鄭 喬

(寶山鋼鐵股份有限公司中央研究院,上海 201999)

1 概述

隨著國家碳達(dá)峰、碳中和發(fā)展戰(zhàn)略的提出,大型重載裝備的輕量化設(shè)計(jì)要求越來越高,對其關(guān)鍵承載部件應(yīng)用超高強(qiáng)鋼制造可以有效減輕結(jié)構(gòu)重量,進(jìn)而顯著降低設(shè)備的運(yùn)行能耗,達(dá)到節(jié)能減排的目的[1]。工程機(jī)械的生產(chǎn)制造離不開焊接過程,而超高強(qiáng)鋼在焊接之后接頭的性能會發(fā)生軟化及脆化現(xiàn)象[2]。但事實(shí)上,除了性能退化問題之外,殘余應(yīng)力的預(yù)測和控制對超高強(qiáng)鋼的焊接來說也非常重要,接頭內(nèi)部過大的殘余應(yīng)力會顯著降低接頭的疲勞性能。因此,準(zhǔn)確預(yù)測超高強(qiáng)鋼焊接接頭殘余應(yīng)力,有利于靈活布置焊接接頭,優(yōu)化焊接結(jié)構(gòu)件,提高結(jié)構(gòu)件的服役壽命。但目前關(guān)于超高強(qiáng)鋼焊接殘余應(yīng)力的研究報(bào)道較少。Sun[3]以S355高強(qiáng)鋼為例,詳細(xì)考慮了固態(tài)相變、加工硬化對焊接殘余應(yīng)力的影響,結(jié)果表明,單獨(dú)考慮固態(tài)相變比加工硬化的預(yù)測準(zhǔn)確性高,而同時(shí)考慮固態(tài)相變和加工硬化與試驗(yàn)結(jié)果更加吻合。

本文以Q960超高強(qiáng)鋼為研究對象,采用模擬與試驗(yàn)相結(jié)合的手段,來研究Q960鋼多道焊接接頭的殘余應(yīng)力分布特征?；谟邢拊浖?開發(fā)了“熱—冶金—力學(xué)”有限元模型?；谒_發(fā)的模型,計(jì)算多道重熔焊接接頭的殘余應(yīng)力分布。同時(shí),利用盲孔法測量穩(wěn)定區(qū)域的殘余應(yīng)力分布,并與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。此外,針對單道焊接頭,還研究了固態(tài)相變對于焊接殘余應(yīng)力的分布以及大小的影響。

2 焊接試驗(yàn)

本試驗(yàn)采用的Q960超高強(qiáng)鋼供貨狀態(tài)為熱連軋橫切板+熱處理,金相組織為回火馬氏體,如圖1所示。焊接試件的尺寸為300 mm×200 mm×8 mm。焊前需要打磨試樣表面的鐵銹,同時(shí),采用酒精清洗表面油漬。焊接時(shí),利用非熔化極惰性氣體保護(hù)焊(TIG)進(jìn)行單道、兩道以及四道重熔試驗(yàn),詳細(xì)的焊接工藝參數(shù)見表1。焊接完成后,采用盲孔法測量試樣表面焊接殘余應(yīng)力分布,其中,應(yīng)變片的布置如圖2所示。

Fig.1 Q960的顯微組織

圖2 Q960超高強(qiáng)鋼單道焊應(yīng)變片布置

表1 焊接工藝參數(shù)

3 有限元數(shù)值模擬

本研究建立“熱—冶金—力學(xué)”有限元模型,進(jìn)行溫度場、組織以及應(yīng)力場的計(jì)算,其中,詳細(xì)的計(jì)算流程如圖3所示。需要注意的是,圖中的虛線表示計(jì)算過程中未考慮力學(xué)計(jì)算對溫度場—組織的影響。

圖3 熱—冶金—力學(xué)耦合關(guān)系示意圖

3.1 有限元模型

本研究采用“熱—冶金—力學(xué)”耦合的有限元模型,模擬焊接過程中的溫度場、組織含量以及殘余應(yīng)力分布。其中,三維有限元模型與實(shí)際焊接件的尺寸保持一致,為300 mm×200 mm×8 mm。模型中的單元總數(shù)為101 000,節(jié)點(diǎn)總數(shù)為112 014。數(shù)值計(jì)算時(shí),為了平衡計(jì)算精度和效率,細(xì)化焊縫及熱影響區(qū)附近的單元,最小單元尺寸為2 mm×0.5 mm×0.5 mm。為了防止模擬過程中有限元模型發(fā)生剛體位移,在三維有限元模型下表面的位置,采用三節(jié)點(diǎn)六自由度的拘束方式,如圖4所示。

