0. 引言

低合金高強鋼具有優(yōu)良的強韌性和焊接性,廣泛用于工程結構中。為了滿足不同的服役環(huán)境,提高整體焊接結構的使用性能,經(jīng)常需要將不同強度級別的異種低合金高強鋼進行焊接[1]。焊接結構件中的殘余應力是影響其使用性能的重要因素。對于中厚板焊接,為保證根部焊透,避免焊接缺陷,通常需要開坡口；不同形式坡口的存在會影響焊接接頭的溫度分布和熔池流動行為,進而在焊接完成后產(chǎn)生不同的殘余應力分布[2]。而且,異種鋼接頭由于母材熱物性參數(shù)不同,在不均勻的焊接熱源下,殘余應力的分布將會更加復雜。因此,研究坡口形式對異種鋼焊接殘余應力的影響,可以為選擇坡口形式提供參考,這對提高異種鋼焊接質(zhì)量具有重大的現(xiàn)實意義。蔡建鵬等[3]利用ABAQUS軟件開發(fā)了一種熱彈塑性有限元法并用于計算不同坡口形式下Q345/SUS304異種鋼焊接應力場,結果表明V形和X形坡口接頭的應力分布和大小均不同。CHEN等[4]利用SYSWELD焊接模擬軟件,基于熱冶金-機械耦合行為和固態(tài)相變效應,分析得出坡口形式對焊接溫度場、殘余應力場和焊接變形均具有一定程度的影響。然而,目前相關領域的研究對象主要為異種碳鋼與不銹鋼接頭,針對不同屈服強度的異種低合金鋼接頭的研究較少。

作者以廣泛用于海洋平臺、工程機械等領域的Q390/Q690異種低合金鋼為研究對象,選擇了V形、X形和K形3種焊接坡口形式,通過有限元模擬和試驗驗證相結合的方式,研究了坡口形式對Q390/Q690異種鋼焊接接頭溫度場、等效應力場和殘余應力分布的影響,以期為異種低合金鋼多層多道焊殘余應力的控制和優(yōu)化提供理論參考。

1. 試樣制備與試驗方法

焊接母材為厚度14mm的軋制態(tài)Q390和Q690低合金鋼板,由萊蕪鋼鐵提供,化學成分見表1。焊接試樣尺寸均為120mm×200mm×14mm,坡口形狀見圖1,為V形坡口、X形坡口和K形坡口3種,坡口開在長邊上,坡口角度均為60°,根部間隙為1mm,無鈍邊。采用OTC DP400型焊接設備對Q390和Q690低合金鋼板進行熔化極活性氣體保護電?。∕AG）焊接,保護氣體為80%Ar+20%CO2（體積分數(shù)）,使用直徑1.2mm的ER76-1焊絲,采用四層四道焊接形式,焊接參數(shù)如表2所示,焊接速度為3mm·s−1。對于X和K形坡口,采用先焊完一側(cè)再焊另一側(cè)的方案。焊接過程中采用S型熱電偶記錄溫度隨時間的變化曲線（熱循環(huán)曲線）,測試點位于接頭上表面垂直于焊接方向的中心線上,距Q390鋼邊緣106mm處。

圖 13種焊接坡口形狀

Figure 1.Three kinds of welding groove shape

由于焊接接頭表面近焊縫熱影響區(qū)在焊接過程中形成氧化層和銹蝕層,因此無法采用X射線殘余應力儀獲得有效殘余應力值,需要先對這些區(qū)域進行電化學腐蝕預處理。采用MS-605D型電解腐蝕設備進行表層電解腐蝕,使用直流穩(wěn)壓電源,電壓為10V,電解液為飽和氯化鈉溶液[5],腐蝕區(qū)域位于以焊縫中心點（接頭中心）為原點、半徑為20mm的范圍,腐蝕時間為10min,腐蝕深度約為0.3mm。電解腐蝕后,將腐蝕區(qū)表面用去離子水清洗。采用μ-X360s型殘余應力分析儀測試V形坡口接頭上表面的焊后殘余應力,以接頭中心為原點,垂直于焊接方向(x軸）每隔10mm取點測試。

2. 有限元模擬

2.1 網(wǎng)格劃分和力學邊界條件

采用ABAQUS軟件建立與實際接頭尺寸相同的有限元模型并劃分網(wǎng)格,以V形坡口接頭為例,有限元網(wǎng)格模型與力學邊界條件如圖2所示。UX,UY,UZ為零表示在x、y、z方向上位移被約束。為了兼顧計算精度和效率,網(wǎng)格劃分采用疏密過渡形式,溫度較高、應力梯度較大的焊縫區(qū)網(wǎng)格劃分較密,兩側(cè)熱影響區(qū)次之,其余區(qū)域較疏,具體單元網(wǎng)格尺寸為焊縫區(qū)1mm,熱影響區(qū)2mm,遠離焊縫區(qū)4mm,采用不同灰度表示4道焊。

