高強(qiáng)鋼CO2焊打底層焊縫有限元分析

劉 鑫，江澤新，劉 博，馬金軍

廣船國際有限公司，廣東 廣州 511462

0 前言

目前，船舶建造行業(yè)普遍采用CO2氣保護(hù)藥芯焊絲來焊接船體結(jié)構(gòu)，使用率達(dá)80%以上[1]。CO2焊匹配陶瓷襯墊進(jìn)行焊接，免除了反面坡口氣刨，容易形成優(yōu)質(zhì)的焊縫，可提高工作效率，廣泛應(yīng)用于分段建造、船體合攏中內(nèi)底板、甲板拼接焊縫等工況[2]。但在此類工況條件下，打底焊道正面時(shí)常產(chǎn)生焊接裂紋，具體表現(xiàn)為焊縫中心會(huì)產(chǎn)生長短不一、深淺不同的縱向裂紋，這些裂紋在后續(xù)的焊接過程中未被清除，就會(huì)形成藏于焊縫的內(nèi)裂紋，存在很大的安全隱患，嚴(yán)重影響生產(chǎn)效率和結(jié)構(gòu)安全[2]。由此可見，打底層焊接是多層多道焊接過程中最重要的工藝過程，其質(zhì)量是決定焊縫成形及其性能優(yōu)劣的基礎(chǔ)。

在打底層焊接過程中，焊接溫度場、焊后殘余應(yīng)力、焊接變形是影響焊縫質(zhì)量的重要且不確定因素，受到很多外在環(huán)境的影響，如焊接參數(shù)、載荷形式、加載幅度、材料特性等[3-7]。為提高船舶打底層焊接的生產(chǎn)質(zhì)量，進(jìn)一步優(yōu)化焊接工藝，減少打底裂紋的產(chǎn)生，需對(duì)打底層焊縫進(jìn)行質(zhì)量研究，但目前對(duì)打底層焊縫進(jìn)行質(zhì)量分析的研究較少，因此對(duì)打底層焊縫進(jìn)行有限元分析有較大的意義。本文采用ABAQUS軟件對(duì)10 mm厚高強(qiáng)鋼AH36平對(duì)接試板進(jìn)行CO2陶瓷襯墊打底層焊縫焊接有限元分析試驗(yàn)，研究打底層焊縫的溫度場、殘余應(yīng)力、焊接變形的變化情況，分析打底裂紋產(chǎn)生的原因，分析結(jié)果可以為打底層焊接提供相關(guān)的理論基礎(chǔ)。

1 有限元分析準(zhǔn)備

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料選用船舶生產(chǎn)常用高強(qiáng)鋼AH36，其熱物理性能參數(shù)如圖1所示[8]。平對(duì)接試板的尺寸為360 mm×300 mm×10 mm，坡口角度為45°，裝配間隙6 mm，試驗(yàn)針對(duì)打底焊縫進(jìn)行研究，需要將焊縫背面余高畫出，余高高度1.5 mm、寬度12 mm，如圖2所示。

圖1 AH36鋼的熱物理性能參數(shù)Fig.1 Thermophysical property parameters ofAH36 steel

圖2 有限元分析坡口及余高模型Fig.2 Finite element analysis groove and reinforcement model

1.2 焊接方法及參數(shù)

試驗(yàn)?zāi)MCO2半自動(dòng)焊接，打底焊接過程中存在熔池沿著板寬方向上的擺動(dòng)。定義焊縫熱輸入量相同為15.4 kJ/cm，采用三組不同的焊接參數(shù)編號(hào)為 1#、2#、3#，1#焊接熱功率為 3.312 kJ/s、2#為5.376 kJ/s、3#為7.680 kJ/s，詳細(xì)的焊接參數(shù)如表1所示。

