高強埋弧焊接圓鋼管多層多道焊接數(shù)值模擬

趙衛(wèi)平，王振興，紀(jì)強溪，吳麗麗，朱彬榮

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京100083；2.中國電力科學(xué)研究院有限公司，北京100192)

中國超、特高壓輸電線路建設(shè)已跨越江河、通信線、山谷等線路，大徑厚比鋼管更能滿足輸電塔大跨越方向發(fā)展需求，相較于只能按照固定規(guī)格生成的軋制鋼管，焊接鋼管幾乎可制成連續(xù)變化的直徑和厚度[1-2]。埋弧焊接具有焊接效率高、焊縫質(zhì)量好、勞動條件較好的優(yōu)點，在焊接圓鋼管生產(chǎn)過程中得到廣泛應(yīng)用，但鋼管焊接時局部高溫加熱產(chǎn)生熱應(yīng)力，冷卻后不可避免產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力[3-4]。殘余應(yīng)力大小受焊接前的準(zhǔn)備、焊接條件和多道焊縫中的焊道順序等因素影響[5-6]。有限元法計算不同焊接工藝參數(shù)下的殘余應(yīng)力不但有較高的計算精度，而且可為焊接工藝的制定提供參考。

當(dāng)鋼管壁厚較大時，焊接工藝為多層多道次焊接，適宜的熱源模型是實現(xiàn)焊接過程數(shù)值模擬的基本條件[7]。國內(nèi)外學(xué)者相繼提出了點熱源模型、高斯熱源模型、均勻體積熱源模型、雙橢球熱源模型等[8-11]，并逐漸應(yīng)用到焊接數(shù)值模擬。楊俊芬等[12]采用均勻體熱源模型對Q690埋弧焊接圓鋼管焊接過程進行了1道次焊接成形模擬，得到了截面縱向殘余應(yīng)力分布模式。孟慶國等[13]應(yīng)用雙橢球熱源模型進行了3維狀態(tài)下低碳鋼多層多道焊溫度場的數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)前一道次的預(yù)熱作用可有助于后一道次進入準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)。鄧德安等[14]模擬了不銹鋼厚板多道次焊接方法并研究了殘余應(yīng)力分布形式，結(jié)果表明焊接順序?qū)堄鄳?yīng)力的大小和分布形狀均影響顯著。祁帥等[15]建立了X80管線鋼三絲埋弧焊熱-結(jié)構(gòu)耦合模型，發(fā)現(xiàn)焊接速度的提高會引起焊后縱向殘余應(yīng)力的增大。Arif等[16]對低碳鋼激光焊接過程進行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明恒功率下，焊接速度的提高將降低高應(yīng)力區(qū)的寬度。目前對于埋弧焊接高強(強度等級>460 MPa)圓鋼管多層多道次焊接過程的研究相對不足，特別是焊接方向、焊接速度、道間溫度等對殘余應(yīng)力分布的影響尚不十分明確。

本文采用ANSYS參數(shù)化語言，構(gòu)造均勻體積熱源模型模擬熔化極氣體保護焊(GMAW)熱源及構(gòu)造雙橢球熱源模型模擬埋弧焊(SAW)熱源，對高強埋弧焊接圓鋼管3道次焊接過程進行了熱-結(jié)構(gòu)耦合瞬態(tài)分析。模型中定義了高強鋼材隨溫度變化的物理力學(xué)參數(shù)，計算過程考慮了焊接工藝中的相變潛熱，有限元模型可自動調(diào)整焊接過程中鋼管與外界熱交換的面積。通過有限元分析了焊接方向、焊接速度、道間溫度對高強埋弧焊接圓鋼管縱向殘余應(yīng)力分布的影響，對高強埋弧焊接圓鋼管的焊接工藝提出優(yōu)化建議。

1 有限元模型

熱-結(jié)構(gòu)耦合瞬態(tài)有限元分析包括溫度場和應(yīng)力場模擬兩部分，包含所需自由度的耦合單元類型，僅通過1次計算即可得到耦合場分析結(jié)果，適用于多個物理場各自的響應(yīng)相互依賴且非線性程度較高的情況。