圖 2V形坡口接頭的有限元網(wǎng)格模型和力學邊界條件

Figure 2.Finite element mesh model and mechanical boundary conditions of V-groove joint

2.2 材料熱物性參數(shù)

焊接過程分析屬于典型的非線性瞬態(tài)分析,在材料屬性設置中需要輸入不同溫度下的材料熱物性參數(shù)。根據(jù)文獻[6-7]和SYSWELD軟件材料庫,確定了Q390和Q690鋼的熱物性參數(shù)。為提高計算速度,ER76-1焊絲（與Q690鋼近似等強匹配）與Q690鋼的熱物理參數(shù)設置相同。

2.3 焊接熱源模型

基于雙橢球局部坐標系,采用單獨定義熱輸入的三維雙橢球體熱源模型[8],熱源移動方向為z軸方向,橢球內(nèi)部熱流密度分布函數(shù)如下：

式中：q1（x,y,z）,q2（x,y,z）分別為橢球前后半部分內(nèi)部熱流密度分布函數(shù)；x,y,z分別為距熱源中心熔寬方向,熔深方向,焊接方向上的距離；f2,f2分別為熱流密度在前后半橢球體的分配系數(shù),分別取0.6和1.4；Q為有效熱輸入；a1,a2分別為前后半橢球體的長度；b為半熔寬；c為熔深；η為電弧熱效率,取0.85；U為焊接電壓；I為焊接電流。

根據(jù)文獻[8],將焊縫橫截面尺寸作為確定不同焊層形狀參數(shù)的依據(jù)。3種坡口接頭焊縫1~4焊層的a1均為5mm,a2均為8mm,b依次為5,10,12,14mm,c依次為4,6,7,8mm。此外,接頭表面與周圍介質(zhì)的熱交換方式為對流和輻射,設置對流換熱系數(shù)和輻射發(fā)射率分別為15,0.85W·（m2·K）-1,斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)為5.67×10−8W·m−2·K4,絕對零度為−273.16℃[9]。根據(jù)高強鋼熔點,設置固相線和液相線溫度分別為1450,1500℃,熔化潛熱為270kJ·kg−1。

3. 結果與討論

3.1 焊接溫度場

由圖3可見：在四層四道焊接模擬過程中,3種坡口形式下熔池的峰值溫度均在2000℃左右,其中,K形坡口接頭的峰值溫度最高（2093℃）,V形坡口接頭次之（2058℃）,X形坡口接頭最?。?978℃）。這是因為K形坡口接頭焊接熱輸入最大,而X形坡口接頭焊接熱輸入最小,模擬結果與文獻[10]試驗結果基本吻合。

圖 3模擬得到V形、X形、K形坡口接頭截面的溫度分布

Figure 3.Temperature distribution of cross sections of V-groove (a), X-groove (b) and K-groove (c) joint obtained by simulation

3.2 熱循環(huán)曲線

模擬取點與試驗保持一致。由圖4可見：不同坡口形式下模擬和試驗獲得的熱循環(huán)曲線整體趨勢相近；模擬得到的峰值溫度高于試驗值,這主要是因為試驗值受熱電偶接觸面積的影響,而模擬值僅為提取的節(jié)點溫度；模擬和試驗所得瞬時溫度的相對誤差均在15%以內(nèi),表明有限元熱源模型較準確；在第一道次焊接過程中出現(xiàn)的峰值溫度由高到低依次為K形、X形、V形坡口,這是因為不同坡口形式下焊接熱源距測試點距離不同。

圖 4第一道次焊接過程中不同坡口形式下接頭截面的熱循環(huán)曲線模擬結果與試驗結果

Figure 4.Simulation results and test results of thermal cycle curves of joint section under different groove forms during first welding process

3.3 等效應力

將焊縫界面溫度分布模擬結果載入ABAQUS軟件模擬等效應力分布,由圖5可見：3種坡口形式下焊縫截面的等效應力均呈不對稱分布,Q390鋼與焊縫的熔合線處存在較大的應力梯度,而Q690鋼母材與焊縫的熔合線處應力梯度較小。這主要是因為ER76-1焊絲與Q690低合金鋼近似等強匹配,而與Q390低合金鋼強度相差較大,加之兩側(cè)母材熱物性參數(shù)的差異,在冷卻過程中焊縫兩側(cè)冷卻收縮不匹配,故產(chǎn)生了不同的應力梯度。此外,不同坡口形式下焊縫截面均存在等效應力高于690MPa的高應力區(qū),這是因為在四層四道焊接過程中,焊縫被反復加熱和冷卻產(chǎn)生塑性變形,導致加工硬化。計算得到K形、V形、X形坡口接頭的高應力區(qū)面積分別為278,255,211mm2。

圖 5不同坡口形式下接頭截面的等效應力分布

Figure 5.Equivalent stress distribution of joint section under different groove forms

