背面冷卻對(duì)316L對(duì)接接頭焊接殘余應(yīng)力和變形的影響

韓成才，曹嘉晨，郭龍龍

(西安石油大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，陜西 西安 710065)

引 言

316L不銹鋼具有良好的耐腐蝕性能和焊接性能、機(jī)械加工性能和綜合力學(xué)性能，被廣泛地應(yīng)用于石油、化工、核電、海洋裝備、航空航天等工程領(lǐng)域[1-3]。同時(shí)，焊接技術(shù)是大型構(gòu)件連接的必要技術(shù)手段，因此受到國(guó)、內(nèi)外工程界和研究人員越來(lái)越多的關(guān)注。然而，焊接過(guò)程中的不均勻加熱和冷卻，導(dǎo)致焊后在結(jié)構(gòu)內(nèi)部存在較高水平的殘余應(yīng)力[4]。殘余應(yīng)力不僅促使裂紋萌生、擴(kuò)展，對(duì)結(jié)構(gòu)的尺寸穩(wěn)定性、疲勞性能有不利影響，而且會(huì)引起應(yīng)力腐蝕，威脅焊接結(jié)構(gòu)的安全[5-7]。因此，非常有必要采取合理的措施，有效地降低焊接接頭的殘余應(yīng)力。

降低殘余應(yīng)力的方法有：去應(yīng)力退火、振動(dòng)時(shí)效、錘擊、溫度拉伸消除應(yīng)力處理、超聲沖擊等[8]。部分學(xué)者探討了焊縫背面強(qiáng)制冷卻對(duì)殘余應(yīng)力的影響。如，陸雪冬等[9]研究指出，焊縫背面施加隨焊霧化水冷可以有效地控制焊接變形；吳銘方等[10]研究指出，與空氣中冷卻相比，隨焊背面水冷改善了焊接殘余應(yīng)力的分布，尤其是降低了殘余拉應(yīng)力的峰值；Jiang等[11]研究表明，背面強(qiáng)制散熱能有效地降低焊縫表面的殘余應(yīng)力，焊縫表面的縱向殘余應(yīng)力降低幅度達(dá)20%；Yegaie等[12]研究了背面強(qiáng)制冷卻對(duì)Monel 400對(duì)接接頭溫度場(chǎng)和殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果表明，背面強(qiáng)制冷卻促使TIG焊縫高溫區(qū)的峰值溫度低于空氣中冷卻，導(dǎo)致焊縫區(qū)域的殘余應(yīng)力峰值較低。

目前，鮮有關(guān)于焊縫背面強(qiáng)制冷卻對(duì)316L不銹鋼焊接接頭殘余應(yīng)力、變形影響的報(bào)道。有研究表明：焊縫背面強(qiáng)制冷卻能夠改善奧氏體焊縫的微觀組織、力學(xué)性能[13-14]。因此，本文針對(duì)316L多道焊對(duì)接接頭，開發(fā)了熱、力耦合有限元模型，研究冷源寬度、功率對(duì)殘余應(yīng)力和變形的影響。研究成果可為316L焊接接頭殘余應(yīng)力、變形的調(diào)控提供參考。

1 有限元模型

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

母材為316L不銹鋼板， 尺寸為150 mm×80 mm×8 mm，開V形坡口，坡口角度為60°， 鈍邊高度為2 mm，裝配間隙2.5 mm；坡口內(nèi)共填充3層焊縫，材料為316L焊絲，對(duì)應(yīng)的幾何模型如圖1所示。圖中L為冷源寬度，冷源長(zhǎng)度完全覆蓋試件的縱向；此外，為了分析冷源寬度、功率對(duì)殘余應(yīng)力的影響，定義了路徑P1和P2，此兩路徑位于焊件垂直于焊接方向的對(duì)稱面內(nèi)，且分別位于焊件的上、下表面。采用TIG焊，焊接電流110～120 A，焊接電壓28～30 V，焊接速度3 mm/s，焊道間冷卻時(shí)間為30 min。焊前先對(duì)母材進(jìn)行點(diǎn)焊固定，點(diǎn)焊焊縫長(zhǎng)度為3 mm，厚度與第一層焊縫的厚度相同，點(diǎn)焊分布于焊縫長(zhǎng)度方向的兩端、中間。

圖1 幾何模型示意圖Fig.1 Schematic of geometric model

利用Hypermesh軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，兼顧計(jì)算效率和精度，在焊縫及熱影響區(qū)附近網(wǎng)格劃分得比較細(xì)密，最大網(wǎng)格尺寸為1.6 mm×1.5 mm×1.2 mm，在離熱影響區(qū)較遠(yuǎn)的區(qū)域網(wǎng)格劃分相對(duì)稀疏，總共43 600個(gè)單元，如圖2所示。溫度場(chǎng)分析采用DC3D8單元，應(yīng)力場(chǎng)分析采用C3D8R單元。