1.1 單元介紹

焊接圓鋼管采用20節(jié)點Solid226耦合單元模擬，包括X、Y、Z平動自由度和溫度自由度。Solid226單元可模擬彈性、塑性、大應(yīng)變、大撓度、應(yīng)力硬化效應(yīng)、預(yù)應(yīng)力效應(yīng)，為提高計算效率，采用縮減積分單元技術(shù)[17]。

1.2 非線性材料屬性

熱-結(jié)構(gòu)耦合分析時需要定義室溫(293.5 K)及以上所有焊接溫度變化范圍內(nèi)的鋼材物理性能參數(shù)。參考?xì)W洲Generalrules-structuralfiredesign[18]及文獻[19-20]，定義的高強鋼材物理力學(xué)參數(shù)見圖1。

圖1 鋼材物理性能參數(shù)

鋼材各溫度下應(yīng)力-應(yīng)變曲線根據(jù)折算后的屈服應(yīng)力采用理想彈塑性模型[19]，見圖2。

圖2 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線

焊接時焊縫金屬存在固態(tài)相變、固液相變、蒸發(fā)3種相變，采用熱焓法處理溫度區(qū)間的相變潛熱問題。熱焓法將材料的潛在熱量定義到焓中，熱焓可表示為密度與比熱容的乘積對溫度的積分[21]:

(1)

式中：H(T)為熱焓，ρ(T)為隨溫度變化的密度，c(T)為隨溫度變化的比熱容，T為溫度，單位為K，隨溫度變化的熱焓見圖1(a)。

1.3 焊接工藝及熱源模型

高強埋弧焊接圓鋼管由山東華安鐵塔公司提供，廠方提供的焊接工藝如下：

1)焊接坡口兩側(cè)保持干凈，采用GMAW的焊接方法，采用直徑1.2 mm的MG60-G-1焊絲、用80%Ar與20%CO2的保護氣體完成第一道打底焊。

2)用直徑4.0 mm的H08MnMoA焊絲，焊劑為SJ101進行兩道次SAW焊接，道間溫度小于200 ℃。熔池寬度為9～11 mm，熔池深度8～9 mm，余高0～3 mm。埋弧焊焊接完成后盡量緩冷，24 h后再進行相關(guān)檢測，各焊接道次參數(shù)見表1。

表1 焊接道次參數(shù)

3個焊接道次均采用同一焊接方向并根據(jù)焊接方式選取不同熱源模型。GMAW熱源采用均勻體積熱源模型，熱流密度為

(2)

式中：q0為熱流密度，U為焊接電壓，I為焊接電流，根據(jù)表1取U=20 V，I=140 A，η為焊接熱效率取0.7[12]，Vp表示均勻體積熱源作用的體積，熱源沿焊接方向的長度取8 mm，截面面積取第一道次焊縫截面面積[22]。

SAW熱源采用雙橢球熱源模型，見圖3。雙橢球熱源模型前后兩個1/4部分內(nèi)部的熱流密度q1、q2為:

圖3 雙橢球熱源模型

(3)

(4)

式中：U、I根據(jù)表1取U=24 V，I=530 A，焊接熱效率η取0.7，f1=0.4、f2=1.6，b1=a取熔池寬度一半為4.5 mm，b2取熔池寬度2倍為18 mm、c取焊縫熔池深度9 mm[23]。

熱源模型通過ANSYS函數(shù)定義功能直接輸入熱流密度，見圖4。

圖4 熱源模型定義方式

焊接過程采用單元生死[17]方法模擬焊縫逐漸生長過程，開始計算前殺死焊縫處所有單元，計算過程中按焊接順序依次激活被殺死的單元，每個荷載步間激活熔池縱向8 mm范圍內(nèi)單元。在不同荷載步間激活的單元附近建立局部坐標(biāo)系，再選中熱源模型作用范圍內(nèi)的節(jié)點，以生熱率的形式施加熱源載荷。

