Q960超高強鋼多道焊接頭殘余應力的數值研究

鄭 喬

(寶山鋼鐵股份有限公司中央研究院,上海 201999)

1 概述

隨著國家碳達峰、碳中和發展戰略的提出,大型重載裝備的輕量化設計要求越來越高,對其關鍵承載部件應用超高強鋼制造可以有效減輕結構重量,進而顯著降低設備的運行能耗,達到節能減排的目的[1]。工程機械的生產制造離不開焊接過程,而超高強鋼在焊接之后接頭的性能會發生軟化及脆化現象[2]。但事實上,除了性能退化問題之外,殘余應力的預測和控制對超高強鋼的焊接來說也非常重要,接頭內部過大的殘余應力會顯著降低接頭的疲勞性能。因此,準確預測超高強鋼焊接接頭殘余應力,有利于靈活布置焊接接頭,優化焊接結構件,提高結構件的服役壽命。但目前關于超高強鋼焊接殘余應力的研究報道較少。Sun[3]以S355高強鋼為例,詳細考慮了固態相變、加工硬化對焊接殘余應力的影響,結果表明,單獨考慮固態相變比加工硬化的預測準確性高,而同時考慮固態相變和加工硬化與試驗結果更加吻合。

本文以Q960超高強鋼為研究對象,采用模擬與試驗相結合的手段,來研究Q960鋼多道焊接接頭的殘余應力分布特征?；谟邢拊浖?開發了“熱—冶金—力學”有限元模型?；谒_發的模型,計算多道重熔焊接接頭的殘余應力分布。同時,利用盲孔法測量穩定區域的殘余應力分布,并與計算結果進行比較。此外,針對單道焊接頭,還研究了固態相變對于焊接殘余應力的分布以及大小的影響。

2 焊接試驗

本試驗采用的Q960超高強鋼供貨狀態為熱連軋橫切板+熱處理,金相組織為回火馬氏體,如圖1所示。焊接試件的尺寸為300 mm×200 mm×8 mm。焊前需要打磨試樣表面的鐵銹,同時,采用酒精清洗表面油漬。焊接時,利用非熔化極惰性氣體保護焊(TIG)進行單道、兩道以及四道重熔試驗,詳細的焊接工藝參數見表1。焊接完成后,采用盲孔法測量試樣表面焊接殘余應力分布,其中,應變片的布置如圖2所示。

Fig.1 Q960的顯微組織

圖2 Q960超高強鋼單道焊應變片布置

表1 焊接工藝參數

3 有限元數值模擬

本研究建立“熱—冶金—力學”有限元模型,進行溫度場、組織以及應力場的計算,其中,詳細的計算流程如圖3所示。需要注意的是,圖中的虛線表示計算過程中未考慮力學計算對溫度場—組織的影響。

圖3 熱—冶金—力學耦合關系示意圖

3.1 有限元模型

本研究采用“熱—冶金—力學”耦合的有限元模型,模擬焊接過程中的溫度場、組織含量以及殘余應力分布。其中,三維有限元模型與實際焊接件的尺寸保持一致,為300 mm×200 mm×8 mm。模型中的單元總數為101 000,節點總數為112 014。數值計算時,為了平衡計算精度和效率,細化焊縫及熱影響區附近的單元,最小單元尺寸為2 mm×0.5 mm×0.5 mm。為了防止模擬過程中有限元模型發生剛體位移,在三維有限元模型下表面的位置,采用三節點六自由度的拘束方式,如圖4所示。

圖4 三維有限元模型

3.2 熱源模型

計算溫度場時,采用有限元軟件中提供的雙橢球移動熱源模型來模擬焊接過程中的熔池形態。移動熱源模型的前后1/4橢球的熱流密度如式(1)、(2):

(1)

(2)

式中:Qf,Qr分別為前、后1/4橢球熱輸入 (Qf/Qr=1.2);af,ar,b,c分別為雙橢球熱源模型的形狀參數(af/ar=0.6)。

Q960超高強鋼利用擺動TIG重熔的方式獲得焊接接頭,利用軟件自帶的熱源模型無法獲得與實際情況相符合的熔池形貌,因此,需要對熱源模型進行修正。修正后的擺動移動熱源模型和熱源熱流密度分布如圖5[4]所示。本研究將三個并排放置的雙橢球熱源定義為一個擺動熱源,中心熱源的相對坐標系設定為(xi,yi,zi),熱源在左右擺動過程中的相對坐標系設定為(xi-x0,yi,zi),(xi+x0,yi,zi),其中,x0為焊接過程中焊槍左右擺動的距離,3個熱源的能量分配系數分別為η1,η2,η3,并且三者之和為1。

