劉鑫，陳華，饒銀輝，劉博

摘要：采用ABAQUS模擬并分析6 mm厚T型接頭雙絲MAG焊的焊接溫度場、焊后殘余應(yīng)力、焊接面外變形。約束條件分為兩種：方案一，不對底板進行固定，焊接自由變形;方案二，焊接時對底板進行固定，冷卻后解除固定。結(jié)果顯示：在相同的熱源下，兩種方案的焊接溫度場保持一致;方案一的角變形量較大，最大變形量約為1 mm，焊縫熱影響區(qū)底板變形量約為0.2 mm，最大殘余應(yīng)力位于焊縫中心，約235 MPa;方案二的最大變形處位于焊縫中心，但面積較小，可忽略不計，故最大變形量位于底板焊縫熱影響區(qū)附近，約0.3 mm，焊縫中心的最大殘余應(yīng)力約為180 MPa。由此可見，在T型接頭焊接時，將底板進行固定，冷卻后解除釋放，可以降低焊接殘余應(yīng)力和焊接面外變形量。

關(guān)鍵詞：ABAQUS;溫度場;焊接殘余應(yīng)力;焊接面外變形

中圖分類號：TG404? ? ? 文獻標志碼：A? ? ? ? ?文章編號：1001-2003（2021）10-0078-09

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.10.14

0? ? 前言

近年來，數(shù)值模擬技術(shù)在各種焊接過程中的能量傳遞、組織相變、應(yīng)力應(yīng)變、焊接缺陷以及焊縫接頭力學(xué)性能分析中均有應(yīng)用[1]。雙絲MAG焊是薄板高效化焊接的一種主要方式，在同一個熔池和氣體保護下同時使用2個電極進行焊接，可以有效提高焊接效率、減小焊接殘余應(yīng)力及變形，提高焊縫表面質(zhì)量[2]。在T型接頭的焊接中，雖然同等焊腳尺寸下雙絲MAG焊熱輸入量相對較小，但底板焊接角變形依然存在[3]。文中采用ABAQUS軟件對薄板T型接頭雙絲MAG焊進行有限元分析，觀察及分析殘余應(yīng)力及變形集中的位置，提出合理的解決方案。

1 有限元分析準備

1.1 焊接材料

試驗?zāi)覆倪x用Q235鋼，其底板尺寸為240 mm×

60 mm×6 mm，腹板尺寸為240 mm×30 mm×6 mm，以填角焊縫的形式研究T型接頭的溫度場、焊接殘余應(yīng)力及焊接面外變形。因此在進行有限元建模時應(yīng)當將焊縫余高畫出，如圖1所示。

設(shè)置低碳鋼的物理性能。絕對零度為-273.15 ℃時，波爾茲曼常數(shù)為5.67E-8、固相線溫度1 470 ℃、液相線溫度1 538 ℃、母材熔點溫度為1 450 ℃、工件密度7 800 kg/m3、相變潛熱為273 790 J/kg、比熱容為500 J/ （kg·℃）、泊松比0.3、室溫20 ℃，其他參數(shù)如表1所示。

1.2 焊接熱源

有限元分析試驗選擇雙橢球熱源模型，采用雙絲MAG焊對碳鋼進行雙電源雙面單道同時焊接，根據(jù)焊腳大小和焊縫截面積尺寸設(shè)置熱源尺寸，如圖2所示。共4根焊絲，兩兩相對，同一側(cè)兩焊絲對準T型接頭根部中心，間距7 mm，焊接熱源為統(tǒng)一的熱輸入量，詳細參數(shù)如表2所示。

