焊接順序?qū)690鋼T型接頭殘余應(yīng)力和變形的影響

蘭亮云，邵國慶，張一婷，王藝南

(東北大學(xué) 機(jī)械工程與自動化學(xué)院，遼寧 沈陽 110819)

T型焊接接頭是建筑、橋梁、船舶等領(lǐng)域較常見的一種結(jié)構(gòu)形式，在焊接過程中由于不均勻的熱輸入易使鋼板產(chǎn)生殘余應(yīng)力和變形.殘余應(yīng)力的存在嚴(yán)重影響了T型接頭的承載能力和結(jié)構(gòu)壽命，而變形又極大地降低了裝配精度.隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的進(jìn)步以及有限元理論的發(fā)展，熱彈塑性有限元法越來越多被用來模擬焊接過程、預(yù)測殘余應(yīng)力和變形[1-2].

焊接順序是影響鋼板焊接應(yīng)力和變形的重要因素之一，優(yōu)化焊接順序可以有效地控制殘余應(yīng)力的大小[3].許多學(xué)者對多種接頭焊接過程進(jìn)行數(shù)值模擬研究[4-6]，并取得了良好效果，但是針對高強(qiáng)鋼中厚板T型接頭雙面雙道焊的研究較少.本文運(yùn)用ABAQUS有限元軟件對Q690鋼中厚板T型接頭的焊接過程進(jìn)行模擬，并采用開坡口和兩層焊的方式，分析了三種不同的焊接順序?qū)负髿堄鄳?yīng)力和變形的影響.

1 焊接有限元模型的建立

1.1 模型建立

本研究針對實(shí)際工況中T型接頭的兩側(cè)兩道次MIG焊接過程進(jìn)行仿真模擬，模擬焊接工藝為：兩側(cè)內(nèi)道次的焊接電壓30 V，電流240 A；外道次的焊接電壓25 V，電流180 A.腹板和翼板尺寸均設(shè)置為235 mm×125 mm×15 mm，腹板開K型坡口，預(yù)留鈍邊2 mm，坡口角度45°，雙側(cè)均采用兩道次焊接，共計(jì)四道次.為保證仿真精度并節(jié)省計(jì)算時(shí)間，模型全部采用了六面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，并將焊縫區(qū)、過渡區(qū)、遠(yuǎn)離焊縫區(qū)網(wǎng)格尺寸分別設(shè)置為3,5,8 mm，然后運(yùn)用ABAQUS自動劃分網(wǎng)格，如圖1所示.

圖1 模型網(wǎng)格劃分及邊界條件

1.2 材料熱物性參數(shù)

T型接頭腹板和翼板材料為Q690高強(qiáng)鋼，根據(jù)文獻(xiàn)[7-9]設(shè)置其熱物理性能參數(shù)如圖2所示.為簡化仿真參數(shù)設(shè)置過程，并考慮到實(shí)際焊接過程中存在焊絲與母材等強(qiáng)匹配現(xiàn)象，在焊縫區(qū)材料設(shè)置時(shí)與母材保持一致.

圖2 Q690鋼的熱物性參數(shù)

1.3 焊接熱源模型

為保證仿真盡可能接近實(shí)際熔池形狀，選擇了Goldak提出的雙橢球熱源模型[10]，如圖3所示.

圖3 雙橢球熱源模型

設(shè)雙橢球體的半軸為(a1，a2，b，c)，前、后半橢球體內(nèi)熱輸入分別為f1，f2，且f1+f2=2，其前、后半橢球體的熱流分布函數(shù)如下：

(1)

(2)

式中：a1和a2分別為前、后半橢球體長度；b為熔寬的一半；c為熔深；x，y，z分別為 3 個(gè)坐標(biāo)軸；Q為熱輸入功率，即

Q=ηUI.

(3)

式中：η為電弧熱效率，取η=0.85；U為焊接電壓；I為焊接電流.本研究中兩側(cè)內(nèi)層焊縫的熱源模型參數(shù)a1,a2,b,c分別為4,6.5,6.5,20 mm，外層焊縫模型參數(shù)為7,7,9,9 mm，以保證形成全熔透型焊接橫截面.