圖4 三維有限元模型

3.2 熱源模型

計(jì)算溫度場時(shí),采用有限元軟件中提供的雙橢球移動熱源模型來模擬焊接過程中的熔池形態(tài)。移動熱源模型的前后1/4橢球的熱流密度如式(1)、(2):

(1)

(2)

式中:Qf,Qr分別為前、后1/4橢球熱輸入 (Qf/Qr=1.2);af,ar,b,c分別為雙橢球熱源模型的形狀參數(shù)(af/ar=0.6)。

Q960超高強(qiáng)鋼利用擺動TIG重熔的方式獲得焊接接頭,利用軟件自帶的熱源模型無法獲得與實(shí)際情況相符合的熔池形貌,因此,需要對熱源模型進(jìn)行修正。修正后的擺動移動熱源模型和熱源熱流密度分布如圖5[4]所示。本研究將三個(gè)并排放置的雙橢球熱源定義為一個(gè)擺動熱源,中心熱源的相對坐標(biāo)系設(shè)定為(xi,yi,zi),熱源在左右擺動過程中的相對坐標(biāo)系設(shè)定為(xi-x0,yi,zi),(xi+x0,yi,zi),其中,x0為焊接過程中焊槍左右擺動的距離,3個(gè)熱源的能量分配系數(shù)分別為η1,η2,η3,并且三者之和為1。

圖5 雙橢球熱源模型和擺動熱源熱流密度分布

3.3 溫度場計(jì)算

焊接是局部快速加熱冷卻的過程,因此,在焊接過程中,熱量會在工件中傳導(dǎo),也會與周圍的環(huán)境進(jìn)行熱量的交換。為了模擬實(shí)際焊接過程中電弧產(chǎn)生的熱量在工件中的傳導(dǎo),其控制方程如式(3):

(3)

式中:ρ為材料的密度;cp為比熱容;T為溫度;t為時(shí)間;?為拉普拉斯算子;qarc為焊接熱源熱流密度。

焊接件通過對流的方式與環(huán)境交換熱量遵循Newton定律式(4):

qa=-ha(Ts-Ta)

(4)

式中:qa為焊接件與環(huán)境之間的熱量交換;ha(25W·m-2·K-1)為對流交換系數(shù);Ts為焊接件表面溫度;Ta為環(huán)境溫度。

焊接件通過輻射所損失的熱量可按照如式(5)控制方程計(jì)算:

qh=-εσ[(Ts+273)4-(Ta+273)4]

(5)

式中:ε為熱輻射系數(shù)(計(jì)算中取值為0.8);σ(5.67×10-8W·m-2·K-4)為Stefan-Boltzmanm常數(shù)。

3.4 組織計(jì)算

在焊接熱循環(huán)的作用下,Q960超高強(qiáng)鋼焊縫及熱影響區(qū)的組織由奧氏體轉(zhuǎn)變成貝氏體和馬氏體組織。數(shù)值模擬時(shí),奧氏體轉(zhuǎn)變成貝氏體的過程,主要通過式(6)Johnson-Mehl-Avrami方程表述:

θ=θeq[1-exp(-ktn)]

(6)

式中:θeq為平衡狀態(tài)下相的體積分?jǐn)?shù);k為活化率,與溫度密切相關(guān);n為Avrami指數(shù),與相變類型有關(guān)。

奧氏體轉(zhuǎn)變成馬氏體的過程為非擴(kuò)散型相變過程,可以通過式(7)Koistinen-Marburger方程表示:

θ=1-exp[-b(Ms-T)] (Ms≥T)

(7)