表1 焊接參數(shù)Table 1 Welding parameters

1.3 網(wǎng)格劃分

在焊接過程中，焊縫及熱影響區(qū)的網(wǎng)格活動(dòng)劇烈，遠(yuǎn)離焊縫的網(wǎng)格活動(dòng)平緩。為增加有限元分析效率，同時(shí)保證分析精度，將焊縫及熱影響區(qū)的網(wǎng)格劃分比較密集，其余區(qū)域采用均勻過渡式網(wǎng)格劃分法，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域的網(wǎng)格經(jīng)過兩次過渡將網(wǎng)格尺寸增加且數(shù)量降低?？偩W(wǎng)格數(shù)量為11 636個(gè)，最小網(wǎng)格尺寸為2 mm，最大網(wǎng)格尺寸為12 mm，網(wǎng)格類型為8節(jié)點(diǎn)6面體單元，如圖3所示。

圖3 有限元分析網(wǎng)格劃分Fig.3 Mesh generation of finite element analysis

1.4 邊界條件設(shè)置

在實(shí)際的CO2焊接過程中，需要在試板背面添加卡碼，固定試板的相對(duì)位置；在焊縫背面添加陶瓷襯墊，對(duì)熔池具有一定的保溫作用。在有限元分析中需要在相同的位置模擬卡碼裝配，如圖4所示。在焊縫背面余高及其附近的表面需要降低焊縫的散熱速度，約為焊接模型其余區(qū)域散熱速度的1/3，以模擬陶瓷襯墊的保溫作用，如圖5所示。定義空氣熱對(duì)流系數(shù)10，熱輻射率0.8，絕對(duì)零度-273.15℃，波爾茲曼常數(shù)5.67×10-8，固相線溫度1 450℃，液相線溫度1 500℃，熔化潛熱270 kJ/kg，試板初始溫度20℃。

圖4 模擬焊接卡碼Fig.4 Simulated welding card code

圖5 模擬陶瓷襯墊保溫Fig.5 Simulated ceramic liner insulation

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 焊接溫度場

焊縫溫度場分布云圖如圖6所示，將1 500℃以上的溫度定義為熔池，1#熔池最高溫度約2 100℃，2#熔池最高溫度約為2 300℃，3#熔池最高溫度約為2 500℃，均在鋼的熔點(diǎn)溫度（1 500℃）與氣化溫度（2 750℃）之間，熱影響區(qū)的溫度均在1 377℃～1 500℃，觀察左側(cè)熔池截面溫度場分布云圖，三種方案焊縫熔池均已熔透至焊縫根部，但在實(shí)際焊接時(shí)，焊縫背面匹配陶瓷襯墊，不會(huì)發(fā)生熔穿現(xiàn)象，焊接過程穩(wěn)定進(jìn)行。

圖6 焊縫溫度場分布云圖Fig.6 Distribution nephogram of weld temperature field

由圖6可知，在焊接階段，隨著熱量的不斷輸入，熔池產(chǎn)生，焊接熱傳遞使得熱量從熔池流向兩側(cè)試板。1#試板熱量覆蓋區(qū)域最為顯著，焊接熱輸入量一致，焊接熱功率越小，產(chǎn)生的熱量有較多的時(shí)間流向焊接試板，導(dǎo)致熔池的溫度下降；而2#、3#方案，隨著焊接熱功率增加，焊接速度快且時(shí)間短，熱量不能充分的流向兩側(cè)試板從而集中在熔池區(qū)，焊縫熔池溫度升高。由此可知，在焊接過程中，焊接熱輸入量一致，采用較小的焊接熱功率，可以降低焊縫熔池的溫度，同時(shí)焊接熱影響區(qū)的板材也可以得到充分加熱。

