高強(qiáng)鋼Q960E對接接頭殘余應(yīng)力與焊接變形的數(shù)值模擬

駱文澤 成慧梅 劉紅艷 王義峰 葉延洪 鄧德安

1.重慶大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院,重慶,400045

2.河鋼集團(tuán)邯鋼公司,邯鄲,056015

0 引言

在當(dāng)前努力實(shí)現(xiàn)“碳達(dá)峰”和“碳中和”目標(biāo)的背景下,采用低合金高強(qiáng)、超高強(qiáng)鋼材替代如汽車、軌道車輛和船舶等運(yùn)載工具、工程機(jī)械及礦山機(jī)械中使用的傳統(tǒng)碳鋼材料,能顯著降低結(jié)構(gòu)的自重,進(jìn)而減少能耗,達(dá)到環(huán)境友好的目的,并能帶來良好的社會(huì)效益和經(jīng)濟(jì)效益[1-3]。Q960調(diào)質(zhì)鋼(屈服強(qiáng)度不低于960 MPa)是我國近年來開發(fā)的低合金高強(qiáng)鋼,目前已經(jīng)開始用于實(shí)際工程結(jié)構(gòu)的制造。

在鋼結(jié)構(gòu)焊接組裝過程中,熔化焊接技術(shù)由于其成本較低、生產(chǎn)率高以及適應(yīng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的靈活性大等優(yōu)勢而被廣泛采用。但是,由于電弧熱源具備熱流密度大且局部集中的特點(diǎn),在焊接過程中不可避免地會(huì)形成非均勻溫度場,從而導(dǎo)致焊件中產(chǎn)生高的殘余應(yīng)力和顯著的焊接變形[4]。焊接過程中的瞬態(tài)拉應(yīng)力和拉伸焊接殘余應(yīng)力分別是熱裂紋和冷裂紋產(chǎn)生的重要誘因,而拉伸殘余應(yīng)力在服役過程中不僅會(huì)縮短結(jié)構(gòu)的疲勞壽命和加劇應(yīng)力腐蝕,甚至?xí)?dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生脆性斷裂;焊接產(chǎn)生的壓縮殘余應(yīng)力在薄板結(jié)構(gòu)中會(huì)顯著降低結(jié)構(gòu)屈曲強(qiáng)度與穩(wěn)定性。理論上,焊接導(dǎo)致的殘余應(yīng)力峰值與材料屈服強(qiáng)度成正相關(guān)關(guān)系,即材料的屈服強(qiáng)度越高,焊后產(chǎn)生的殘余應(yīng)力峰值越大,該峰值可以達(dá)到甚至超過材料的常溫屈服強(qiáng)度。

國內(nèi)外學(xué)者近年來對Q345、Q390和Q460等強(qiáng)度級(jí)別相對較低的鋼焊接接頭或結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力與焊接變形已經(jīng)進(jìn)行了較為系統(tǒng)和深入的研究[5-10],并獲得了較豐富的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬結(jié)果。上述幾種材料本身的碳當(dāng)量相對較低,焊接熱影響區(qū)組織中的中溫轉(zhuǎn)變相(貝氏體)和低溫轉(zhuǎn)變相(馬氏體)相對較少,加之所選用焊材形成的熔覆金屬含碳量和碳當(dāng)量一般要低于母材,焊縫組織一般以針狀鐵素體為主,因此在采用數(shù)值模擬方法計(jì)算這類鋼材焊接接頭或結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力和焊接變形時(shí),往往不需要考慮固態(tài)相變對焊接殘余應(yīng)力與變形的影響。但是,對于Q960這類屈服強(qiáng)度接近1000 MPa以及碳當(dāng)量達(dá)到0.6%以上的鋼材,焊接接頭的熱影響區(qū)會(huì)產(chǎn)生馬氏體,而固態(tài)相變可能會(huì)對接頭殘余應(yīng)力分布與大小有較為顯著的影響。

SUN等[11]采用實(shí)驗(yàn)手段和數(shù)值模擬方法研究了S960鋼的焊接殘余應(yīng)力,重點(diǎn)考察了溫度與材料屈服強(qiáng)度對殘余應(yīng)力預(yù)測精度的影響。該研究采用的是單道重熔模型,并沒有討論多層多道焊接條件下的殘余應(yīng)力。SCHAUPP等[12]測量了調(diào)質(zhì)狀態(tài)和熱機(jī)械控制工藝狀態(tài)下名義屈服強(qiáng)度為960 MPa鋼的單道非熔化極惰性氣體保護(hù)電弧(tungsten inert gas,TIG)焊重熔接頭的焊接殘余應(yīng)力,并討論了焊接熱輸入和預(yù)熱溫度對殘余應(yīng)力的分布與大小的影響。但是,在該研究中并沒有詳細(xì)討論固態(tài)相變對殘余應(yīng)力的影響。