圖5 雙橢球熱源模型和擺動熱源熱流密度分布

3.3 溫度場計算

焊接是局部快速加熱冷卻的過程,因此,在焊接過程中,熱量會在工件中傳導,也會與周圍的環境進行熱量的交換。為了模擬實際焊接過程中電弧產生的熱量在工件中的傳導,其控制方程如式(3):

(3)

式中:ρ為材料的密度;cp為比熱容;T為溫度;t為時間;?為拉普拉斯算子;qarc為焊接熱源熱流密度。

焊接件通過對流的方式與環境交換熱量遵循Newton定律式(4):

qa=-ha(Ts-Ta)

(4)

式中:qa為焊接件與環境之間的熱量交換;ha(25W·m-2·K-1)為對流交換系數;Ts為焊接件表面溫度;Ta為環境溫度。

焊接件通過輻射所損失的熱量可按照如式(5)控制方程計算:

qh=-εσ[(Ts+273)4-(Ta+273)4]

(5)

式中:ε為熱輻射系數(計算中取值為0.8);σ(5.67×10-8W·m-2·K-4)為Stefan-Boltzmanm常數。

3.4 組織計算

在焊接熱循環的作用下,Q960超高強鋼焊縫及熱影響區的組織由奧氏體轉變成貝氏體和馬氏體組織。數值模擬時,奧氏體轉變成貝氏體的過程,主要通過式(6)Johnson-Mehl-Avrami方程表述:

θ=θeq[1-exp(-ktn)]

(6)

式中:θeq為平衡狀態下相的體積分數;k為活化率,與溫度密切相關;n為Avrami指數,與相變類型有關。

奧氏體轉變成馬氏體的過程為非擴散型相變過程,可以通過式(7)Koistinen-Marburger方程表示:

θ=1-exp[-b(Ms-T)] (Ms≥T)

(7)

式中:b為馬氏體轉變速率,是與材料相關的常數;Ms為馬氏體開始轉變溫度。

3.5 應力計算

材料的總應變包括彈性應變、熱應變、塑性應變、相變塑性應變和蠕變應變。計算時,彈性行為遵守各向同性Hooke定律,屈服準則服從Von Mises準則。由于超高強鋼加工硬化不顯著,本文采用的計算模型為理想彈塑性模型。但是,Q960超高強鋼焊后會發生貝氏體和馬氏體相變,因此,必須要考慮相變塑性應變的影響。而焊接過程中,材料在高溫的停留時間較短,可以忽略蠕變應變帶來的影響。數值模擬時,應力場計算的應變增量表示如式(8):

Δεtotal=Δεe+Δεth+Δεpc+Δεtp

(8)

式中:Δεe為彈性應變增量;Δεpc為塑性應變增量;Δεth為熱應變增量;Δεtp為相變塑性應變增量。

4 結果與討論

4.1 有限元模型的驗證

焊接過程中,擺動熱源的移動,以及焊接件上瞬時狀態的溫度分布,見圖6。其中,定義溫度高于1 450 ℃的區域為熔池,730～1 450 ℃的區域為熱影響區,低于730 ℃的區域為母材。圖7為焊縫截面峰值溫度分布與實際焊接接頭的對比。由圖7可知,數值模擬結果與實際焊接接頭熔池形貌吻合良好,驗證了有限元模型溫度場計算的準確性。

圖6 焊接過程瞬時溫度分布

圖7 焊縫截面峰值溫度分布

為了研究應力場計算的準確性,沿著圖4中的直線L1,測量焊接試樣上表面的殘余應力分布。其中,圖8為單道重熔殘余應力分布的計算結果與試驗值的對比。由圖8可知,利用所開發的熱—冶金—力學有限元模型,能夠有效預測Q960超高強焊接殘余應力的分布。值得注意的是,試驗值與數值模擬結果存在一定的差異,主要原因是Q960數值模擬的熱物理性能參數測量比較昂貴,本文所用的是普通高強鋼的熱物理性能參數,因此計算時相的比例存在一定誤差,進而影響模擬結果。此外,殘余應力測量時,試驗者和設備本身都可能會造成一定的試驗誤差。