在打底層焊縫中心選擇任意5點(diǎn)繪制溫度隨時(shí)間變化的特性曲線，如圖7所示。根據(jù)特性曲線顯示，1#、2#、3#焊縫中心溫度均達(dá)到2 000℃以上。在最高溫度的位置，出現(xiàn)小范圍的溫度波動(dòng)，是焊接仿真過程中模擬CO2焊接熔池沿著板寬方向上的擺動(dòng)；3#焊縫熔池溫度最高，在短時(shí)間內(nèi)，冷卻速度最快，2#次之，在焊接過程中，已焊區(qū)的熔池冷卻降溫，而正在焊接的熔池溫度升高，在熱傳遞的作用下高溫區(qū)熔池?zé)崃苛飨虻蜏貐^(qū)熔池。當(dāng)焊接熱輸入量一致，3#的焊接熱功率大，焊接速度快，加熱時(shí)間短，高溫區(qū)的熔池?zé)崃繘]有充分的時(shí)間流向低溫區(qū)的熔池，焊接就已經(jīng)結(jié)束，此時(shí)不再有熱量輸入，焊縫溫度逐漸降低。而1#焊縫熱功率較低，焊接速度慢，加熱時(shí)間長，正在進(jìn)行焊接的熔池有較高的溫度，熱量流向已焊區(qū)，降低了已焊區(qū)焊縫的散熱速度。

圖7 焊縫中心溫度場特性曲線Fig.7 Characteristic curve of temperature field in weld center

2.2 焊接殘余應(yīng)力結(jié)果分析

對(duì)接試板打底層焊接時(shí)，應(yīng)力方面對(duì)打底焊縫影響最大的是橫向殘余應(yīng)力，因此有限元模擬只針對(duì)橫向殘余應(yīng)力進(jìn)行分析。

1#、2#、3#最大橫向殘余拉應(yīng)力為467.5 MPa、453.2 MPa、444.3 MPa，最大橫向壓應(yīng)力分別為407.5 MPa、404.4 MPa、403.4 MPa。橫向應(yīng)力隨著焊接熱功率的增加，而逐漸減小，但相互之間的最大應(yīng)力相差較小，因此焊縫熔池從液態(tài)冷卻到固態(tài)過程中產(chǎn)生的應(yīng)力變化最大值不隨焊接熱功率的大小而發(fā)生較大的變化。三種方案試板橫向殘余應(yīng)力均集中在焊縫中心、背面焊縫熱影響區(qū)，均受到拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)力集中區(qū)位于焊縫與卡碼垂直的位置；背面焊縫余高處受到壓應(yīng)力，最大壓應(yīng)力位于焊縫與卡碼垂直位置以外的余高區(qū)。試驗(yàn)選用AH36高強(qiáng)鋼，屈服強(qiáng)度為355 MPa，抗拉強(qiáng)度為490～630 MPa，三種方案的橫向殘余應(yīng)力在焊縫與卡碼的垂直位置超過AH36鋼的屈服強(qiáng)度，但在最大拉應(yīng)力以下，焊縫均會(huì)發(fā)生不可逆的焊接形變，并有產(chǎn)生打底裂紋的不確定性，如圖8所示。

圖8 焊縫橫向殘余應(yīng)力分布云圖Fig.8 Distribution nephogram of transverse residual stress of weld

焊縫截面橫向殘余應(yīng)力分布云圖如圖9所示，其中左圖為卡碼處焊縫應(yīng)力分布，右圖為沿著試板長度方向的非卡碼處焊縫應(yīng)力分布，三種方案的選擇位置相同?？梢钥闯?，1#、2#、3#的焊縫截面橫向殘余應(yīng)力分布在卡碼處的應(yīng)力集中區(qū)比非卡碼處大，卡碼的裝配對(duì)焊接橫向殘余應(yīng)力分布的影響較大。三種方案在相同位置，以卡碼處為例，3#焊縫截面應(yīng)力集中區(qū)最大，2#次之，1#最小。由此可知，當(dāng)焊接熱輸入量一致時(shí)，采用較小的焊接熱功率，可以有效減小焊縫的應(yīng)力集中區(qū)。

圖9 焊縫截面橫向殘余應(yīng)力分布云圖Fig.9 Distribution nephogram of transverse residual stress in weld section