1.4 焊接圓鋼管有限元模型

有限元模型采用映射劃分，鋼管厚度方向網(wǎng)格尺寸為1 mm左右。根據(jù)3個焊接道次將焊縫劃分為3層，焊縫尺寸及網(wǎng)格劃分結(jié)果見圖5。

圖5 焊縫網(wǎng)格劃分(mm)

對焊縫附近母材(鋼管)的網(wǎng)格加密，隨著距焊縫距離增大，網(wǎng)格尺寸由密變疏。網(wǎng)格疏密連接處通過接觸MPC(多點約束方程)實現(xiàn)。MPC使用內(nèi)部生成的約束方程在接觸面上保持協(xié)調(diào)，但可以傳遞溫度自由度，步驟如下：1)定義單元稀疏的表面為目標(biāo)面(Targe170單元)及單元密集的表面為接觸面(Conta174單元)。2)設(shè)置Conta174單元以下3個關(guān)鍵選項：模型自由度為X、Y、Z和T，計算約束為MPC多點約束方程，接觸面為綁定接觸。3)通過ESURF命令生成接觸對。沿焊接方向(縱向)焊縫及其附近的網(wǎng)格尺寸為4 mm，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)的單元網(wǎng)格尺寸劃分為8～16 mm。

選中鋼管焊接起始端(底部)節(jié)點，約束縱向位移，選中焊縫正對面1排節(jié)點，同時約束徑向和環(huán)向位移，見圖6。

圖6 有限元模型網(wǎng)格劃分和位移邊界條件

1.5 焊接傳熱形式

熱的傳遞包括熱傳導(dǎo)、對流和輻射3種基本形式。在熔焊的條件下由熱源傳熱給焊件的熱量主要是以輻射和對流為主，母材和焊條(焊絲)獲得熱能后，熱的傳播則是以熱傳導(dǎo)為主。輻射和對流可以采用綜合換熱系數(shù)ho表示[24]:

(5)

鋼管的初始溫度設(shè)定為293.5 K(20 ℃)。焊縫的生長將改變試件與空氣的對流及熱輻射面積，每一荷載步完成后，更新單元外表面，重新施加對流荷載，見圖7。

圖7 施加對流荷載后的有限元模型

焊接每一道次完成后冷卻模型至473.5 K以內(nèi)(道間溫度低于200 ℃)，全部焊接完成后冷卻至室溫293.5 K。

2 試驗驗證

2.1 試驗概況

設(shè)計制作了1組3根高強埋弧焊接圓鋼管，試件規(guī)格和數(shù)量見表2。

表2 焊接圓鋼管規(guī)格

通過盲孔法[25]測試圓鋼管跨中截面外表面的縱向殘余應(yīng)力分布模式，殘余應(yīng)力測試設(shè)備采用南京聚航科技有限公司生產(chǎn)的JHMK多點殘余應(yīng)力測量系統(tǒng)，由圖8中JHYC靜態(tài)應(yīng)變儀和JHZK鉆孔裝置以及靜態(tài)應(yīng)力測量軟件組成。

圖8 殘余應(yīng)力測試設(shè)備

在焊縫附近應(yīng)力梯度較大區(qū)域布置較密集的測點，隨距焊縫距離的增加測點稀疏。應(yīng)變計沿焊縫對稱布置，盲孔橫向最小間距大于5倍孔徑(7.5 mm)，縱向最小間距大于15倍孔徑(22.5 mm)，滿足規(guī)范ASTM E837-20[26]的要求。在鋼管焊縫一側(cè)展開后的布置情況見圖9，測試完成后鋼管見圖10。