圖2 網(wǎng)格模型Fig.2 Mesh model

1.2 熱源模型及溫度場(chǎng)計(jì)算

采用Goldak雙橢球熱源模型模擬電弧的加熱作用，在笛卡爾坐標(biāo)系中，前、后半橢球的熱流密度分布為[15]

(1)

(2)

基于Abaqus軟件建立焊接有限元模型時(shí)，以1 s為時(shí)間步長(zhǎng)建立焊接分析步，每個(gè)連續(xù)的冷卻過(guò)程作為1個(gè)冷卻分析步，利用Python語(yǔ)言編輯程序?qū)崿F(xiàn)分析步的快速、高效建立；同時(shí)，焊接中涉及焊縫材料的逐步填充，該過(guò)程的模擬通過(guò)修改Abaqus的關(guān)鍵詞“MODEL CHANGE,TYPE=ELEMENT/ADD”實(shí)現(xiàn)。此外，Abaqus溫度場(chǎng)分析時(shí)，與坐標(biāo)、時(shí)間相關(guān)的熱源密度無(wú)法直接添加，因此，利用Fortran語(yǔ)言編輯Abaqus軟件的熱源接口DFLUX子程序，將雙橢球熱流密度施加到溫度場(chǎng)分析模型上。溫度場(chǎng)分析中各個(gè)節(jié)點(diǎn)的溫度通過(guò)求解非線性傳熱方程

(3)

獲得[17]。式中：c為比熱容，J/(kg·℃)；ρ為密度,kg/m3；t為時(shí)間,s；Kx、Ky、Kz分別為x、y、z方向上的熱傳導(dǎo)系數(shù),W/(m·℃)；T為溫度,℃；q為熱源密度,W/m3。

建立溫度場(chǎng)有限元模型時(shí)，考慮316L不銹鋼母材與焊縫材料熱物理性能的差異，以及材料性能隨溫度的變化， 具體參數(shù)與文獻(xiàn)[18]相同。此外，為了模擬熔池流動(dòng)對(duì)溫度場(chǎng)的影響，對(duì)母材和焊縫材料的熱傳導(dǎo)系數(shù)進(jìn)行修正，即將其熔點(diǎn)以上的熱傳導(dǎo)系數(shù)值設(shè)置為熔點(diǎn)處的3倍[19-20]。將與空氣接觸的表面設(shè)置為對(duì)流、輻射表面，對(duì)流換熱系數(shù)取值15 W/(m2·℃)，熱輻射系數(shù)取值0.7。對(duì)冷源作用表面設(shè)置較高的對(duì)流換熱系數(shù)，其值分別為1.0、1.5、2.0、2.5、3.0 kW/(m2·℃)，以模擬不同冷卻介質(zhì)和強(qiáng)度的強(qiáng)制散熱作用[21]。

1.3 應(yīng)力與應(yīng)變計(jì)算

在應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算中，使用與溫度場(chǎng)完全相同的網(wǎng)格模型，并將溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果作為應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算的載荷，從而求解焊接過(guò)程中的位移、應(yīng)變和應(yīng)力。考慮母材與焊縫材料力學(xué)性能的差異，以及材料力學(xué)性能與溫度的非線性變化，材料的性能參數(shù)與文獻(xiàn)[18]相同。同時(shí)，假設(shè)材料的彈性應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系符合Hooke定律，塑性行為符合Von Mises準(zhǔn)則；利用各向同性硬化準(zhǔn)則模擬焊接中的加工硬化現(xiàn)象[22]；通過(guò)設(shè)置退火溫度模擬材料的退火效應(yīng)[23]。計(jì)算模型中的力學(xué)邊界條件僅用于避免模型發(fā)生剛體位移，約束如圖2所示。

1.4 模型的有效性驗(yàn)證

建立與文獻(xiàn)[11,18]相同的幾何模型，并利用Hypermesh軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖3所示。而且，有限元模型涉及的材料熱物理性能參數(shù)、力學(xué)性能參數(shù)、工藝參數(shù)、邊界條件都與原文相同，以驗(yàn)證本文所建立熱、力耦合有限元模型的有效性。有限元模型計(jì)算所得殘余應(yīng)力與文獻(xiàn)中實(shí)測(cè)值的對(duì)比，如圖4所示?？梢钥闯觯耗M值與實(shí)測(cè)應(yīng)力值變化趨勢(shì)基本吻合。這表明建模方法正確，可用于焊接溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)的模擬。

圖3 所用模型有效性驗(yàn)證Fig.3 Validation of established model

圖4 模擬值與實(shí)測(cè)值[11]Fig.4 Comparison between simulated residual stress and measured residual stress