通過圖8、圖9橫向應(yīng)力分布云圖，并結(jié)合溫度場分析結(jié)果可知：鋼材的溫度越高，塑性越大。焊縫熱影響區(qū)的溫度較低，比焊縫熔池塑性小，焊縫金屬凝固收縮，產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力。焊縫正面的熔融金屬散熱速度快，先凝固；焊縫背面的熔融金屬在陶瓷襯墊的保溫作用下散熱速度慢，后凝固。焊縫的正面受到熔池下面的金屬后凝固而產(chǎn)生的殘余應(yīng)力。3#試板焊接熱功率大且速度快，熔池金屬溫度較高，焊后冷卻速度快，焊縫應(yīng)力集中區(qū)大。在卡碼的固定作用下應(yīng)力集中區(qū)增大，產(chǎn)生的殘余應(yīng)力數(shù)值在AH36鋼屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度之間，發(fā)生不可逆焊接形變，極易產(chǎn)生打底焊縫裂紋，因此3#焊接試板產(chǎn)生打底裂紋的可能性最大，2#次之。

焊接路徑選擇如圖10所示，其中路徑1為沿著試板正面長度方向上的焊縫中心的路徑；路徑2與路徑3同處于試板長度方向的中間位置，路徑2為試板背面沿著板寬方向上的垂直于焊縫的路徑，路徑3處于試板的正面。

圖10 焊接路徑選擇Fig.10 Welding path selection

焊縫橫向應(yīng)力變化特性曲線如圖11所示，三種方案沿著三條路徑所繪制的橫向應(yīng)力特性曲線基本重合，將左圖中紅框區(qū)域放大，如右圖所示。

由路徑1繪制的橫向殘余應(yīng)力變化特性曲線可知：1#、2#、3#焊縫中心的應(yīng)力均比較高，且表現(xiàn)為拉應(yīng)力，應(yīng)力最高處位于焊縫與卡碼垂直的位置，約420 MPa，在遠(yuǎn)離卡碼的位置處的應(yīng)力逐漸降低，最低點(diǎn)約為413 MPa，兩者相差較小。當(dāng)焊接熱輸入量一致，焊縫中心橫向殘余應(yīng)力最大值不隨熱功率的大小而產(chǎn)生較大的變化。

圖11 橫向殘余應(yīng)力變化特性曲線Fig.11 Variation characteristic curve of transverse residual stress

由路徑2繪制的橫向殘余應(yīng)力變化特性曲線可知：三種方案的應(yīng)力變化均表現(xiàn)為從試板邊緣到焊縫熱影響區(qū)位置應(yīng)力逐漸增大，且均表現(xiàn)為拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)力約為280 MPa；從焊縫余高邊緣到余高最高點(diǎn)的位置焊接應(yīng)力急速變化，從拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，在余高最高處的位置出現(xiàn)最大壓應(yīng)力，約為320 MPa。

按照路徑3繪制的橫向殘余應(yīng)力變化特性曲線可知：在焊縫及熱影響區(qū)以外的區(qū)域表現(xiàn)為較小的壓應(yīng)力，最小壓應(yīng)力約40 MPa，從熱影響區(qū)至焊縫中心殘余應(yīng)力急速變化，從壓應(yīng)力表現(xiàn)為拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)力約420 MPa。

2.3 焊接變形結(jié)果分析

在CO2半自動(dòng)打底焊接過程中，焊接試板的變形主要是厚度方向變形及橫向收縮變形，因此本次有限元模擬主要針對(duì)試板厚度方向變形及橫向收縮變進(jìn)行分析。

1#、2#、3#在板厚方向上的最大變形分別約1.71 mm、1.84 mm、2.15 mm，三種方案變形量相差較小，因此在焊接過程中焊接熱輸入量一致，熱功率對(duì)打底層焊縫在厚度方向上的焊接變形影響較小，但三種方案的變形主要位于兩個(gè)卡碼之間的區(qū)域，如圖12所示。

圖12 厚度方向變形分布云圖（10×）Fig.12 Cloud diagram of deformation distribution in thickness direction

