0. 引言

低合金高強(qiáng)鋼具有優(yōu)良的強(qiáng)韌性和焊接性,廣泛用于工程結(jié)構(gòu)中。為了滿足不同的服役環(huán)境,提高整體焊接結(jié)構(gòu)的使用性能,經(jīng)常需要將不同強(qiáng)度級(jí)別的異種低合金高強(qiáng)鋼進(jìn)行焊接[1]。焊接結(jié)構(gòu)件中的殘余應(yīng)力是影響其使用性能的重要因素。對(duì)于中厚板焊接,為保證根部焊透,避免焊接缺陷,通常需要開(kāi)坡口；不同形式坡口的存在會(huì)影響焊接接頭的溫度分布和熔池流動(dòng)行為,進(jìn)而在焊接完成后產(chǎn)生不同的殘余應(yīng)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(yīng)力的分布將會(huì)更加復(fù)雜。因此,研究坡口形式對(duì)異種鋼焊接殘余應(yīng)力的影響,可以為選擇坡口形式提供參考,這對(duì)提高異種鋼焊接質(zhì)量具有重大的現(xiàn)實(shí)意義。蔡建鵬等[3]利用ABAQUS軟件開(kāi)發(fā)了一種熱彈塑性有限元法并用于計(jì)算不同坡口形式下Q345/SUS304異種鋼焊接應(yīng)力場(chǎng),結(jié)果表明V形和X形坡口接頭的應(yīng)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(jī)械耦合行為和固態(tài)相變效應(yīng),分析得出坡口形式對(duì)焊接溫度場(chǎng)、殘余應(yīng)力場(chǎng)和焊接變形均具有一定程度的影響。然而,目前相關(guān)領(lǐng)域的研究對(duì)象主要為異種碳鋼與不銹鋼接頭,針對(duì)不同屈服強(qiáng)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(tái)、工程機(jī)械等領(lǐng)域的Q390/Q690異種低合金鋼為研究對(duì)象,選擇了V形、X形和K形3種焊接坡口形式,通過(guò)有限元模擬和試驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方式,研究了坡口形式對(duì)Q390/Q690異種鋼焊接接頭溫度場(chǎng)、等效應(yīng)力場(chǎng)和殘余應(yīng)力分布的影響,以期為異種低合金鋼多層多道焊殘余應(yīng)力的控制和優(yōu)化提供理論參考。

1. 試樣制備與試驗(yàn)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(xué)成分見(jiàn)表1。焊接試樣尺寸均為120mm×200mm×14mm,坡口形狀見(jiàn)圖1,為V形坡口、X形坡口和K形坡口3種,坡口開(kāi)在長(zhǎng)邊上,坡口角度均為60°,根部間隙為1mm,無(wú)鈍邊。采用OTC DP400型焊接設(shè)備對(duì)Q390和Q690低合金鋼板進(jìn)行熔化極活性氣體保護(hù)電?。∕AG）焊接,保護(hù)氣體為80%Ar+20%CO2（體積分?jǐn)?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(duì)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(guò)程中采用S型熱電偶記錄溫度隨時(shí)間的變化曲線（熱循環(huán)曲線）,測(cè)試點(diǎn)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(guò)程中形成氧化層和銹蝕層,因此無(wú)法采用X射線殘余應(yīng)力儀獲得有效殘余應(yīng)力值,需要先對(duì)這些區(qū)域進(jìn)行電化學(xué)腐蝕預(yù)處理。采用MS-605D型電解腐蝕設(shè)備進(jìn)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(diǎn)（接頭中心）為原點(diǎn)、半徑為20mm的范圍,腐蝕時(shí)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(yīng)力分析儀測(cè)試V形坡口接頭上表面的焊后殘余應(yīng)力,以接頭中心為原點(diǎn),垂直于焊接方向(x軸）每隔10mm取點(diǎn)測(cè)試。

2. 有限元模擬

2.1 網(wǎng)格劃分和力學(xué)邊界條件

采用ABAQUS軟件建立與實(shí)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(xué)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(jì)算精度和效率,網(wǎng)格劃分采用疏密過(guò)渡形式,溫度較高、應(yīng)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(yuǎn)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(xué)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(guò)程分析屬于典型的非線性瞬態(tài)分析,在材料屬性設(shè)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(xiàn)[6-7]和SYSWELD軟件材料庫(kù),確定了Q390和Q690鋼的熱物性參數(shù)。為提高計(jì)算速度,ER76-1焊絲（與Q690鋼近似等強(qiáng)匹配）與Q690鋼的熱物理參數(shù)設(shè)置相同。

2.3 焊接熱源模型

基于雙橢球局部坐標(biāo)系,采用單獨(dú)定義熱輸入的三維雙橢球體熱源模型[8],熱源移動(dòng)方向?yàn)?/span>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(zhǎng)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(xiàn)[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?chē)橘|(zhì)的熱交換方式為對(duì)流和輻射,設(shè)置對(duì)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(duì)零度為−273.16℃[9]。根據(jù)高強(qiáng)鋼熔點(diǎn),設(shè)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(jié)果與討論

3.1 焊接溫度場(chǎng)