2 殘余應(yīng)力分析

焊件在空氣中冷卻和冷源寬10 mm、對(duì)流換熱系數(shù)1.0 kW/(m2·℃)條件下的殘余應(yīng)力分布，如圖5、圖6所示?？梢?，焊件的縱向(焊縫長(zhǎng)度方向)殘余應(yīng)力的峰值明顯大于橫向(焊縫寬度方向)殘余應(yīng)力的峰值；與空氣中冷卻相比，背面冷卻條件下焊件的縱向殘余拉應(yīng)力峰值降低，橫截面內(nèi)縱向殘余拉應(yīng)力數(shù)值大的區(qū)域減少，底部焊縫、上側(cè)焊縫表面的縱向殘余拉應(yīng)力數(shù)值明顯降低；此外，背面冷卻條件下，橫向殘余拉應(yīng)力的峰值有所增加。結(jié)果表明：背面冷卻有利于降低焊縫表面縱向殘余拉應(yīng)力的峰值。

圖5 空氣中冷卻條件下焊件的殘余應(yīng)力Fig.5 Residual stress of weldment under air cooling condition

圖6 背面冷卻條件下焊件的殘余應(yīng)力Fig.6 Residual stress of weldment under opposite side cooling condition

焊件在空氣中冷卻和冷源寬10 mm、對(duì)流換熱系數(shù)1.0 kW/(m2·℃)背面冷卻的溫度場(chǎng)，如圖7所示。對(duì)比可知，背面冷卻條件下，第一層焊縫下表面的高溫區(qū)域減小，各層焊縫的峰值溫度均低于空氣中冷卻，且背面冷卻對(duì)后續(xù)焊縫溫度場(chǎng)的影響逐漸減弱。由此可推斷出：在加熱階段，背面冷卻減小焊接熱源引起的焊縫臨近區(qū)域的金屬的壓縮塑性應(yīng)變；在冷卻階段，背面冷卻增加了已發(fā)生塑性變形材料的拉伸卸載作用，故縱向殘余應(yīng)力峰值降低。

圖7 空氣中冷卻與背面冷卻溫度場(chǎng)Fig.7 Comparison of temperature fields under air cooling and opposite side cooling

2.1 冷源寬度對(duì)殘余應(yīng)力的影響

對(duì)流換熱系數(shù)為1.0 kW/(m2·℃)、不同冷源寬度對(duì)路徑P1縱向、橫向殘余應(yīng)力的影響，如圖8所示?？梢?，縱向殘余應(yīng)力出現(xiàn)在焊縫及其附近區(qū)域?yàn)槔瓚?yīng)力，焊趾處的殘余應(yīng)力最大；隨著遠(yuǎn)離焊縫，殘余應(yīng)力數(shù)值逐漸降低。橫向殘余應(yīng)力的最小值出現(xiàn)在焊縫中心；隨著遠(yuǎn)離焊縫中心，殘余應(yīng)力逐漸增大，并在母材區(qū)達(dá)到最大值，隨后又降低。此外，隨著冷源寬度的增加，縱向、橫向殘余應(yīng)力峰值降低；但是，冷源寬度為20 mm、50 mm對(duì)應(yīng)的縱向殘余應(yīng)力的峰值差異不明顯。與空氣中冷卻相比，冷源寬度20 mm的縱向、橫向殘余應(yīng)力峰值分別降低了8.50%、23.39%。

冷源寬度對(duì)路徑P2縱向、橫向殘余應(yīng)力的影響，如圖9所示?？諝庵欣鋮s條件下，焊縫中心的縱向殘余應(yīng)力為拉應(yīng)力，其值明顯大于臨近區(qū)域，橫向殘余應(yīng)力則為壓應(yīng)力。冷源寬度小于等于20 mm時(shí)，隨著冷源寬度的增加，縱向、橫向殘余應(yīng)力的峰值均降低；與空氣中冷卻相比，冷源寬度為20 mm的縱向、橫向殘余應(yīng)力峰值分別降低了34.86%、33.64%。與冷源寬度20 mm時(shí)相比，冷源寬度為50 mm的縱向殘余應(yīng)力峰值有所增加，橫向殘余應(yīng)力變化不明顯。這表明：背面冷卻能夠降低焊縫表面的殘余應(yīng)力；在對(duì)流換熱系數(shù)不變的條件下，冷源的作用寬度存在最佳值。