實(shí)際工程結(jié)構(gòu)中的Q960調(diào)質(zhì)鋼厚度往往不小于6 mm,因此大多采用多層多道的焊接工藝來完成焊接,同時(shí)基本采用等強(qiáng)匹配的原則來選用焊接填充材料。本研究將以Q960E低合金調(diào)質(zhì)鋼多層多道對接接頭為研究對象,通過實(shí)驗(yàn)測量和模擬計(jì)算相結(jié)合的方法建立材料的熱物理性能和力學(xué)性能數(shù)據(jù)庫,以SYSWELD軟件為平臺(tái),開發(fā)考慮“熱-組織-應(yīng)力”多物理場耦合的數(shù)值模擬方法分別計(jì)算對接接頭的溫度分布、熱影響區(qū)的組織體積百分比、殘余應(yīng)力和焊接變形,并通過比較焊接接頭殘余應(yīng)力與焊接變形的實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果,以驗(yàn)證所開發(fā)模型的可靠性。最后基于數(shù)值模擬結(jié)果,探究固態(tài)相變對Q960E對接接頭殘余應(yīng)力的影響,并揭示接頭熱影響區(qū)殘余應(yīng)力的形成機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)方法

1.1 焊接實(shí)驗(yàn)

本研究所用Q960E鋼為低合金調(diào)質(zhì)鋼,調(diào)質(zhì)處理時(shí),加熱至910 ℃保溫后進(jìn)行淬火,回火溫度為560 ℃,其供貨狀態(tài)微觀組織是回火索氏體,常溫屈服強(qiáng)度約為1000 MPa。根據(jù)等強(qiáng)匹配原則,本研究選用了ER120S-G焊絲作為填充材料,母材與焊材的化學(xué)成分如表1所示。圖1所示為焊接試板尺寸與坡口形狀,試板尺寸為280 mm×360 mm×10 mm,坡口為單V形坡口,坡口角度為60°,鈍邊為1 mm。4條焊道的布置情況如圖2所示。

圖1 對接接的尺寸與坡口形狀

圖2 焊道布置及熱電偶位置

表1 Q960E鋼與ER120S-G焊材的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

焊前對被焊工件表面先進(jìn)行除銹處理。為防止冷裂紋的出現(xiàn),將工件進(jìn)行150 ℃的焊前預(yù)熱。待預(yù)熱完成后,采用半自動(dòng)混合氣體保護(hù)焊(gas metal arc welding,GMAW)進(jìn)行焊接,保護(hù)氣為80%Ar+20% CO2的混合氣體(均為體積分?jǐn)?shù)),氣體體積流量為20 L/min,層間溫度控制在150 ℃左右。焊接工藝參數(shù)如表2所示。在焊接過程中采用熱電偶測量典型位置的溫度循環(huán),熱電偶位置如圖2中A、B、C所示,其中A、B、C位置距離最后一道焊縫的焊趾位置分別為2.5 mm、4.9 mm和7.1 mm。為防止冷裂紋的出現(xiàn),焊接完成后,在200 ℃溫度下進(jìn)行2 h的后熱處理,隨后將試板靜置72 h。最后,采用X光對焊縫進(jìn)行探傷。

表2 各焊道的焊接參數(shù)及熱輸入

1.2 應(yīng)力測量方法及位置

焊接完成后,采用小孔法測量接頭上表面的焊接殘余應(yīng)力。小孔法測量應(yīng)力時(shí),需先將應(yīng)變片貼于待測工件表面,然后采用機(jī)械打孔的方法釋放待測位置的彈性應(yīng)變,通過應(yīng)變儀收集電信號(hào),最后通過理論計(jì)算得到殘余應(yīng)力[13]。本研究采用的應(yīng)變儀型號(hào)為HK21A,應(yīng)變片型號(hào)為BE120-2CA-K。應(yīng)力的測量位置如圖3所示,其中,圖3a為應(yīng)力測量區(qū)域示意圖,圖3b為應(yīng)變片布置示意圖。