1.3 有限元模型的建立

有限元分析的網(wǎng)格數(shù)量越多，ABAQUS運算的效率越低，在焊接熱源加載過程中，焊縫區(qū)和焊縫熱影響區(qū)的網(wǎng)格單元活動最為劇烈，遠離焊縫區(qū)的網(wǎng)格單元比較平穩(wěn)[4]。因此在網(wǎng)格劃分時，采用過渡式均勻網(wǎng)格劃分法，即在焊縫區(qū)及熱影響區(qū)的網(wǎng)格劃分密集，之外的區(qū)域經(jīng)過一次網(wǎng)格過渡，減小網(wǎng)格密度[5]。網(wǎng)格總數(shù)量為9 680，網(wǎng)格類型為8節(jié)點六面體單元C3D8RT（溫度-位移耦合減縮積分），如圖3所示。

1.4 邊界條件的設(shè)置

焊接有限元分析在整個試驗過程中施加一個對試驗結(jié)果影響微小的固定面，將整塊試板固定在一處，此固定面選擇在縱骨焊接的腹板頂部，在整個焊接過程中此固定面始終施加，保證有限元計算的正常進行，如圖4所示。

雙絲MAG焊的實際焊接過程中，焊接底板利用磁吸裝置固定，在焊接結(jié)束后進行釋放。為盡可能地模擬現(xiàn)場實際情況，本次有限元分析試驗將底板兩側(cè)的固定狀態(tài)進行兩組試驗：方案一——底板兩側(cè)不固定直接焊接，底板自由變形;方案二——底板兩側(cè)固定（與現(xiàn)場實際焊接相符），待焊接結(jié)束冷卻后釋放，如圖5所示。

1.5 焊接分析步設(shè)置

焊接熱循環(huán)過程包括加熱和冷卻兩個過程，其中加熱步的時間為9.6 s，為了保證焊件在焊后有充分的時間冷卻到室溫，將冷卻步的時間極限增加至7 000 s，焊縫冷卻時沒有任何的熱輸入，詳細參數(shù)如表3所示。

2 有限元分析結(jié)果與分析

2.1 焊接溫度場過程分析

焊接方式采用雙絲MAG焊，兩種方案的焊接熱源相同，因此焊接熱循環(huán)一致。焊縫溫度場變化分布如圖6所示，4根焊絲同時起弧，前期熱源施加到焊件上，焊件溫度不斷升高;中期焊接處的溫度逐漸升高，熔池出現(xiàn)，形成4種熔池同時焊接的狀態(tài);后期相互平行的兩個焊接熔池相互交匯，形成最終的熔池形狀，此過程持續(xù)時間約0.5 s，之后的焊接過程在最終的熔池狀態(tài)下結(jié)束（9.6 s后），焊件進入冷卻狀態(tài)，此時焊件溫度快速降低，直到完全冷卻至室溫狀態(tài)，從而完成整個焊接的熱循環(huán)過程，圖中灰色部分為熔池，溫度高于鋼材熔點（鋼材的最高熔點溫度為1 538 ℃）。

由于焊接時采用同一焊接熱輸入量，兩側(cè)焊縫的焊接及冷卻過程一致，故僅對右側(cè)焊縫進行焊接溫度場分析。焊接熱循環(huán)曲線選擇位置如圖7所示，橙色箭頭表示焊縫中心特征點的選擇位置，其中起弧與收弧區(qū)的特征點間隔3 mm，共10個特征點，其余部分間隔36 mm，分為5個特征點，特征點沿著箭頭方向依次為NT11-A0至NT11-O0;黑色箭頭表示底板位置距離焊縫3 mm的特征點選擇位置，依次為NT11-A11至NT11-O11;青色箭頭為腹板位置，距離焊縫3 mm的特征點選擇位置，依次為NT11-A12至NT11-O12;沿著板寬方向的路徑（紅色）為從腹板頂部至底板邊沿，此時的焊接時間為4 s。

