彭景亮，陳丹發(fā)，李 沛，胡 興

（1.中國葛洲壩集團(tuán)股份有限公司，武漢430000； 2.重慶大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，重慶400044）

不銹鋼具有優(yōu)良的耐腐蝕性能，在我國的船舶建造過程中占有舉足輕重的地位，特別是對于升船機(jī)上一些關(guān)鍵承重部位而言，不銹鋼更是起到不可替代的作用[1]。而在不銹鋼材料構(gòu)件的制造過程中，焊接是最常見的連接手段。然而，構(gòu)件在焊接過程中經(jīng)受局部加熱和快速冷卻，不可避免地產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力和變形[2-3]。由于船舶長時間在水上工作，腐蝕環(huán)境惡劣，在腐蝕介質(zhì)和焊接殘余應(yīng)力的共同作用下，很容易誘發(fā)應(yīng)力腐蝕現(xiàn)象，大大降低工件的服役壽命。此外，焊后產(chǎn)生的焊接變形不僅影響產(chǎn)品的外觀，而且會帶來裝配上的問題，矯正焊接變形不僅延長生產(chǎn)周期又增加制造成本[4-6]。因此，在實(shí)際焊接生產(chǎn)中如何有效預(yù)測和控制焊接殘余應(yīng)力和變形具有非常重要的工程應(yīng)用價值。

本研究針對SUS304 鋼管對焊接頭，基于ABAQUS 有限元分析軟件，開發(fā)了 “熱-冶金-力學(xué)” 耦合有限元計(jì)算方法。采用該方法模擬了焊接接頭的溫度場、 殘余應(yīng)力和焊接變形，討論了TIG 焊焊接接頭溫度場和熔池分布特征，以及角度變化對鋼管內(nèi)、 外表面殘余應(yīng)力的分布和影響。

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)對象為SUS304 鋼管對焊接頭，規(guī)格為Φ48 mm×5 mm，填充材料為A308L。焊接方法采用手工TIG 焊，直流正接，保護(hù)氣為純氬氣，氣流量10～15 L／min，管內(nèi)通純氬氣，流量1～2 L／min，其他焊接參數(shù)見表1。焊前將接口端部2 cm 范圍內(nèi)的雜物清理干凈，焊接層間溫度低于150 ℃，試樣尺寸及焊道布置如圖1 所示。

表1 SUS304 鋼管對接焊焊接參數(shù)

圖1 試樣尺寸及焊道布置

2 有限元計(jì)算方法

基于ABAQUS 有限元商用軟件，采用 “熱-彈-塑性” 有限元方法進(jìn)行鋼管焊接過程模擬。在這個方法中，采用順序耦合方式進(jìn)行計(jì)算，即先進(jìn)行溫度場的計(jì)算，得到有限元模型中每個節(jié)點(diǎn)的溫度循環(huán)歷史，然后在應(yīng)力變形場的計(jì)算中，將其作為熱載荷進(jìn)行加載計(jì)算求得每個節(jié)點(diǎn)的位移和每個單元的應(yīng)力應(yīng)變值。

在材料模型計(jì)算中，考慮了材料的各項(xiàng)熱物理參數(shù)和力學(xué)性能參數(shù)隨溫度變化的過程，材料熱物理參數(shù)見表2，力學(xué)性能參數(shù)見表3。同時在有限元模型的網(wǎng)格劃分過程中，為了平衡計(jì)算時間和計(jì)算效率，在焊縫及熱影響區(qū)附近網(wǎng)格劃分的較為密集，在其他區(qū)域則劃分的較為稀疏，整個模型的節(jié)點(diǎn)數(shù)為31 080 個，單元數(shù)為25 200 個，三維模型有限元網(wǎng)格模型如圖2 所示。其中，溫度場計(jì)算時單元類型為DC3D8，應(yīng)力變形場計(jì)算時單元類型為C3D8I。

表2 材料熱物理參數(shù)

表3 材料力學(xué)性能參數(shù)

圖2 三維有限元網(wǎng)格模型

2.1 溫度場計(jì)算

在溫度場計(jì)算中，采用Fortran 編寫的DFLUX 等密度熱源[7]子程序模擬焊接過程中的熱輸入，而焊接熱分析過程是一個典型的非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)過程，其控制方程可以表述為