(a)應(yīng)力測試位置

1.3 焊接變形測量

焊接橫向收縮和角變形的測量示意圖見圖4。圖4a所示為橫向收縮測量方法,焊接前分別對焊縫兩側(cè)進(jìn)行打孔,左右兩側(cè)分別打孔3個(gè),兩側(cè)間距為40 mm,單側(cè)孔距為90 mm。然后采用游標(biāo)卡尺對兩側(cè)孔距進(jìn)行測量,根據(jù)焊前和焊后各孔位相應(yīng)距離的差值就可得到橫向收縮的大小。圖4b所示為投影法測量角變形,將焊接前后的試樣輪廓投影至投影平面,再通過焊前和焊后投影位置差異的測量得到角變形。

(a)橫向收縮測量 (b)角變形測量

1.4 組織與硬度測試

待殘余應(yīng)力實(shí)驗(yàn)完成后,采用線切割機(jī)在中央截面位置取出尺寸為50 mm×10 mm×10 mm的金相樣品,并對它進(jìn)行砂紙打磨、拋光和腐蝕處理。采用蔡司Axio Scope.A1顯微鏡觀察焊縫(fusion zone,FZ)、熱影響區(qū)(heat-affected zone,HAZ)中粗晶區(qū)(coarse grained heat-affected zone,CG)和部分相變區(qū)(inter-critical heat-affected zone,IC)以及母材(base metal,BM)的微觀組織。

另外,采用HX1000 TM/LCD顯微硬度儀沿著圖5所示的line 1和line 2兩條路徑進(jìn)行硬度測試。硬度測試時(shí),壓頭的壓力值為9.8 N,加載保持時(shí)間為15 s。

圖5 硬度測試路徑示意圖

2 有限元計(jì)算方法

基于SYSWELD軟件平臺(tái),本研究建立了與實(shí)際焊接接頭尺寸完全一致的三維有限元模型。在網(wǎng)格劃分時(shí),為了平衡計(jì)算精度與計(jì)算效率,焊縫及其附近的區(qū)域網(wǎng)格劃分得相對細(xì)密,遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域網(wǎng)格劃分得相對稀疏,有限元網(wǎng)格模型如圖6所示。圖6a所示為整體模型的網(wǎng)格分布,所有單元均為8節(jié)點(diǎn)6面體單元,單元總數(shù)為120 848,節(jié)點(diǎn)總數(shù)為133 952。圖6b所示為橫截面上焊縫、熱影響區(qū)及附近母材區(qū)域的網(wǎng)格布置。在模擬多層多道焊接過程時(shí),焊道填充采用“靜態(tài)單元”的方式進(jìn)行激活,即未焊接時(shí),使該位置材料的各物理屬性接近于0(具體操作為將正常材料屬性值乘以一個(gè)很小的值,該值為靜態(tài)單元特性比例系數(shù),本研究設(shè)定為0.0001),熱源模型加載至該位置時(shí),所對應(yīng)單元的材料屬性恢復(fù)正常。

2.1 溫度場計(jì)算

在焊接過程中,當(dāng)電弧熱進(jìn)入焊接工件后,熱量由高溫部分以熱傳導(dǎo)方式向低溫部分?jǐn)U散。在進(jìn)行焊接溫度場計(jì)算時(shí),工件內(nèi)部的熱傳導(dǎo)遵循如下控制方程:

(1)

在給定溫度值時(shí),cp、λ和ρ由材料的化學(xué)成分決定。本研究根據(jù)表1中的化學(xué)成分,采用JMatPro軟件計(jì)算得到了Q960E隨溫度變化的cp(T)、λ(θ)和ρ(θ)數(shù)據(jù),整理后如圖7所示。計(jì)算溫度場時(shí),采用了圖7所示的熱物理性能參數(shù)。對于焊縫金屬,由于它與母材的化學(xué)成分差別并不顯著,因此也采用了與母材相同的熱物理性能參數(shù)。

圖7 Q960E熱物理性能參數(shù)

在焊接過程中,工件與外部環(huán)境的熱交換為對流和熱輻射兩種方式。在焊接熱過程計(jì)算時(shí),采用Newton對流定律[14]考慮對流熱交換,采用Stefan-Boltzmann定律考慮熱輻射[14],對流散熱和輻射散熱可分別描述為

(2)

(3)