焊縫中心特征點的焊接熱循環(huán)曲線如圖8所示。由圖可知，兩根焊絲同時焊接時，熔池溫度隨熱源輸入而快速升溫，當溫度上升至2 600～2 700 ℃時，此時第一根焊絲已經(jīng)過所在的特征點，此時特征點的溫度發(fā)生小范圍的降低，待后一根焊絲繼續(xù)對此特征點進行熱量輸入，溫度繼續(xù)升高，最高溫度約為4 100 ℃。此時焊縫區(qū)溫度較高，特征點的散熱速度遠大于熱輸入量，散熱速度快，待溫度降至1 500 ℃左右時，焊縫的散熱速度與熱輸入量相同，焊縫溫度保持不變，時間約為1～1.5 s，之后特征點的溫度逐漸降低至室溫狀態(tài)。

底板與腹板熱影響區(qū)（距離焊縫3 mm）的熱循環(huán)曲線如圖9所示。由圖可知，焊縫熱影響區(qū)位置單獨的特征點溫度變化不受雙熱源的影響，溫度上升至最高溫度時逐漸降低。左側(cè)位置的焊接熱源對右側(cè)底板的溫度變化影響較小，對腹板的溫度變化影響較大，腹板最高溫度約為600 ℃，底板最高溫度約為450 ℃。

焊縫路徑熱循環(huán)曲線如圖10所示。當熱源移動到此位置時（4 s），焊縫溫度驟升，但焊縫區(qū)以外的區(qū)域溫度幾乎不變;待熱源遠離時，焊縫中心溫度降低，焊縫區(qū)以外的溫度逐漸升高，約經(jīng)過3 s，焊縫區(qū)以外的溫度達到最高值約500℃。因此焊接時熱量的傳導(dǎo)具有滯后性。

2.2 焊接殘余應(yīng)力仿真結(jié)果分析

在焊接過程中，焊接殘余應(yīng)力是引起焊件變形、失穩(wěn)和疲勞斷裂的主要原因[6]。焊接時的邊界條件對焊縫殘余應(yīng)力的影響較大。焊件等效殘余應(yīng)力分布如圖11所示。由圖可知，當不對底板進行固定時（方案一），焊縫區(qū)的焊接殘余應(yīng)力應(yīng)力較大，最大應(yīng)力約為235 MPa;當對底板進行固定，冷卻后釋放時，焊縫區(qū)的焊接殘余應(yīng)力降低，最大應(yīng)力約為180 MPa。

焊接殘余應(yīng)力方向性分布云圖如圖12～圖14所示。由圖可知，焊件冷卻結(jié)束后主要受到長度方向的縱向殘余應(yīng)力，方案一焊縫區(qū)的縱向殘余應(yīng)力最大為190～256 MPa，方案二焊縫區(qū)的最大縱向殘余應(yīng)力為150～200 MPa。兩種方案的橫向及厚度方向的殘余應(yīng)力均比較小。焊縫處的橫向殘余應(yīng)力為50 MPa，厚度方向的殘余應(yīng)力為100 MPa，且呈現(xiàn)平面分布狀態(tài)，但橫向殘余應(yīng)力是影響焊件的角變形量的重要因素，因此需要討論焊件在縱向殘余應(yīng)力和橫向殘余應(yīng)力分布。

為研究T型焊縫特定位置的橫向和縱向殘余應(yīng)力分布大小及其規(guī)律，取右側(cè)焊縫中心和沿著板寬方向垂直于焊縫中心（距離焊接起點120 mm）兩條路徑，其中焊縫中心為路徑1，垂直焊縫中心線為路徑2，如圖15所示。

路徑1的殘余應(yīng)力分布如圖16所示。由圖可知，焊縫沿著路徑1方向上，兩種方案的焊縫橫向殘余應(yīng)力均表現(xiàn)為中間受拉應(yīng)力，兩端受壓應(yīng)力。方案一焊縫有一定的穩(wěn)定區(qū)，而方案二的焊縫中心殘余應(yīng)力分布表現(xiàn)為波浪形變化，整體殘余應(yīng)力較小。