式中:b為馬氏體轉(zhuǎn)變速率,是與材料相關(guān)的常數(shù);Ms為馬氏體開始轉(zhuǎn)變溫度。

3.5 應(yīng)力計(jì)算

材料的總應(yīng)變包括彈性應(yīng)變、熱應(yīng)變、塑性應(yīng)變、相變塑性應(yīng)變和蠕變應(yīng)變。計(jì)算時(shí),彈性行為遵守各向同性Hooke定律,屈服準(zhǔn)則服從Von Mises準(zhǔn)則。由于超高強(qiáng)鋼加工硬化不顯著,本文采用的計(jì)算模型為理想彈塑性模型。但是,Q960超高強(qiáng)鋼焊后會發(fā)生貝氏體和馬氏體相變,因此,必須要考慮相變塑性應(yīng)變的影響。而焊接過程中,材料在高溫的停留時(shí)間較短,可以忽略蠕變應(yīng)變帶來的影響。數(shù)值模擬時(shí),應(yīng)力場計(jì)算的應(yīng)變增量表示如式(8):

Δεtotal=Δεe+Δεth+Δεpc+Δεtp

(8)

式中:Δεe為彈性應(yīng)變增量;Δεpc為塑性應(yīng)變增量;Δεth為熱應(yīng)變增量;Δεtp為相變塑性應(yīng)變增量。

4 結(jié)果與討論

4.1 有限元模型的驗(yàn)證

焊接過程中,擺動熱源的移動,以及焊接件上瞬時(shí)狀態(tài)的溫度分布,見圖6。其中,定義溫度高于1 450 ℃的區(qū)域?yàn)槿鄢?730～1 450 ℃的區(qū)域?yàn)闊嵊绊憛^(qū),低于730 ℃的區(qū)域?yàn)槟覆?。圖7為焊縫截面峰值溫度分布與實(shí)際焊接接頭的對比。由圖7可知,數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際焊接接頭熔池形貌吻合良好,驗(yàn)證了有限元模型溫度場計(jì)算的準(zhǔn)確性。

圖6 焊接過程瞬時(shí)溫度分布

圖7 焊縫截面峰值溫度分布

為了研究應(yīng)力場計(jì)算的準(zhǔn)確性,沿著圖4中的直線L1,測量焊接試樣上表面的殘余應(yīng)力分布。其中,圖8為單道重熔殘余應(yīng)力分布的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值的對比。由圖8可知,利用所開發(fā)的熱—冶金—力學(xué)有限元模型,能夠有效預(yù)測Q960超高強(qiáng)焊接殘余應(yīng)力的分布。值得注意的是,試驗(yàn)值與數(shù)值模擬結(jié)果存在一定的差異,主要原因是Q960數(shù)值模擬的熱物理性能參數(shù)測量比較昂貴,本文所用的是普通高強(qiáng)鋼的熱物理性能參數(shù),因此計(jì)算時(shí)相的比例存在一定誤差,進(jìn)而影響模擬結(jié)果。此外,殘余應(yīng)力測量時(shí),試驗(yàn)者和設(shè)備本身都可能會造成一定的試驗(yàn)誤差。

圖8 沿L1上縱向和橫向殘余應(yīng)力分布

4.2 焊接殘余應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果

圖9為不考慮固態(tài)相變時(shí)縱向和橫向的殘余應(yīng)力分布。由圖9(a)可知,不考慮固態(tài)相變,焊縫及熱影響區(qū)域存在著較大的縱向拉伸殘余應(yīng)力,峰值達(dá)到1 000 MPa。而橫向殘余應(yīng)力的數(shù)值相對較小,只有300 MPa。但是,中央截面上橫向殘余應(yīng)力沿板厚方向上呈現(xiàn)“壓—拉—壓—拉”的分布,見圖9(b)。圖10(a)、(b)分別為考慮固態(tài)相變時(shí)縱向和橫向的殘余應(yīng)力分布。由圖10(a)所示,考慮固態(tài)相變時(shí),焊縫及熱影響區(qū)的縱向殘余應(yīng)力較低,只有300 MPa。而拉伸殘余應(yīng)力峰值出現(xiàn)在熔池底部的熱影響區(qū),峰值達(dá)到1 000 MPa。由圖10(b)可知,中央截面上的橫向殘余應(yīng)力峰值區(qū)域位于熔池底部的熱影響區(qū),且整個(gè)截面上的橫向殘余應(yīng)力沿板厚方向上呈現(xiàn)“拉—壓—拉—壓”。