本研究采用Goldak雙橢球移動(dòng)熱源模型[17]來模擬焊接電弧的熱輸入。在該模型中,前半部分和后半部分的熱流密度(qf和qr)的分布分別定義為[17]

(4)

(5)

Q=ηUI

式中,Q為電弧功率,W;η為電弧熱效率;U為電弧電壓,V;I為焊接電流,A;af、ar、b、c為橢球形狀參數(shù);ff、fr分別為前后橢球熱量分配系數(shù),且ff+fr=2,在本研究中,取ff=0.6,fr=1.4。

2.2 固態(tài)相變模型

在焊接的熱作用下,溫度達(dá)到奧氏體相變起始溫度θAc1后母材從體心立方(body-centered cubic,BCC)的鐵素體開始向面心立方(face-centered cubic,FCC)的奧氏體進(jìn)行轉(zhuǎn)變。當(dāng)Q960E母材溫度超過奧氏體完全轉(zhuǎn)變溫度θAc3后,BCC的鐵素體將全部轉(zhuǎn)化為FCC的奧氏體。奧氏體、鐵素體、珠光體和貝氏體相變都屬于擴(kuò)散性相變,通常采用經(jīng)典的Johnson-Mehl-Avrami-Kolmogorov(JMAK)固態(tài)相變動(dòng)力學(xué)方程進(jìn)行描述,由于JMAK方程中JMAK指數(shù)n和常數(shù)k難以獲取,故本研究將對JMAK方程進(jìn)行簡化。

圖8所示為Q960E在加熱和冷卻時(shí)所產(chǎn)生熱應(yīng)變與溫度之間的關(guān)系,該結(jié)果是由直徑為6 mm、長度為25 mm的Q960E鋼試棒采用DIL402C線膨脹儀在加熱和冷卻速率為15 ℃/min條件下獲得的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。由圖8可以看出,在θAc1→θAc3溫度段,溫度與應(yīng)變間近似于線性關(guān)系,因此奧氏體化過程采用線性插值法進(jìn)行簡化處理,即

圖8 加熱和冷卻過程中Q960E熱應(yīng)變與溫度的關(guān)系圖

(6)

根據(jù)Q960E鋼的過冷奧氏體連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變曲線(CCT)圖[18],當(dāng)奧氏體從900 ℃冷卻至500 ℃的時(shí)間小于110 s時(shí),奧氏體相都將轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體。一般來說,在不采用電渣焊或埋弧焊等方法,或者不采用特別大線能量的氣體保護(hù)焊進(jìn)行焊接時(shí),t8/5(即材料從800 ℃冷卻至500 ℃所需時(shí)間)很難大于110 s。因此,本研究詳細(xì)考慮了馬氏體轉(zhuǎn)變,同時(shí)對貝氏體和鐵素體轉(zhuǎn)變也進(jìn)行了簡化處理,即將這兩種組織都默認(rèn)為鐵素體。鐵素體轉(zhuǎn)變?yōu)閿U(kuò)散型相變,可用JMAK方程[19]描述該相變轉(zhuǎn)化過程:

(7)

(8)

式(8)中的k和n難以獲得,因此需要避開k和n。焊接后冷卻是一個(gè)連續(xù)冷卻的過程,擴(kuò)散型固態(tài)相變的轉(zhuǎn)變速率不僅與溫度有關(guān),也與冷卻速率有關(guān),因此,簡化式(8)等號(hào)右側(cè)部分為[20]

(9)

完成擴(kuò)散型相變后,剩余的奧氏體向體心正方(body-centered tetragonal,BCT)的馬氏體轉(zhuǎn)變。在馬氏體固態(tài)相變時(shí),在馬氏體相變起始溫度θMs開始進(jìn)行馬氏體轉(zhuǎn)變,該過程采用Koisten-Marburger(K-M)方程進(jìn)行描述[21]：

ξM=1-exp(bM(θMs-θ))

(10)

式中,ξM為馬氏體體積分?jǐn)?shù);θ為當(dāng)前溫度(θ≤θMs);bM為馬氏體轉(zhuǎn)變系數(shù),低合金鋼的bM值為0.011[22]。