路徑2的殘余應(yīng)力分布如圖17所示。由圖可知，方案一的縱向殘余應(yīng)力表現(xiàn)為中間受拉應(yīng)力，兩端受到壓應(yīng)力，最大殘余應(yīng)力位于焊縫中心;方案二的縱向殘余應(yīng)力以底板熱影響區(qū)為中心，此處受到壓應(yīng)力，兩端受到拉應(yīng)力，最大殘余應(yīng)力位于焊縫區(qū)以外的腹板處。

由圖16、圖17可知，橫向殘余應(yīng)力和縱向殘余應(yīng)力是焊件產(chǎn)生焊接變形的重要因素。對焊件底板進行固定，冷卻一段時間后釋放，可以有效降低焊縫處的焊接殘余應(yīng)力。

2.3 焊接面外變形結(jié)果分析

在焊接過程中，熱源對焊件進行局部、不均勻的加熱也是產(chǎn)生焊接變形的重要因素。焊接變形嚴重影響到后續(xù)結(jié)構(gòu)間的裝配和疲勞壽命，甚至?xí)?dǎo)致焊件結(jié)構(gòu)的損壞[6]。

焊接面外變形有限元分析云圖如圖18所示。由圖可知，方案一的焊件底板向上產(chǎn)生了變形，底板寬度邊緣有較大的變形量，沿著焊接方向變形量逐漸增加，收弧處的最大變形量約為1.027 mm;方案二的最大變形位置處于焊縫中心，但所占面積較小，可忽略不計，最大變形量處于底板熱影響區(qū)附近，約為0.3 mm。

為了進一步了解焊件的焊接面外變形量，沿著板寬方向選擇路徑2（垂直于焊縫方向，距離焊接起點120 mm），觀察沿著板寬方向的焊件等效變形量，如圖19所示。方案一沿著板寬方向焊件產(chǎn)生的最大等效位移在底板寬度邊緣，最大等效位移約為0.8 mm，熱影響區(qū)的底板最大位移約為0.2 mm。方案二產(chǎn)生的最大等效位移位于焊縫中心，最大位移量約為0.45 mm，熱影響區(qū)的底板最大位移量為0.3 mm。焊接變形與焊接殘余應(yīng)力是一個相反的變量，在焊縫熱影響區(qū)，焊接變形量方案一小于方案二，這也是方案一焊縫處的焊接殘余應(yīng)力較大的主要原因。

因此在焊接時對底板進行固定，冷卻后釋放，可以有效降低焊接面外變形量和和焊接殘余應(yīng)力，針對方案二熱影響區(qū)產(chǎn)生的角變形量，可通過在剛性固定的基礎(chǔ)上對底板進行一定量的反變形，有效防止焊接面外變形。

3 結(jié)論

文中開展了焊接底板不同的邊界條件下的Q235鋼板T型接頭雙絲MAG焊焊接有限元分析，通過分析焊接過程中的溫度場、焊后殘余應(yīng)力及焊接面外變形得出以下結(jié)論：

（1）由于焊接熱源參數(shù)相同，因此兩種方案焊接時的熔池尺寸、最高溫度及冷卻過程中的板材溫度變化一致。

（2）在殘余應(yīng)力方面，自由條件下的焊縫等效殘余應(yīng)力約為 235 MPa，縱向殘余應(yīng)力為190～256 MPa;底板端部先約束后釋放條件下焊縫等效殘余應(yīng)力約為180 MPa，縱向殘余應(yīng)力為150～200 MPa;兩者橫向殘余應(yīng)力在50 MPa左右，厚度方向的殘余應(yīng)力為100 MPa，均比較小，且呈現(xiàn)平面分布狀態(tài)，

（3）在殘余變形方面，自由條件下的焊件雖然底板處整體變形量較大約為1 mm，但其底板熱影響區(qū)位置的變形量僅有0.2 mm;底板端部先約束后釋放條件下的整體變形量較小，但底板處熱影響區(qū)位置的變形量為0.3 mm。

（4）T型接頭雙絲MAG焊接時，將底板進行固定，冷卻一段時間后解除固定可以有效地降低焊縫殘余應(yīng)力及焊接面外變形量。

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