2.2 冷源功率對(duì)殘余應(yīng)力的影響

冷源寬度為20 mm，對(duì)流換熱系數(shù)為1.0、1.5、2.0、2.5、3.0 kW/(m2·℃)時(shí)，路徑P1、P2的殘余應(yīng)力，如圖10、圖11所示?？梢?，隨著冷源功率的增加，路徑P1殘余應(yīng)力峰值的降低幅度逐漸減少，路徑P2殘余應(yīng)力峰值的降低幅度則較為顯著；與冷源功率為1.0 kW/(m2·℃)相比，冷源功率為3.0 kW/(m2·℃)時(shí)路徑P1的縱向、橫向殘余應(yīng)力分別降低了7.93%、24.13%，路徑P2的縱向、橫向殘余應(yīng)力分別降低了56.95%、42.31%。這是因?yàn)槔湓措x上側(cè)焊縫較遠(yuǎn)，增加冷源功率對(duì)后續(xù)焊縫溫度場(chǎng)的影響有限。

圖11 冷源功率對(duì)路徑P2殘余應(yīng)力的影響Fig.11 Effect of cold source power on residual stress of path P2

3 變形分析

空氣中冷卻和冷源寬度為10 mm、對(duì)流換熱系數(shù)1.0 kW/(m2·℃)背面冷卻條件下的焊件變形，如圖12、圖13所示。由圖可知，兩者的變形規(guī)律相似，即變形均是以Z方向的彎曲變形為主，而且背面冷卻焊件的總變形、Y方向及Z方向的變形分量增加。這表明，背面冷卻不利于降低焊件的變形。其原因是：背面冷源作用區(qū)域的金屬對(duì)周圍高溫區(qū)域金屬有拉伸作用，減小了焊縫背面壓縮塑性變形，從而導(dǎo)致焊接變形增加。

圖12 空氣中冷卻對(duì)應(yīng)的焊件變形Fig.12 Deformation of weldment under air cooling

圖13 背面冷卻條件下的焊件變形Fig.13 Deformation of weldment under opposite side cooling condition

3.1 冷源寬度對(duì)變形的影響

冷源的對(duì)流換熱系數(shù)為1.0 kW/(m2·℃)，寬度為10 mm、20 mm、50 mm，以及空氣中冷卻條件對(duì)應(yīng)的變形，如圖14所示?？梢姡讣淖冃坞S冷源寬度的增加而增加；但冷源寬度大于20 mm時(shí)，變形隨冷源寬度的增加不明顯；與空氣中冷卻相比，冷源寬度為20 mm時(shí)UM、UZ+增加了29.13%、27.7%。這表明：背面冷卻、增加冷源寬度會(huì)導(dǎo)致焊件變形增加。

圖14 冷源寬度對(duì)變形的影響Fig.14 Effect of cold source width on deformation

3.2 冷源功率對(duì)變形的影響

冷源寬度為20 mm，對(duì)流換熱系數(shù)分別為1.0、1.5、2.0、2.5、3.0 kW/(m2·℃)對(duì)應(yīng)的焊件變形，如圖15所示?？梢姡讣淖冃坞S冷源強(qiáng)度的增加而增加，而且增加趨勢(shì)基本相同。與對(duì)流換熱系數(shù)為1.0 kW/(m2·℃)相比，對(duì)流換熱系數(shù)為3.0 kW/(m2·℃)時(shí)UM、UZ+分別增加了26.21%、26.34%。這表明，在冷源寬度不變的條件下，增加冷源強(qiáng)度會(huì)導(dǎo)致焊件變形增加，且變形幅值增加比較明顯。因此，兼顧殘余應(yīng)力、變形，應(yīng)合理地施加夾具，從而抑制變形。

圖15 冷源功率對(duì)變形的影響Fig.15 Effect of cold source power on deformation

4 結(jié) 論

(1)利用Hypermesh軟件劃分網(wǎng)格，基于Abaqus軟件平臺(tái)，利用Python語(yǔ)言編輯程序建立分析步、控制焊縫單元的有序激活，利用Fortran語(yǔ)言編輯熱源程序，開發(fā)了316L不銹鋼對(duì)接接頭焊接的熱、力耦合有限元模型。結(jié)果表明，所建立的模型能夠準(zhǔn)確模擬殘余應(yīng)力和變形的分布。

(2) 隨著冷源寬度、功率的增加，焊縫表面的縱向、橫向殘余拉應(yīng)力峰值降低。當(dāng)冷源寬度大于20 mm時(shí)，上側(cè)焊縫表面的縱向殘余應(yīng)力峰值降低不明顯。隨著冷源功率的增加，上側(cè)焊縫表面的殘余應(yīng)力峰值減小不明顯，下側(cè)焊縫表面的殘余應(yīng)力降低幅度較為顯著。

(3) 隨著冷源寬度、功率的增加，焊件的變形增加。冷源寬度大于20 mm時(shí)，隨著冷源寬度的增加變形增加不明顯。兼顧殘余應(yīng)力與變形，應(yīng)合理地施加夾具，抑制變形。