由圖8可以得到Q960E的θMs為450 ℃,馬氏體完全轉(zhuǎn)變溫度θMf為365 ℃。

2.3 應(yīng)力場計(jì)算

在本研究中,溫度場、相場(組織場)、應(yīng)力場與變形采用了“溫度-組織-應(yīng)力”多場耦合的方式來進(jìn)行計(jì)算。金屬材料在焊接過程中“熱-冶金-力學(xué)”的耦合行為非常復(fù)雜,材料的總應(yīng)變包括熱應(yīng)變、彈性應(yīng)變、塑性應(yīng)變、相變應(yīng)變和蠕變應(yīng)變等多種分量。由于焊接過程中加熱和冷卻速率都較快,這樣在高溫停留的累積時(shí)間相對較短,因此蠕變應(yīng)變的影響幾乎可以忽略不計(jì)[23]。忽略蠕變應(yīng)變分量后,Q960E鋼在焊接過程中的總應(yīng)變增量Δεij可以由下式得到:

(11)

對于Q960E鋼,其彈性行為采用各向同性Hooke定律來考慮,塑性行為采用von Mises屈服準(zhǔn)則[24]來描述,在本研究中忽略材料的加工硬化效應(yīng)而采用理想彈塑性模型。對于熱應(yīng)變,采用圖8所示的隨溫度和相體積分?jǐn)?shù)(組織)變化的線膨脹關(guān)系進(jìn)行考慮。對于相變塑性應(yīng)變的變化,本研究采用Leblond模型[25]來考慮,其表達(dá)式如下:

(12)

現(xiàn)有研究結(jié)果[26]表明,在材料力學(xué)性能中屈服強(qiáng)度對焊接殘余應(yīng)力的影響最為顯著,因此,本文測量了Q960E鋼在常溫(25 ℃)、200 ℃、400 ℃、600 ℃和800 ℃條件下的屈服強(qiáng)度。除常溫外,其他溫度下進(jìn)行拉伸試驗(yàn)時(shí)均未添加引伸計(jì),拉伸試驗(yàn)所得到的不同溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖9a。高于800 ℃以上的屈服強(qiáng)度以及其他力學(xué)性能參數(shù)采用JMatPro軟件計(jì)算得到。常溫到材料熔點(diǎn)范圍的力學(xué)性能如圖9b所示。為了優(yōu)化有限元計(jì)算過程的收斂性,同時(shí)保證盡可能小地影響計(jì)算精度,當(dāng)溫度高于1200 ℃后,假定材料的屈服強(qiáng)度與彈性模量不會(huì)隨溫度的升高而降低。

(a)高溫拉伸試驗(yàn)

3 結(jié)果與分析

3.1 溫度場結(jié)果

采用Goldak雙橢球移動(dòng)熱源模型計(jì)算得到的最后一道蓋面焊接時(shí)的溫度場如圖10a所示,焊接接頭中央截面的溫度分布如圖10b所示,圖中灰色部分為峰值溫度超過冶金熔點(diǎn)的區(qū)域,而紅色至黃綠色區(qū)域?yàn)闊嵊绊憛^(qū)。總體上,數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際焊接接頭的焊縫區(qū)域及熱影響區(qū)吻合較好。

(b)焊道峰值溫度

為了定量比較數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)測量的焊接溫度循環(huán)曲線,在有限元模型中選取了與圖2中A、B和C位置完全對應(yīng)的三個(gè)節(jié)點(diǎn)來輸出熱循環(huán)曲線。數(shù)值模擬得到三個(gè)點(diǎn)的熱循環(huán)曲線與對應(yīng)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖11所示,可以看出,盡管計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值在局部有些差異,但整體而言,不論是各點(diǎn)的峰值溫度還是升溫速率和降溫過程,數(shù)值模擬結(jié)果都與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

圖11 焊接溫度循環(huán)的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較

3.2 熱影響區(qū)組織的體積分?jǐn)?shù)模擬結(jié)果

圖12所示為Q960E鋼多層多道對接接頭中熱影響區(qū)(指粗晶區(qū)和細(xì)晶區(qū),下同)的焊態(tài)馬氏體體積分?jǐn)?shù)分布,可以看到,熱影響區(qū)的焊態(tài)馬氏體體積分?jǐn)?shù)超過了90%。