圖8 沿L1上縱向和橫向殘余應力分布

4.2 焊接殘余應力數值模擬結果

圖9為不考慮固態相變時縱向和橫向的殘余應力分布。由圖9(a)可知,不考慮固態相變,焊縫及熱影響區域存在著較大的縱向拉伸殘余應力,峰值達到1 000 MPa。而橫向殘余應力的數值相對較小,只有300 MPa。但是,中央截面上橫向殘余應力沿板厚方向上呈現“壓—拉—壓—拉”的分布,見圖9(b)。圖10(a)、(b)分別為考慮固態相變時縱向和橫向的殘余應力分布。由圖10(a)所示,考慮固態相變時,焊縫及熱影響區的縱向殘余應力較低,只有300 MPa。而拉伸殘余應力峰值出現在熔池底部的熱影響區,峰值達到1 000 MPa。由圖10(b)可知,中央截面上的橫向殘余應力峰值區域位于熔池底部的熱影響區,且整個截面上的橫向殘余應力沿板厚方向上呈現“拉—壓—拉—壓”。

圖9 不考慮固態相變時縱向和橫向殘余應力分布

圖10 考慮固態相變時縱向和橫向殘余應力分布

對比圖9(a)和圖10(a)可知,考慮固態相變能夠顯著降低焊縫中縱向拉伸殘余應力的大小,但不能改變殘余應力的正負號[5]。比較圖9(b)和圖10(b)可知,考慮固態相變,不但能改變橫截面上橫向殘余應力的分布,還能使橫向殘余應力的峰值大小發生變化。在工程上,預測焊接接頭或者結構的殘余應力時,不考慮固態相變的影響所得到的殘余應力值,具有一定的指導意義,但是整體結果偏保守。

圖11(a)、(c)分別為兩道和四道焊接縱向殘余應力分布。由圖11可知,高應力區域位于焊縫底部的熱影響區,而焊縫中心應力數值相對比較小。隨著焊道數的增加,前面焊道形成的殘余應力會發生重新分布,主要表現為最后一道焊側,平行于焊縫的端部位置的壓應力逐漸增大。值得注意的是,焊縫中心的最大殘余應力出現在第一道焊的焊縫中。圖11(b)、(d)分別為兩道和四道焊接橫向殘余應力分布,其中,最后一道焊縫中心的橫向殘余應力峰值最大,達到160 MPa。單道重熔時,見圖10(b),中央截面的應力沿板厚方向上呈現出“拉—壓—拉—壓”;但是隨著焊道數的增加,最后一道焊的橫向殘余應力沿板厚方向上分布為“拉—壓—拉”。需要注意的是,由于幾何端部效應的影響,在焊道的起始和結束位置存在著較大的橫向壓縮殘余應力,達到-400 MPa。

圖11 兩道和四道焊的殘余應力分布

圖12(a)和圖12(c)分別為兩道和四道焊中央截面上表面縱向殘余應力分布,由圖可知,縱向殘余應力在熱影響區位置出現局部拉應力峰值,而焊縫中心縱向殘余應力顯著下降,且焊縫中心的縱向殘余應力峰值均為第一道焊縫中。圖12(b)、(d)分別為兩道和四道焊中央截面上表面橫向殘余應力分布,由圖可知,焊縫中心的橫向殘余應力呈“階梯上升趨勢”,且在熱影響區位置出現局部壓應力峰值。

圖12 中央截面上表面殘余應力分布

5 結論

(1) Q960超高強鋼單道重熔焊接接頭溫度場、殘余應力分布的數值模擬與試驗結果基本吻合,說明本文中的數值模擬方法具有較高的準確性。

(2) 考慮固態相變的影響,能夠顯著降低焊縫中縱向拉伸殘余應力的大小,但不能改變殘余應力數值的符號;對橫向殘余應力而言,不但能改變橫截面上的分布,還使得應力峰值大小發生變化。

(3) 縱向殘余應力在熱影響區出現局部應力峰值,而焊縫中心縱向應力值顯著下降;焊縫中心的橫向殘余應力呈“階梯”趨勢上升,且在熱影響區位置出現局部壓應力峰值。

致謝感謝重慶大學鄧德安教授對本文研究工作的指導以及對數值模擬算例的幫助。