1.4 其他條件設(shè)置

焊縫和鋼板的初始溫度設(shè)置為室溫20 ℃，考慮到焊接過程中對流和輻射的影響，設(shè)置對流換熱系數(shù)15，輻射發(fā)射率0.85，斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)5.67×10-8W/(m2·K4)，絕對零度-273.15 ℃[3].考慮到金屬熔化和凝固時(shí)的相變影響，取熔化潛熱為270 kJ/kg，固相線溫度設(shè)置為1 450 ℃，液相線溫度設(shè)置為1 500 ℃.另外，為防止鋼板移動，將邊界約束條件設(shè)置如圖1所示.

2 焊接方案

由于兩側(cè)均采用兩層兩道焊，共計(jì)有4道焊縫，因此規(guī)劃出三種焊接順序方案，如圖4所示，其中方案一與方案二屬于兩側(cè)交替焊接，方案三則是先焊完一側(cè)再焊另一側(cè).內(nèi)層焊縫焊接速度均采用3 mm/s，外層焊縫焊接速度均采用5 mm/s.

圖4 焊接順序方案(1,2,3,4代表4個(gè)焊道順序)

3 結(jié)果分析

利用ABAQUS有限元軟件分別對三種焊接順序方案進(jìn)行仿真模擬分析，先后得出了溫度場和應(yīng)力場結(jié)果.

3.1 溫度場結(jié)果分析

選取了三種方案右側(cè)內(nèi)層焊縫和左側(cè)外層焊縫中間截面的熔池形貌進(jìn)行對比，如圖5所示.從圖中可以看出，三種方案焊接過程中的最高溫度可以達(dá)到2 025 ℃以上，而高于1 500 ℃的熔池區(qū)域無論內(nèi)層還是外層都與焊縫形狀接近；內(nèi)層是三角焊縫，熔池也近似呈三角狀，鈍邊處的熔化區(qū)域超過鈍邊寬度的一半，這樣保證了焊接時(shí)能夠?qū)⑩g邊焊透，避免產(chǎn)生未焊透缺陷；外層由于寬度相對較大，厚度相對較小，熔池形狀則呈扁平狀.

圖5 三種方案中間截面熔池形貌

如圖5c所示，在中間截面左側(cè)外層焊縫上邊緣處取點(diǎn)A，并輸出該點(diǎn)在不同方案下隨焊接時(shí)間歷程的溫度變化曲線如圖6所示，從圖中可以看出，由于焊接方案不同，該點(diǎn)到達(dá)峰值溫度的時(shí)間也不同，但焊點(diǎn)移動至該處時(shí)的極值溫度都達(dá)到1 500 ℃以上，可以認(rèn)為每種方案的焊縫邊緣處也都加熱至熔化.焊接結(jié)束后的冷卻時(shí)間為1 450 s 左右，此時(shí)溫度冷卻至100 ℃以下，殘余應(yīng)力已形成并趨于穩(wěn)定.

圖6 三種方案點(diǎn)A的溫度變化曲線

3.2 應(yīng)力場結(jié)果分析

將溫度場結(jié)果載入ABAQUS進(jìn)行應(yīng)力仿真分析，得出了應(yīng)力場結(jié)果.圖7是三種方案的中間截面焊縫區(qū)的等效應(yīng)力云圖，對比可以看出，由于后續(xù)焊道對前面焊道的回火作用，極大地降低了前面焊道的應(yīng)力水平，因此，三種方案的最大應(yīng)力都主要集中在各自的第4道焊縫處.同時(shí)也可以看出三種方案的最大應(yīng)力都達(dá)到787 MPa左右，已經(jīng)高于Q690鋼常溫下的屈服極限，但考慮到材料在焊接過程中因產(chǎn)生塑性變形而發(fā)生硬化現(xiàn)象，該區(qū)域應(yīng)力值偏高屬于正常現(xiàn)象[11]，但該區(qū)域也因此成為焊接裂紋等缺陷的主要發(fā)生區(qū).通過估算出的應(yīng)力值高于690 MPa區(qū)域的面積可以發(fā)現(xiàn)，方案三的高應(yīng)力區(qū)面積相比于方案一和方案二較小一些，只有208.31 mm2，而方案一為248.26 mm2，方案二則達(dá)到265.48 mm2.