圖12 計(jì)算得到的馬氏體分布云圖

圖13為Q960E鋼對接接頭的金相組織圖,其中圖13a為焊接接頭宏觀照片,圖13b、圖13c、圖13d所示分別為FZ、CG和IC的金相組織。從圖13中可以看到,焊接熱影響區(qū)中粗晶區(qū)的組織幾乎全部為粗大的馬氏體,模擬得到的馬氏體體積分?jǐn)?shù)超過90%,與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較吻合。如圖13b所示,在實(shí)際焊接接頭中焊縫組織以針狀鐵素體為主,而在本研究的材料模型中并沒有考慮焊縫金屬的馬氏體相變。由于部分相變區(qū)非常窄小,故在本研究的材料模型中未考慮部分相變區(qū)力學(xué)性能的變化。

(a)接頭宏觀形貌 (b)FZ

圖14所示為沿著line 1和line 2的硬度分布。由line 1的硬度分布可知,第四焊道(最后一道)產(chǎn)生的熱影響區(qū)的硬度值最大,其峰值為375HV,而接頭左側(cè)熱影響區(qū)(由倒數(shù)第二焊道產(chǎn)生)的硬度峰值與母材平均硬度相當(dāng),這可能是由于該熱影響區(qū)的馬氏體受到最后一道焊接過程的回火作用而使硬度有一定幅度降低。此外,從圖中可以很明顯地看到,在部分相變區(qū)及其附近的硬度顯著降低,說明Q960E焊接接頭存在軟化區(qū)。line 2的硬度分布趨勢與line 1非常相似。

(a)line 1硬度分布

金相組織和硬度測量結(jié)果證明了熱影響區(qū)(尤其是粗晶區(qū))產(chǎn)生了馬氏體相變,因此,本研究中開發(fā)的材料模型重點(diǎn)考慮了固態(tài)相變。由于接頭存在軟化區(qū)以及在多層多道焊條件下的回火效應(yīng),在后續(xù)的研究中,除了考慮固態(tài)相變外,在材料模型中考慮軟化及回火效應(yīng)也是有必要的。

3.3 焊接殘余應(yīng)力

3.3.1縱向殘余應(yīng)力

數(shù)值模擬得到的Q960E多層多道對接接頭的縱向殘余應(yīng)力分布如圖15所示,其中,圖15a為接頭整體的縱向殘余應(yīng)力分布云圖,圖15b為中央截面上焊縫及其附近區(qū)域的縱向殘余應(yīng)力分布云圖。從圖15中可以看出,在焊縫區(qū)與緊鄰熱影響區(qū)的母材上產(chǎn)生了很大的縱向拉伸殘余應(yīng)力,峰值應(yīng)力略大于母材常溫屈服極限。而在焊縫兩側(cè)熱影響區(qū)上,縱向殘余應(yīng)力值較小,這是因?yàn)轳R氏體相變對該區(qū)域殘余應(yīng)力的大小和分布產(chǎn)生了抑制作用。這里需要說明的是,由于最后的蓋面焊道熱輸入相對較大,加上試板厚度僅為10 mm,故最后一道焊接產(chǎn)生的熱影響區(qū)范圍相對較大。此外,蓋面焊接采用了左右兩道分別焊接的方式來完成,因此在中央截面上的縱向殘余應(yīng)力呈現(xiàn)出不對稱分布特征。

(b)中央截面分布

圖16所示為Q960E鋼對接接頭中央截面上表面縱向殘余應(yīng)力分布的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果的對比。從圖中可知,在y=-10.8 mm位置處的縱向殘余應(yīng)力值最大,達(dá)到了988 MPa。Q960E 鋼對接接頭的縱向拉伸殘余應(yīng)力峰值位于緊鄰熱影響區(qū)細(xì)晶區(qū)的母材上,這一點(diǎn)與強(qiáng)度級(jí)別較低的低合金高強(qiáng)鋼(如Q345鋼)不一樣。后者的固態(tài)相變雖然對殘余應(yīng)力的演化過程有影響,但接頭的縱向拉伸殘余應(yīng)力峰值往往存在于熱影響區(qū)中。圖中y=-10.8～-9.2 mm與y=9.2～10.9 mm之間的區(qū)域?qū)?yīng)于接頭熱影響區(qū),該區(qū)域內(nèi)的縱向殘余應(yīng)力有顯著的減小。焊縫兩側(cè)熱影響區(qū)內(nèi)的縱向殘余應(yīng)力最小值約為400 MPa,明顯低于材料常溫屈服極限,表明固態(tài)相變會(huì)減小該區(qū)域的殘余應(yīng)力。與P91鋼[27]、P92[28]鋼及低溫相變(LTT)焊材焊接接頭[29]的殘余應(yīng)力相比,Q960E鋼焊接接頭熱影響區(qū)的縱向殘余應(yīng)力并沒有發(fā)生質(zhì)的變化(即變?yōu)閴嚎s殘余應(yīng)力)。這是因?yàn)镼960E鋼中馬氏體的相變開始溫度較高,材料自身的屈服強(qiáng)度也明顯高于前幾種材料的屈服強(qiáng)度。同時(shí),從圖16中還可以看出,雖然焊縫的縱向殘余應(yīng)力峰值小于緊鄰熱影響區(qū)的應(yīng)力值,但焊縫處的縱向殘余應(yīng)力也達(dá)到了熔覆金屬的屈服強(qiáng)度。這里需要說明的是,在測量焊縫的殘余應(yīng)力時(shí),需要對焊縫金屬進(jìn)行適當(dāng)打磨使其平整以利于測量,而機(jī)械打磨過程中不可避免地要引入塑性變形,因此焊縫金屬表面縱向殘余應(yīng)力測量值與數(shù)值模擬結(jié)果存在一定程度的差異。但總體而言,接頭殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果在分布形態(tài)和峰值大小上均吻合較好。