圖9 測點布置

圖10 測試完成的焊接圓鋼管

2.2 試驗結(jié)果與討論

圖11為埋弧焊接鋼管測試結(jié)果，圖中橫坐標(biāo)為焊縫兩側(cè)所在測點與焊縫形成的圓心角θ與π的比值，由圖11可見，縱向殘余應(yīng)力σr沿焊縫兩側(cè)分布基本對稱，焊縫處為殘余拉應(yīng)力，接近屈服強度。隨著距焊縫距離的增大，殘余拉應(yīng)力迅速降低并轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，轉(zhuǎn)變區(qū)域位于焊縫兩側(cè)各15°范圍內(nèi)，表現(xiàn)出較大的應(yīng)力梯度。繼續(xù)增大，壓應(yīng)力再次轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力。

圖11 埋弧焊接鋼管縱向殘余應(yīng)力測試結(jié)果

2.3 縱向殘余應(yīng)力分布有限元模擬結(jié)果與試驗對比

計算工作站參數(shù)為Intel(R)Xeon(R)Gold 6234 CPU @ 3.30 GHz，內(nèi)核16，邏輯處理器32，內(nèi)存128 GB。分別對80、160、320、480 mm的鋼管進行了數(shù)值模擬，有限元模型網(wǎng)格密度保持一致，計算時間分別為6 h 23 min、24 h 17 min、60 h 35 min、119 h 41 min。

將縱向殘余應(yīng)力環(huán)向分布規(guī)律的計算值與實測值對比于圖12，有限元模型能夠較為準(zhǔn)確的反演縱向殘余應(yīng)力的不同分布模式。

圖12 縱向殘余應(yīng)力分布有限元模型計算值與試驗值對比

從圖12不同計算長度最大縱向殘余應(yīng)力(拉、壓)計算值與實測值的對比知，隨著計算長度的增大，最大縱向殘余拉應(yīng)力σrto略有增大而最大縱向殘余壓應(yīng)力σrco無明顯規(guī)律。當(dāng)計算長度為160 mm時，相較于實測值，最大縱向殘余拉應(yīng)力誤差為2.07%，最大縱向殘余壓應(yīng)力誤差為7.68%。綜合考慮計算精度和計算耗時的因素，以160 mm為計算長度進行拓展研究，縱向殘余應(yīng)力分布見圖13。

圖13 160 mm鋼管縱向殘余應(yīng)力分布(MPa)

3 有限元模擬結(jié)果與討論

3.1 焊接溫度場模擬結(jié)果

根據(jù)廠家提供的標(biāo)準(zhǔn)生產(chǎn)工藝，取表1中參數(shù)的中位數(shù)，計算長度為160 mm，各焊接道次的方向均為由下至上。各焊接道次溫度場分布見圖14，各道次最大焊接溫度均出現(xiàn)在最終落焊點位置處，第一道GMAW打底焊溫度最低，熱影響區(qū)域長度最小。3個道次焊接完成時瞬態(tài)溫度依次為958.54、1 320.49、1 322.15 K，熱影響區(qū)域?qū)挾仍?5°以內(nèi)。

圖14 各焊接道次溫度分布(K)

3.2 焊接殘余變形

焊后殘余變形見圖15，焊縫附近發(fā)生了收縮而焊縫兩側(cè)鋼管發(fā)生了外脹。焊接時局部高溫的焊縫區(qū)膨脹受到臨近低溫鋼材約束產(chǎn)生壓應(yīng)力，使得熱塑狀態(tài)的焊縫產(chǎn)生塑性壓縮變形。在焊后冷卻過程中，鋼材因已有的塑性變形不能恢復(fù)原來長度。收縮變形的大小與冷卻速度相關(guān)，道間溫度越高則冷卻速度越慢，導(dǎo)致收縮變形增大[27]。

圖15 焊接殘余變形(變形放大20倍)

3.3 焊接工藝對縱向殘余應(yīng)力影響

3.3.1 焊接方向

為研究各道次焊接方向?qū)v向殘余應(yīng)力的影響，4種焊接方向工況下縱向殘余應(yīng)力分布見圖16，最大縱向殘余拉應(yīng)力σrto大小關(guān)系為工況一<工況二<工況四<工況三，最大縱向殘余壓應(yīng)力σrco大小關(guān)系為工況二<工況三<工況四<工況一，即工況一最大縱向殘余拉應(yīng)力σrto最小，工況二最大縱向殘余壓應(yīng)力σrco最小。工況二最大縱向殘余拉應(yīng)力比工況一高9.12%，最大縱向殘余壓應(yīng)力比工況一低29.83%，綜合考慮殘余壓、拉應(yīng)力最小焊接方向工況二最優(yōu)。故焊接時第一和第三道次焊接方向相同而第二道次應(yīng)反向。