圖9 不考慮固態(tài)相變時(shí)縱向和橫向殘余應(yīng)力分布

圖10 考慮固態(tài)相變時(shí)縱向和橫向殘余應(yīng)力分布

對比圖9(a)和圖10(a)可知,考慮固態(tài)相變能夠顯著降低焊縫中縱向拉伸殘余應(yīng)力的大小,但不能改變殘余應(yīng)力的正負(fù)號[5]。比較圖9(b)和圖10(b)可知,考慮固態(tài)相變,不但能改變橫截面上橫向殘余應(yīng)力的分布,還能使橫向殘余應(yīng)力的峰值大小發(fā)生變化。在工程上,預(yù)測焊接接頭或者結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力時(shí),不考慮固態(tài)相變的影響所得到的殘余應(yīng)力值,具有一定的指導(dǎo)意義,但是整體結(jié)果偏保守。

圖11(a)、(c)分別為兩道和四道焊接縱向殘余應(yīng)力分布。由圖11可知,高應(yīng)力區(qū)域位于焊縫底部的熱影響區(qū),而焊縫中心應(yīng)力數(shù)值相對比較小。隨著焊道數(shù)的增加,前面焊道形成的殘余應(yīng)力會發(fā)生重新分布,主要表現(xiàn)為最后一道焊側(cè),平行于焊縫的端部位置的壓應(yīng)力逐漸增大。值得注意的是,焊縫中心的最大殘余應(yīng)力出現(xiàn)在第一道焊的焊縫中。圖11(b)、(d)分別為兩道和四道焊接橫向殘余應(yīng)力分布,其中,最后一道焊縫中心的橫向殘余應(yīng)力峰值最大,達(dá)到160 MPa。單道重熔時(shí),見圖10(b),中央截面的應(yīng)力沿板厚方向上呈現(xiàn)出“拉—壓—拉—壓”;但是隨著焊道數(shù)的增加,最后一道焊的橫向殘余應(yīng)力沿板厚方向上分布為“拉—壓—拉”。需要注意的是,由于幾何端部效應(yīng)的影響,在焊道的起始和結(jié)束位置存在著較大的橫向壓縮殘余應(yīng)力,達(dá)到-400 MPa。

圖11 兩道和四道焊的殘余應(yīng)力分布

圖12(a)和圖12(c)分別為兩道和四道焊中央截面上表面縱向殘余應(yīng)力分布,由圖可知,縱向殘余應(yīng)力在熱影響區(qū)位置出現(xiàn)局部拉應(yīng)力峰值,而焊縫中心縱向殘余應(yīng)力顯著下降,且焊縫中心的縱向殘余應(yīng)力峰值均為第一道焊縫中。圖12(b)、(d)分別為兩道和四道焊中央截面上表面橫向殘余應(yīng)力分布,由圖可知,焊縫中心的橫向殘余應(yīng)力呈“階梯上升趨勢”,且在熱影響區(qū)位置出現(xiàn)局部壓應(yīng)力峰值。

圖12 中央截面上表面殘余應(yīng)力分布

5 結(jié)論

(1) Q960超高強(qiáng)鋼單道重熔焊接接頭溫度場、殘余應(yīng)力分布的數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合,說明本文中的數(shù)值模擬方法具有較高的準(zhǔn)確性。

(2) 考慮固態(tài)相變的影響,能夠顯著降低焊縫中縱向拉伸殘余應(yīng)力的大小,但不能改變殘余應(yīng)力數(shù)值的符號;對橫向殘余應(yīng)力而言,不但能改變橫截面上的分布,還使得應(yīng)力峰值大小發(fā)生變化。

(3) 縱向殘余應(yīng)力在熱影響區(qū)出現(xiàn)局部應(yīng)力峰值,而焊縫中心縱向應(yīng)力值顯著下降;焊縫中心的橫向殘余應(yīng)力呈“階梯”趨勢上升,且在熱影響區(qū)位置出現(xiàn)局部壓應(yīng)力峰值。

致謝感謝重慶大學(xué)鄧德安教授對本文研究工作的指導(dǎo)以及對數(shù)值模擬算例的幫助。