厚度方向變形分布云圖的正視圖如圖13所示。三種方案的變形方向是沿著坡口的相反方向。在常識(shí)性理解中，焊縫試板變形是沿著坡口正方向，從焊縫區(qū)至試板邊緣逐漸增加。根據(jù)焊后焊縫截面分布圖將打底層焊縫沿著試板底部分為兩層焊縫，坡口內(nèi)側(cè)的金屬凝固收縮引起焊縫及其周圍區(qū)域形成局部較小的變形，變形方向與焊接坡口方向相同，坡口外側(cè)焊縫余高處的焊縫金屬冷卻收縮對(duì)焊接試板的變形影響較大，變形方向與焊接坡口方向相反。因此在CO2陶瓷襯墊打底焊接過程中，焊接試板變形方向均與坡口方向相反。

圖13 厚度方向變形分布云圖（正視圖10×）Fig.13 Cloud diagram of deformation distribution in thickness direction（Front view 10×）

按照路徑2繪制的焊縫背面變形特性曲線如圖14所示，三種方案在焊縫背面的焊接變形均表現(xiàn)為以卡碼為中心，向試板的邊緣和焊縫熱影響區(qū)變形量逐漸增加，且變形方向相反，如圖14a所示，將圖中紅框區(qū)域放大，可分辨出三種方案的變形量，如圖14b所示。

圖14 焊縫背面變形特性曲線Fig.14 Deformation characteristic curve of weld back

焊接試板背面橫向收縮變形分布云圖如圖15所示。1#、2#、3#焊縫兩側(cè)試板收縮方向相反，最大橫向收縮變形分別為0.835 mm、0.865 mm、0.885 mm，三種方案變形量相差較小。在焊接過程中，焊接熱輸入量一致，熱功率對(duì)打底層焊縫橫向收縮焊接變形影響較小，三種方案的變形區(qū)域同樣位于兩個(gè)卡碼之間。

圖15 焊縫橫向收縮變形分布云圖Fig.15 Distribution nephogram of transverse shrinkage deformation of weld

結(jié)合圖12～圖15分析可知，焊接試板的厚度方向變形和橫向收縮變形在熱輸入量一致的條件下，變形量不隨熱功率的大小而發(fā)生較大的變化。但三種方案的焊接變形區(qū)均在焊接卡碼之間，并結(jié)合焊接殘余應(yīng)力結(jié)果分析，卡碼限制了焊縫的冷卻收縮變形，在焊縫與卡碼垂直位置的焊縫變形量小，而焊接應(yīng)力集中區(qū)大。

3 結(jié)論

本文開展了10 mm厚高強(qiáng)鋼AH36平對(duì)接焊縫在熱輸入量15.4 kJ/cm一致，熱功率為3.312 kJ/s、5.376 kJ/s、7.680 kJ/s條件下的CO2焊匹配陶瓷襯墊打底層焊接有限元分析試驗(yàn)，研究焊接過程中的溫度場、殘余應(yīng)力、焊接變形的變化情況，分析打底裂紋產(chǎn)生的原因，得出結(jié)論：

（1）焊接熱輸入量一致，熱功率越大，熔池溫度越高，熱影響區(qū)的試板不能得到充分的加熱，焊后熔池冷卻速度快。

（2）焊接卡碼對(duì)打底層焊縫的收縮變形影響較大，焊縫在靠近卡碼的位置焊接變形量小，反之則不同。

（3）打底層焊接時(shí)，熔池金屬冷卻收縮，產(chǎn)生的殘余應(yīng)力在板材的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度之間，發(fā)生板材不可逆的焊接變形，并有打底裂紋產(chǎn)生的不確定性。

（4）焊接熱功率對(duì)焊縫的應(yīng)力集中區(qū)影響大，熱功率越大，應(yīng)集中區(qū)越大；焊接卡碼的裝配限制了焊縫區(qū)的變形量，導(dǎo)致焊縫與卡碼垂直的位置應(yīng)力集中區(qū)增大，打底層焊縫極易產(chǎn)生熱裂紋。