圖16 焊接方向?qū)v向殘余應(yīng)力的影響

3.3.2 焊接速度

為研究各個焊接道次焊接速度對縱向殘余應(yīng)力的影響，3種焊接速度工況計算結(jié)果見圖17。

圖17 焊接速度對縱向殘余應(yīng)力的影響

圖17中vGMAW表示GMAW焊接速度，vSAW表示SAW焊接速度，焊接速度的改變對應(yīng)于ANSYS中每個荷載步瞬態(tài)分析的計算時間，由圖17知，焊接速度工況一最大縱向殘余拉應(yīng)力σrto和最大縱向殘余壓應(yīng)力σrco均最小，為最優(yōu)焊接速度工況。本文焊接速度建議值為第一道次4 mm/s，第二、三道次6 mm/s。

3.3.3 道間溫度

根據(jù)1.3節(jié)焊接工藝說明，道間溫度需低于473.5 K(200 ℃)，道間溫度為母材在下一焊道施焊之前的最高瞬時溫度，即圖18中每道次焊接完成后的最高溫度。為研究道間溫度對縱向殘余應(yīng)力的影響，3種道間溫度工況計算結(jié)果對比見圖18，相較于工況一，工況二僅第二道焊接完成后最高瞬時溫度增大了75 K，最大縱向殘余拉應(yīng)力σrto增大了12.17%，最大縱向殘余壓應(yīng)力σrco增大了1.36%。因此第二道焊接完后道間溫度的增大會導(dǎo)致焊接殘余應(yīng)力增大。相較于工況二，工況三僅第一道焊接完成后最高瞬時溫度增大了35 K，則最大縱向殘余拉應(yīng)力σrto增大了1.18%，最大縱向殘余壓應(yīng)力σrco增大了10.03%。因此第一道焊接完后道間溫度的增大會導(dǎo)致焊接殘余應(yīng)力增大。道間溫度的提高會導(dǎo)致焊接殘余應(yīng)力提高，焊接時冷卻時間的增加使得道間溫度降低，但會增加時間成本。為使焊接殘余應(yīng)力最小，在冷卻時間成本可控范圍內(nèi)道間溫度應(yīng)控制在最低范圍。

圖18 道間溫度對縱向殘余應(yīng)力影響

4 結(jié) 論

對高強埋弧焊接圓鋼管3道次焊接過程進行了數(shù)值模擬，分析了焊接方向、焊接速度、道間溫度對最大縱向殘余應(yīng)力的影響，得到如下結(jié)論：

1)數(shù)值模擬結(jié)果與試驗測定結(jié)果對比表明，本文有限元模擬方法可以模擬高強埋弧焊接圓鋼管焊接過程并對焊接縱向殘余應(yīng)力的大小進行預(yù)測。

2)第一和第三道次焊接方向相同而第二道次反向為最優(yōu)焊接方向，與3個焊接道次同向相比，雖縱向殘余拉應(yīng)力大9.12%，但縱向殘余壓應(yīng)力小29.83%。

3)第一道次焊接速度為4 mm/s，第二、三道次焊接速度為6 mm/s時，焊后最大縱向殘余應(yīng)力最小。

4)道間溫度提高后最大縱向殘余應(yīng)力增大。第一道焊接完成后道間溫度每增加1 K，最大縱向殘余拉應(yīng)力提高0.03%，最大縱向殘余壓應(yīng)力提高0.28%。第二道焊接完成后道間溫度每增加1 K，最大縱向殘余拉應(yīng)力提高0.16%，最大縱向殘余壓應(yīng)力提高0.02%。