由圖3可見(jiàn)：在四層四道焊接模擬過(guò)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?yàn)镵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(jié)果與文獻(xiàn)[10]試驗(yàn)結(jié)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(diǎn)與試驗(yàn)保持一致。由圖4可見(jiàn)：不同坡口形式下模擬和試驗(yàn)獲得的熱循環(huán)曲線整體趨勢(shì)相近；模擬得到的峰值溫度高于試驗(yàn)值,這主要是因?yàn)樵囼?yàn)值受熱電偶接觸面積的影響,而模擬值僅為提取的節(jié)點(diǎn)溫度；模擬和試驗(yàn)所得瞬時(shí)溫度的相對(duì)誤差均在15%以?xún)?nèi),表明有限元熱源模型較準(zhǔn)確；在第一道次焊接過(guò)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?yàn)椴煌驴谛问较潞附訜嵩淳鄿y(cè)試點(diǎn)距離不同。

圖 4第一道次焊接過(guò)程中不同坡口形式下接頭截面的熱循環(huán)曲線模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)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(yīng)力

將焊縫界面溫度分布模擬結(jié)果載入ABAQUS軟件模擬等效應(yīng)力分布,由圖5可見(jiàn)：3種坡口形式下焊縫截面的等效應(yīng)力均呈不對(duì)稱(chēng)分布,Q390鋼與焊縫的熔合線處存在較大的應(yīng)力梯度,而Q690鋼母材與焊縫的熔合線處應(yīng)力梯度較小。這主要是因?yàn)镋R76-1焊絲與Q690低合金鋼近似等強(qiáng)匹配,而與Q390低合金鋼強(qiáng)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(guò)程中焊縫兩側(cè)冷卻收縮不匹配,故產(chǎn)生了不同的應(yīng)力梯度。此外,不同坡口形式下焊縫截面均存在等效應(yīng)力高于690MPa的高應(yīng)力區(qū),這是因?yàn)樵谒膶铀牡篮附舆^(guò)程中,焊縫被反復(fù)加熱和冷卻產(chǎn)生塑性變形,導(dǎo)致加工硬化。計(jì)算得到K形、V形、X形坡口接頭的高應(yīng)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(yīng)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(yīng)力

提取接頭上表面中心垂直于焊接方向上各節(jié)點(diǎn)的殘余應(yīng)力值,與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比分析。由圖6可見(jiàn)：V形坡口接頭殘余應(yīng)力的試驗(yàn)值和模擬值分布趨勢(shì)大體相同,在焊縫處試驗(yàn)值小于模擬值,這可能是因?yàn)楸砻骐娊飧g一定程度上釋放了部分殘余應(yīng)力。焊縫中產(chǎn)生了高于屈服強(qiáng)度的縱向殘余拉應(yīng)力,而在焊縫兩側(cè)熔合區(qū)迅速轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力,高縱向殘余拉應(yīng)力主要是焊縫金屬在冷卻過(guò)程中受母材縱向強(qiáng)約束作用以及在熱循環(huán)過(guò)程中發(fā)生了加工硬化所導(dǎo)致的；兩側(cè)近熔合線熱影響區(qū)的縱向殘余拉應(yīng)力均高達(dá)400MPa,高于母材的屈服強(qiáng)度,這可能會(huì)導(dǎo)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(yīng)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?yàn)椴牧虾负蟮臍堄鄳?yīng)力分布受到屈服溫度（屈服強(qiáng)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(shuō)明材料冷卻過(guò)程中產(chǎn)生殘余拉應(yīng)力所需要的溫度越高,冷卻完成后產(chǎn)生的殘余拉應(yīng)力分布范圍越小。計(jì)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(yīng)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(yīng)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(yīng)力整體呈雙駝峰形分布,焊縫區(qū)應(yīng)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(yīng)力峰值是由冷卻過(guò)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(yīng)力更低,這是因?yàn)榇藗?cè)熔合區(qū)的溫度梯度更大,在冷卻過(guò)程中受擠壓作用更強(qiáng),而且Q390低合金鋼的屈服強(qiáng)度更低,故橫向殘余應(yīng)力峰值較低[14]。橫向殘余應(yīng)力均小于相應(yīng)位置的縱向殘余應(yīng)力,這主要是因?yàn)橛邢拊Ｐ椭械倪吔鐥l件為無(wú)拘束條件,所以模擬時(shí)接頭在冷卻過(guò)程中的橫向收縮要小于縱向收縮,橫向殘余應(yīng)力也小于縱向殘余應(yīng)力[15]。

由圖7可見(jiàn),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(yīng)力也呈“幾”字形分布,焊縫殘余拉應(yīng)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(yīng)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(yīng)力峰值較大（302MPa左右）,X形坡口接頭較小（229MPa）,這是冷卻過(guò)程中不同坡口形式下的橫向收縮不同所導(dǎo)致的,由于V與K形坡口開(kāi)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(huì)產(chǎn)生較大的峰值應(yīng)力；K形和V形坡口接頭的橫向殘余拉應(yīng)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(yīng)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(jié)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??；模擬和試驗(yàn)所得熱循環(huán)曲線趨勢(shì)相近,瞬時(shí)溫度的相對(duì)誤差均在15%以?xún)?nèi),證明模型準(zhǔn)確。

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

（3）模擬和試驗(yàn)所得V形坡口接頭殘余應(yīng)力分布趨勢(shì)大體相同。3種坡口接頭的縱向殘余應(yīng)力呈“幾”字形分布,焊縫出現(xiàn)縱向殘余拉應(yīng)力峰值,并在兩側(cè)熔合區(qū)迅速轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力；橫向殘余應(yīng)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(yīng)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(yīng)力分布范圍大于X形坡口,橫向殘余拉應(yīng)力峰值和分布范圍均大于X形坡口。

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