圖7 三種方案等效應(yīng)力云圖

為方便地對應(yīng)力場結(jié)果進(jìn)行分析，選擇了圖8所示的3條路徑進(jìn)行研究.

圖8 三條路徑位置

圖9是延路徑1的縱向殘余應(yīng)力的分析結(jié)果，從圖中可以看出，首先三種焊接方案對縱向殘余應(yīng)力影響差別不大，在距離焊縫中心左側(cè)120～40 mm區(qū)域內(nèi)縱向殘余應(yīng)力較小，并隨著與焊縫距離的減小，殘余應(yīng)力呈現(xiàn)為壓應(yīng)力逐漸增大，在距離焊縫中心20 mm處增大至100 MPa左右.但在焊縫中心兩側(cè)20 mm區(qū)域內(nèi)殘余應(yīng)力變?yōu)槔瓚?yīng)力并發(fā)生劇烈變化，其中方案一和方案三的變化數(shù)值基本相同，方案二則在焊縫中心右側(cè)極大值位置略有差異，從方案順序來看，這是由于該焊縫對于方案一與方案三是第4道焊縫，而對于方案二是第3道焊縫，這樣方案二在進(jìn)行第4道焊縫焊接時(shí)產(chǎn)生的回火作用，降低了該焊縫的殘余應(yīng)力水平.

圖10和圖11分別是沿路徑2和路徑3的橫向(X方向)殘余應(yīng)力和縱向殘余應(yīng)力的分析結(jié)果，可以看出無論哪種焊接方案，其產(chǎn)生的兩種殘余應(yīng)力變化規(guī)律基本相同.

對于橫向殘余應(yīng)力，路徑2是三種方案的兩端起弧段和止弧段呈現(xiàn)出壓應(yīng)力，中間穩(wěn)定段呈現(xiàn)出拉應(yīng)力，并且三種方案的兩端殘余應(yīng)力差別較小，而中間段殘余應(yīng)力差別較大，方案一所產(chǎn)生的殘余拉應(yīng)力最大，方案二次之，方案三最小；沿路徑3的兩側(cè)遠(yuǎn)離焊縫區(qū)橫向殘余應(yīng)力幾乎為零，但中間焊縫區(qū)也表現(xiàn)出方案三的應(yīng)力水平低于另外兩種方案的現(xiàn)象.可能是方案一和方案二是兩側(cè)交替焊接，第1，2道焊縫位于腹板兩側(cè)，腹板在焊完兩道焊縫后已完全固定，而兩道焊縫的橫向冷卻收縮方向相反，導(dǎo)致翼板底面橫向應(yīng)力增大，后續(xù)的第3，4道焊縫也是兩側(cè)交替焊接，收縮方向同樣相反，使得最終殘余應(yīng)力處于較高水平.方案三是先焊完一側(cè)的兩道焊縫后再焊另一側(cè)，第1，2道焊縫位于同側(cè)，其焊后橫向冷卻收縮方向相同，這樣腹板只單側(cè)固定，可以通過傾斜變形釋放一部分應(yīng)力，再焊另一側(cè)的第3，4道焊縫時(shí)，雖與前兩道收縮方向相反，但總體橫向應(yīng)力水平仍然低于前兩種方案.

圖9 沿路徑1縱向殘余應(yīng)力分布

另外，方案一和方案二區(qū)別在于第3，4道焊縫的順序，方案二存在與方案三相似的連續(xù)兩道同側(cè)焊縫，相比于完全交替焊接的方案一，方案二連續(xù)的同側(cè)冷卻收縮作用緩解了前兩道焊縫形成的應(yīng)力增大趨勢，導(dǎo)致其應(yīng)力水平略低于方案一.