式中：ρ——材料密度，g/mm3；

c——材料比熱容，J/（g·℃）；

T——溫度，℃；

t——時間，s；

——熱流密度矢量，W/mm2；

Q——內(nèi)部熱源發(fā)熱率，W/mm3；

由傅里葉非線性熱傳導(dǎo)定律表述電弧熱在工件內(nèi)部的傳導(dǎo)過程，其傳導(dǎo)方程為

式中：k——熱導(dǎo)率，J/（mm·s·℃）。

在焊接過程中，不僅包含工件內(nèi)部的熱量的傳導(dǎo)，還需要考慮工件與外部環(huán)境的熱交換過程。工件通過表面向環(huán)境進(jìn)行散熱的過程包括對流和輻射兩種形式，在計(jì)算中設(shè)定環(huán)境溫度為20 ℃，采用牛頓法則進(jìn)行對流換熱計(jì)算，其對流換熱方程為

式中：hc——換熱系數(shù)，hc=33×10-6W/(mm2·℃)；

TS——工件表面溫度，℃；

T0——環(huán)節(jié)溫度，℃。

另外，還應(yīng)考慮輻射散熱的影響，依據(jù)Boltzmann 定律其散熱方程為

式中：ε——熱輻射率，ε=0.8；

σ——stefan-soltaman 常數(shù)。

此外，還考慮了熔池在焊接過程中結(jié)晶潛熱的影響，對SUS304 不銹鋼而言，結(jié)晶潛熱值取260 J/g，液相線和固相線溫度分別為1 390 ℃和1 340 ℃。

2.2 應(yīng)力變形場計(jì)算

應(yīng)力變形場計(jì)算實(shí)際上就是力學(xué)問題的分析過程，采用與之前熱分析相同的網(wǎng)格模型，將溫度場計(jì)算的節(jié)點(diǎn)溫度循環(huán)以熱載荷的形式進(jìn)行加載，以求得焊接過程中的殘余應(yīng)力和變形。彈性應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系遵循各項(xiàng)同性虎克定律，而對于塑性行為則采用Von Mises 準(zhǔn)則來表述。對于奧氏體不銹鋼而言，材料在循環(huán)加載過程中會出現(xiàn)加工硬化現(xiàn)象，還應(yīng)考慮焊接過程中下一道焊接熱輸入對上一道焊縫的退火效應(yīng)，采用各向同性加工硬化和退火溫度[8]1 000 ℃的材料模型進(jìn)行描述。由于焊接是一個短暫的加熱過程，且在高溫下的停留時間很短，所以這里忽略相變和蠕變的影響，故總應(yīng)變公式為

式中：εe——彈性應(yīng)變；

εp——塑性應(yīng)變；

εth——熱應(yīng)變。

此外，由于此工件壁厚較薄，整體剛度較小，焊道數(shù)較少，所以計(jì)算過程除了考慮焊接加熱過程材料的非線性問題，還要考慮模型的幾何非線性問題，因此涉及到大變形理論計(jì)算。在模型中設(shè)定如圖2 所示邊界條件來限制剛體位移。

3 計(jì)算結(jié)果與討論

3.1 溫度場

焊接過程中，模型經(jīng)歷了兩次熱循環(huán)過程。焊接接頭峰值分布云圖和試驗(yàn)結(jié)果對比如圖3 所示，其中右側(cè)模擬圖中灰色區(qū)域?yàn)楦哂谀覆墓滔嗑€溫度的熔池區(qū)域，假定1 400 ℃就發(fā)生了熔化，采用python 編寫的腳本程序提取每個節(jié)點(diǎn)的峰值溫度后再寫入到計(jì)算結(jié)果文件中。左側(cè)為實(shí)際焊接接頭，其中黑色虛線為熔合線?？梢钥闯鲇邢拊?jì)算得到的熔池和熱影響區(qū)分布和實(shí)驗(yàn)值基本吻合，這表明可以通過有限元模擬方法得到實(shí)際焊接溫度場。圖4 為圖3 中A、 B、 C、 D四點(diǎn)在經(jīng)歷兩次加熱過程后的熱循環(huán)曲線?？梢钥闯?，最高溫度在1 750 ℃左右，且兩道焊的層間溫度低于100 ℃。