圖16 Q960E縱向殘余應(yīng)力的實(shí)驗(yàn)值與模擬值

圖17所示為Q960E鋼對接接頭在多層多道(三層四道)焊接過程中縱向殘余應(yīng)力演化過程,其中圖17a～圖17d所示分別為第1～4焊道焊接完成并冷卻到層間溫度或室溫時(shí)的縱向殘余應(yīng)力分布。在第一道焊完成后,焊縫金屬及緊鄰熱影響區(qū)的母材上均產(chǎn)生了較高的拉伸殘余應(yīng)力,而且呈現(xiàn)對稱分布。在焊縫的材料模型中沒有考慮固態(tài)相變,焊縫金屬的縱向殘余應(yīng)力基本與熔覆金屬的屈服強(qiáng)度相當(dāng);而在熱影響區(qū)的材料模型中考慮了馬氏體相變,由馬氏體相變引起的體積膨脹抵消了相變前的累積拉伸應(yīng)力,因而冷卻到層間溫度時(shí),熱影響區(qū)的縱向應(yīng)力值較小。在二道焊完成后,同樣產(chǎn)生了對稱分布的縱向殘余應(yīng)力,但是第一道焊冷卻到層間溫度的應(yīng)力分布明顯地被第二道焊改變了。由表2可知,第二道焊的熱輸入要明顯大于第一道焊的熱輸入,因而第二道焊產(chǎn)生的熱影響區(qū)更大,但縱向殘余應(yīng)力的分布形態(tài)與第一道焊相似。第三道焊完成后,產(chǎn)生了左右明顯不對稱的應(yīng)力分布。由于第三道焊的熱輸入相對較小,它在母材上產(chǎn)生的熱影響區(qū)只在左側(cè)存在。第四道焊完成后,由于第四道焊的熱輸入較大,在右側(cè)母材上產(chǎn)生了較大的熱影響區(qū),最終縱向殘余應(yīng)力分布的形態(tài)趨于對稱。

(a)第一焊道 (b)第二焊道

3.3.2橫向殘余應(yīng)力

Q960E鋼對接接頭的橫向殘余應(yīng)力分布云圖見圖18,其中圖18a所示為接頭整體的橫向殘余應(yīng)力分布,圖18b所示為中央截面的橫向殘余應(yīng)力分布。整體來看,橫向殘余應(yīng)力的拉應(yīng)力區(qū)域主要在焊趾位置,最大值接近600 MPa,而熱影響區(qū)內(nèi)部的橫向殘余應(yīng)力相對較小,甚至出現(xiàn)了壓應(yīng)力。

(b)中央截面分布

圖19所示為Q960E鋼對接接頭中央截面上表面的橫向殘余應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比。數(shù)值模擬結(jié)果的分布形態(tài)與實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果基本一致,但實(shí)驗(yàn)測量得到的橫向峰值應(yīng)力要明顯小于數(shù)值模擬結(jié)果。實(shí)驗(yàn)測量出的最大值為337 MPa,相同位置處計(jì)算得到的峰值為456 MPa;在熱影響區(qū)邊緣實(shí)驗(yàn)中測量得到的最小值為-159 MPa,相同位置處計(jì)算得到的最小值為-147 MPa。由圖19可知,盡管數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果尤其是峰值應(yīng)力存在一定差異,但兩者的分布形態(tài)基本一致,總體上吻合較好。

