減小并趨于0。橫向殘余應力產生的原因復雜,其值受到焊縫冷卻時橫向收縮的直接影響,同時受到焊縫的縱向收縮、表面和內部不同冷卻過程以及疊加的相變過程共同作用的間接影響[16]。橫向殘余應力的數值小于縱向殘余應力的數值,這是由于在焊縫冷卻收縮與相變膨脹過程中鋼板的縱向拘束遠大于橫向拘束。采用基于TCC簡化的熱源模型和三維雙橢球體熱源模型模擬時的計算時長分別為103,155 min,可見基于TCC簡化的熱源模型的計算效率提高約32%。

4.2 多道焊焊接殘余應力

圖6為采用三維雙橢球體熱源模型和基于TCC簡化的熱源模型模擬得到的多道焊接頭殘余應力分布,焊接時采用V型坡口,分2層進行焊接,共3道焊縫。由圖6可以看出:3道焊接頭縱向殘余應力在焊縫及近焊縫區為拉應力,峰值區域主要分布于焊道2、焊道3的接觸區域及焊道2的熱影響區附近,采用基于TCC簡化的熱源模型和三維雙橢球體熱源模型模擬得到的最大縱向殘余拉應力分別為820,769 MPa,相差51 MPa;熱影響區靠近母材處應力驟減,遠離焊縫區為壓應力。3道焊接頭橫向殘余應力幾乎為拉應力,焊縫中心到熱影響區應力逐漸增大,遠離焊縫區的應力逐漸減小并趨于0;采用基于TCC簡化的熱源模型和三維雙橢球體熱源模型模擬得到的最大橫向殘余拉應力分別為247,245 MPa,僅相差2 MPa。對比可知,2種熱源模型模擬得到的殘余應力分布基本一致,最大殘余應力均位于焊道2的熱影響區近母材附近,由于第3道焊縫的焊接使第2道焊縫的部分金屬熔化或軟化,緩解了焊道2的殘余應力峰值,因此焊道2和焊道3交界處的應力峰值略低于焊道2的熱影響區近母材側的應力峰值。基于TCC簡化的熱源模型和三維雙橢球體熱源模型模擬時的計算時長分別8,15.5 h,可見基于TCC簡化的熱源模型的計算效率提高約50%。

圖6 不同熱源模型模擬得到多道焊接頭殘余應力分布Fig.6 Residual stress distribution of multi-pass welding welded joint simulated by different heat source models

5 結 論

(1) 由單道焊溫度場模擬得到,熔池深度最大處焊縫截面熔化區和熱影響區的形狀和尺寸與試驗得到的焊縫和熱影響區的形狀和尺寸吻合;根據溫度場模擬結果提取的不同位置的熱循環曲線模擬結果與試驗結果吻合良好,相對誤差小于2.34%,驗證了熱循環曲線的準確性。

(2) 單道焊接頭的殘余應力峰值出現在焊縫中心,采用三維雙橢球體熱源模型和基于TCC簡化的熱源模型模擬得到焊縫區的殘余應力模擬結果與試驗結果吻合良好,縱向殘余應力相對誤差分別小于11.38%,4.34%,橫向殘余應力分布趨勢相似,驗證了2種模擬方法的準確性;與三維雙橢球體熱源模型相比,基于TCC簡化的熱源模型的計算效率提高約32%。

(3) 采用三維雙橢球體熱源模型和基于TCC簡化的熱源模型模擬得到的多道焊接頭殘余應力分布基本一致,最大縱向殘余拉應力分別為820,769 MPa,最大橫向殘余拉應力分別為247,245 MPa;與三維雙橢球體熱源模型相比,基于TCC簡化的熱源模型的計算效率提高約50%。