圖3 焊接接頭處峰值分布云圖和試驗(yàn)結(jié)果對比

圖4 焊接熱循環(huán)曲線

3.2 應(yīng)力變形場

按照圖5 所示路徑，在有限元模擬結(jié)果中提取相應(yīng)的數(shù)據(jù)并繪制成圖6。其中圖6 （a）～圖6 （d）分別為鋼管內(nèi)壁和外壁在不同角度位置的軸向殘余應(yīng)力和環(huán)向殘余應(yīng)力。從圖6 （b）和圖6 （d）可以很明顯地看出，無論是圓管的內(nèi)壁還是外壁，軸向殘余應(yīng)力的分布對不同角度位置的變化不太敏感。但是在內(nèi)壁中，焊接起始位置及附近區(qū)域（0°位置）的應(yīng)力峰值高于其他位置，而在外壁焊縫中心處，90°位置的應(yīng)力低于其它角度?？傮w來說，這些差別基本上可忽略。

圖5 殘余應(yīng)力提取路徑

圖6 不同位置殘余應(yīng)力分布

但對于環(huán)向殘余應(yīng)力而言，不同角度位置的變化對其在鋼管內(nèi)壁和外壁中的分布和峰值影響比較顯著。比較圖6 （a）和圖6 （c）可以看出，在內(nèi)壁中270°位置的應(yīng)力峰值要比其他角度位置高約100 MPa，其他3 個角度位置的峰值變化則沒有那么明顯。但是仍然可以看出，在圓管內(nèi)壁隨著角度越大，環(huán)向殘余應(yīng)力的峰值也越大，且處于高應(yīng)力區(qū)域的范圍也逐漸變寬，不過應(yīng)力峰值都出現(xiàn)在熔合線及附近熱影響區(qū)。這是因?yàn)樵诤附舆^程中，熱源不斷移動時熱量在工件中傳導(dǎo)，使得先焊位置的溫度稍低一些，而在焊接結(jié)束階段，由于熱傳導(dǎo)作用已使未焊區(qū)域升至一個較高的溫度，所以當(dāng)熱源移動到這些區(qū)域時，會使溫度上升的更高，所以在冷卻后的開始位置和結(jié)束位置的應(yīng)力值會表現(xiàn)出相應(yīng)的差別。對比Deng 等[9]的研究發(fā)現(xiàn)，在壁厚基本相同的情況下，管徑越大，不同角度位置的差異會減小。而在鋼管外壁，由于環(huán)向殘余應(yīng)力峰值較小，沒有超過材料的屈服強(qiáng)度，所以這里不做過多討論，不過從圖中仍可看出，角度的變化對其分布有一定的影響。

將工件變形前和變形后的輪廓圖放在一起對比 （如圖7 所示），其中紅色輪廓線表示變形前的形狀，實(shí)體圖為放大5 倍后的變形后的云圖。從圖7 可以清晰地看出，整個工件在沿z 軸方向和焊縫附近位置的環(huán)向都發(fā)生了收縮變形。建立如圖8 所示的路徑1 和路徑2，在計(jì)算結(jié)果中提取沿這兩條路徑上每個節(jié)點(diǎn)的軸向位移，然后進(jìn)行絕對值相加后取平均值，得到的平均軸向收縮為0.735 mm； 建立路徑3，提取徑向位移，取平均值后得到的徑向收縮量為0.171 mm。

圖7 焊接變形前、 后對比的輪廓圖

圖8 焊接變形提取路徑

4 結(jié) 論

（1）經(jīng)過有限元模擬計(jì)算得到的熔池形貌和試驗(yàn)結(jié)果相符合，驗(yàn)證了該計(jì)算方法的有效性。

（2）經(jīng)過該試驗(yàn)方法計(jì)算得到的奧氏體不銹鋼鋼管在不同角度位置測得的軸向殘余應(yīng)力峰值和分布基本一致，并且外壁和內(nèi)壁的軸向殘余應(yīng)力分布相反，在內(nèi)壁焊縫及其附近區(qū)域的軸向殘余應(yīng)力呈現(xiàn)高的拉應(yīng)力，而在外壁則呈現(xiàn)高的壓應(yīng)力； 而內(nèi)壁的環(huán)向殘余應(yīng)力值較高，外壁的環(huán)向殘余應(yīng)力值較小，且都對角度的變化很敏感，說明不銹鋼鋼管焊接時使終端效應(yīng)很明顯。

（3）計(jì)算可以得出，不銹鋼鋼管焊接完成后軸向和徑向都會發(fā)生收縮變形，其中平均軸向收縮量為0.735 mm，平均徑向收縮量為0.171 mm。