圖10 沿路徑2殘余應(yīng)力分布

對于縱向殘余應(yīng)力，路徑2表現(xiàn)出較為復(fù)雜的變化趨勢，中間段并沒有如橫向應(yīng)力一樣形成穩(wěn)定的區(qū)域，可能是對于焊縫縱向冷卻收縮作用，鋼板受到起弧段和止弧段的影響距離較長，而本研究設(shè)置的鋼板長度略短，使得中間區(qū)域仍然較大范圍受到起弧段和止弧段的影響，因此沒有形成穩(wěn)定區(qū)，但值得注意的是三種方案的焊縫起弧段和止弧段以及中間點(diǎn)均產(chǎn)生殘余拉應(yīng)力，并且方案一產(chǎn)生的拉應(yīng)力最大，其次是方案二，而方案三最??；對于路徑3，三種方案的應(yīng)力水平差別不大，但在焊縫區(qū)以及左側(cè)遠(yuǎn)離焊縫區(qū)仍然是方案三應(yīng)力水平略小于另外兩種方案，右側(cè)遠(yuǎn)離焊縫區(qū)則是方案二應(yīng)力略小.

圖11 沿路徑3殘余應(yīng)力分布

4 變形分析

針對T型焊接接頭的變形研究，通過對比文獻(xiàn)[12-13]結(jié)果與本研究仿真(圖12)發(fā)現(xiàn)，焊接引起的鋼板變形主要是腹板的向左傾斜變形和翼板的下凹變形，而翼板的下凹變形又會影響腹板的傾斜量，因此通過研究翼板的下凹變形便可得出三種方案的整體變形對比.

圖12 焊接變形示意圖

圖13是三種方案沿路徑3的Y方向焊接變形，由于翼板上下表面受熱不均勻，導(dǎo)致鋼板發(fā)生下凹變形，從而引起鋼板中部下移和兩邊上翹，同時(shí)可以看出相比于兩側(cè)交替焊接的方案一和方案二，先焊完一側(cè)再焊另一側(cè)的方案三存在較大的整體向左傾斜變形，結(jié)合前文所述，是由于方案三前兩道左側(cè)焊縫使得腹板向左傾斜加大，這樣雖然在一定程度上釋放了部分殘余應(yīng)力，使方案三的應(yīng)力水平降低，但也導(dǎo)致后續(xù)焊縫無法將變形反向糾正，反而增加了右側(cè)翼板的上翹，最終使得鋼板變形稍大，并伴有整體的向左傾斜；對于兩側(cè)交替焊接的方案一與方案二，由于兩側(cè)焊道熔敷金屬冷卻收縮的相互制約，殘余應(yīng)力得不到釋放，導(dǎo)致應(yīng)力水平偏高(圖10和圖11)，但也使得左右兩側(cè)變形差異較小，上翹較為對稱.

圖13 三種方案沿路徑3的Y方向焊接變形

5 結(jié) 論

1) 焊接順序?qū)︿摪鍤堄鄳?yīng)力具有一定的影響，針對本研究所采用的雙側(cè)兩層兩道焊接方式，先焊完一側(cè)再焊另一側(cè)的方案三所產(chǎn)生的整體殘余應(yīng)力水平最低，高應(yīng)力區(qū)面積也較小，而兩側(cè)交替焊接的方案一和方案二的應(yīng)力水平稍高，高應(yīng)力區(qū)面積也較大，其中方案一的應(yīng)力水平最高.但三種方案在各自的第4道焊縫區(qū)的殘余應(yīng)力都已超過常溫下鋼材的屈服極限，需要提防焊接裂紋的產(chǎn)生.

2) 焊接順序?qū)︿摪遄冃我灿幸欢ㄓ绊?，先焊完一?cè)再焊另一側(cè)的方案三所產(chǎn)生的整體向左傾斜變形最大，而兩側(cè)交替焊接的方案一與方案二的變形量略小，并且兩側(cè)變形較為對稱.實(shí)際焊接過程中需要根據(jù)應(yīng)力和變形的需求進(jìn)行選擇.