3.4 縱向和橫向殘余應力

提取接頭上表面中心垂直于焊接方向上各節(jié)點的殘余應力值,與試驗值進行對比分析。由圖6可見：V形坡口接頭殘余應力的試驗值和模擬值分布趨勢大體相同,在焊縫處試驗值小于模擬值,這可能是因為表面電解腐蝕一定程度上釋放了部分殘余應力。焊縫中產(chǎn)生了高于屈服強度的縱向殘余拉應力,而在焊縫兩側(cè)熔合區(qū)迅速轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?高縱向殘余拉應力主要是焊縫金屬在冷卻過程中受母材縱向強約束作用以及在熱循環(huán)過程中發(fā)生了加工硬化所導致的；兩側(cè)近熔合線熱影響區(qū)的縱向殘余拉應力均高達400MPa,高于母材的屈服強度,這可能會導致兩側(cè)發(fā)生局部變形；此外,Q390與Q690低合金鋼板側(cè)的縱向殘余拉應力分布范圍不同,Q390低合金鋼板側(cè)分布在距焊縫中心20mm內(nèi),Q690低合金鋼板側(cè)分布在距焊縫中心14mm內(nèi)。這是因為材料焊后的殘余應力分布受到屈服溫度（屈服強度與熱膨脹系數(shù)和彈性模量乘積之比[11-12]）影響,屈服溫度越高說明材料冷卻過程中產(chǎn)生殘余拉應力所需要的溫度越高,冷卻完成后產(chǎn)生的殘余拉應力分布范圍越小。計算可得Q690低合金鋼的屈服溫度約為Q390低合金鋼的1.5倍,因此殘余拉應力分布范圍較小[13]。

圖 6V形坡口接頭上表面中心垂直于焊接方向的縱向和橫向殘余應力分布

Figure 6.Longitudinal (a) and transverse (b) residual stress distribution on upper surface center perpendicular to weld of V-groove joint

V形坡口接頭的橫向殘余應力整體呈雙駝峰形分布,焊縫區(qū)應力急劇降低,至焊縫中心處接近0,峰值出現(xiàn)在焊縫兩側(cè)熔合區(qū),橫向殘余應力峰值是由冷卻過程中的橫向收縮所致。相較于Q690低合金鋼板側(cè),Q390低合金鋼板側(cè)峰值應力更低,這是因為此側(cè)熔合區(qū)的溫度梯度更大,在冷卻過程中受擠壓作用更強,而且Q390低合金鋼的屈服強度更低,故橫向殘余應力峰值較低[14]。橫向殘余應力均小于相應位置的縱向殘余應力,這主要是因為有限元模型中的邊界條件為無拘束條件,所以模擬時接頭在冷卻過程中的橫向收縮要小于縱向收縮,橫向殘余應力也小于縱向殘余應力[15]。

由圖7可見,模擬得到K形和X形坡口接頭上表面中心垂直于焊接方向的縱向殘余應力也呈“幾”字形分布,焊縫殘余拉應力峰值均為800MPa左右。綜合圖6可知,V形與K形坡口接頭殘余拉應力分布范圍大于X形坡口。V形與K形坡口接頭的橫向殘余應力峰值較大（302MPa左右）,X形坡口接頭較小（229MPa）,這是冷卻過程中不同坡口形式下的橫向收縮不同所導致的,由于V與K形坡口開口面積較大,冷卻完成后填充的液態(tài)焊縫金屬在焊縫熔合線處會產(chǎn)生較大的峰值應力；K形和V形坡口接頭的橫向殘余拉應力分布范圍也明顯大于X形坡口接頭。

圖 7V形、K形和X形坡口接頭上表面中心垂直于焊接方向的縱向和橫向殘余應力分布

Figure 7.Longitudinal (a) and transverse (b) residual stress distribution on upper surface center perpendicular to weld of V-groove, K-groove and X-groove joint

4. 結論

（1）有限元模擬得到3種坡口形式下Q390/Q690異種低合金鋼接頭焊縫區(qū)峰值溫度均在2000℃左右,其中,K形坡口接頭的峰值溫度最高,V形坡口接頭次之,X形坡口接頭最小；模擬和試驗所得熱循環(huán)曲線趨勢相近,瞬時溫度的相對誤差均在15%以內(nèi),證明模型準確。

（2）K形、V形和X形坡口接頭焊縫均存在等效應力高于690MPa的高應力區(qū),高應力區(qū)面積依次降低,分別為278,255,211mm2。

（3）模擬和試驗所得V形坡口接頭殘余應力分布趨勢大體相同。3種坡口接頭的縱向殘余應力呈“幾”字形分布,焊縫出現(xiàn)縱向殘余拉應力峰值,并在兩側(cè)熔合區(qū)迅速轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯Γ粰M向殘余應力呈雙駝峰形分布,峰值出現(xiàn)在兩側(cè)熔合區(qū),焊縫區(qū)應力急劇減小至中心處接近0。V形與K形坡口接頭縱向殘余拉應力分布范圍大于X形坡口,橫向殘余拉應力峰值和分布范圍均大于X形坡口。

文章來源——材料與測試網(wǎng)