圖19 Q960E橫向殘余應(yīng)力實(shí)驗(yàn)值與模擬值

3.4 焊接變形結(jié)果

數(shù)值模擬得到的對接接頭的x、y、z方向及合成位移分布云圖見圖20。從圖20a中可以看出,在焊縫及其附近區(qū)域的兩個(gè)端部,x方向(縱向)位移的絕對值較大,遠(yuǎn)離焊縫位置的縱向位移量逐漸減小,而且整個(gè)接頭的縱向收縮極不均勻,其中焊縫位置的最大收縮量約為1.2 mm。圖20b為對接接頭在y方向(橫向)的位移分布云圖,由此圖可知,試板中央位置橫向收縮較大,而兩個(gè)端部的橫向收縮較小,上表面的最大橫向收縮量約為2.3 mm。圖20c為z方向位移(即面外變形)的分布云圖,由此圖可知,z向位移的最大差值(最大值與最小值之差)約為7 mm。對接接頭產(chǎn)生了一定程度的縱向彎曲變形,焊縫兩端的z向位移為-1 mm,焊縫中央位置的z向位移為2 mm。除了縱向彎曲外,試板兩側(cè)因角變形也產(chǎn)生較大的z向位移,右側(cè)板邊緣的最大z向位移約為6 mm。圖20d所示為焊接試板的合成位移,此圖與圖20c分布相似,這說明采用V形坡口的Q960E鋼焊接接頭的主要變形貢獻(xiàn)來自面外變形(即角變形和縱向彎曲)。

(a)x方向位移云圖 (b)y方向位移云圖

圖21a比較了由數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)測量得到的試板上表面的橫向收縮分布。在x=90 mm位置,數(shù)值模擬得到的橫向收縮為-1.80 mm,而實(shí)測值為-1.68 mm(負(fù)號(hào)表示收縮,下同);在x=180 mm位置,數(shù)值模擬值為-1.99 mm,而實(shí)測值為-1.85 mm;在x=270 mm位置,數(shù)值模擬值為-1.82 mm,而實(shí)測值為-1.62 mm?？傮w而言,數(shù)值模擬得到的橫向收縮值略大于實(shí)驗(yàn)值,但兩者的相對誤差小于15%。圖21b比較了由數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)測量得到的中央截面上的角變形,由圖可以看出,實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值的吻合度超過了95%。由上述結(jié)果可知,本研究開發(fā)的數(shù)值模擬方法能較高精度地模擬Q960E鋼多層多道對接接頭的焊接變形。

(a)橫向收縮

4 結(jié)論

(1)以Q960E鋼多層多道對接接頭為研究的對象,基于SYSWELD軟件平臺(tái)開發(fā)了“熱-組織-應(yīng)力”多物理場耦合的彈-塑性有限元計(jì)算方法,采用該方法計(jì)算了對接接頭的溫度場、熱影響區(qū)的組織體積分?jǐn)?shù)、殘余應(yīng)力與焊接變形。比較數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知,無論是焊接溫度循環(huán)與組織體積分?jǐn)?shù),還是殘余應(yīng)力與焊接變形,兩種結(jié)果均吻合良好,驗(yàn)證了本工作所開發(fā)的數(shù)值模擬方法的有效性。

(2)數(shù)值模擬結(jié)果表明,因Q960E鋼淬透性高,熱影響區(qū)易發(fā)生馬氏體相變,這將導(dǎo)致對接接頭熱影響區(qū)粗晶區(qū)位置的焊接殘余應(yīng)力顯著減小,而峰值應(yīng)力將出現(xiàn)在熱影響區(qū)邊緣緊鄰母材的位置。

(3)從數(shù)值模擬結(jié)果來看,在對接接頭的焊趾位置處出現(xiàn)了較大的拉伸橫向殘余應(yīng)力,焊趾處的最大橫向殘余應(yīng)力值為600 MPa。

(4)Q960E鋼的多層多道對接接頭中存在明顯的軟化區(qū)域,同時(shí)后焊焊道對先焊焊道熱影響區(qū)(有組織轉(zhuǎn)變的區(qū)域)有一定程度的回火效應(yīng)。因此,為了更高精度地模擬焊接殘余應(yīng)力,有必要在后續(xù)研究中建立材料的軟化模型和回火模型。