分享：坡口形式对Q390/Q690异种低合金钢焊接残余应力的影响

0.   引言

低合金高强钢具有优良的强韧性和焊接性,广泛用于工程结构中。为了满足不同的服役环境,提高整体焊接结构的使用性能,经常需要将不同强度级别的异种低合金高强钢进行焊接[1]。焊接结构件中的残余应力是影响其使用性能的重要因素。对于中厚板焊接,为保证根部焊透,避免焊接缺陷,通常需要开坡口；不同形式坡口的存在会影响焊接接头的温度分布和熔池流动行为,进而在焊接完成后产生不同的残余应力分布[2]。而且,异种钢接头由于母材热物性参数不同,在不均匀的焊接热源下,残余应力的分布将会更加复杂。因此,研究坡口形式对异种钢焊接残余应力的影响,可以为选择坡口形式提供参考,这对提高异种钢焊接质量具有重大的现实意义。蔡建鹏等[3]利用ABAQUS软件开发了一种热弹塑性有限元法并用于计算不同坡口形式下Q345/SUS304异种钢焊接应力场,结果表明V形和X形坡口接头的应力分布和大小均不同。CHEN等[4]利用SYSWELD焊接模拟软件,基于热冶金-机械耦合行为和固态相变效应,分析得出坡口形式对焊接温度场、残余应力场和焊接变形均具有一定程度的影响。然而,目前相关领域的研究对象主要为异种碳钢与不锈钢接头,针对不同屈服强度的异种低合金钢接头的研究较少。 

作者以广泛用于海洋平台、工程机械等领域的Q390/Q690异种低合金钢为研究对象,选择了V形、X形和K形3种焊接坡口形式,通过有限元模拟和试验验证相结合的方式,研究了坡口形式对Q390/Q690异种钢焊接接头温度场、等效应力场和残余应力分布的影响,以期为异种低合金钢多层多道焊残余应力的控制和优化提供理论参考。 

1.   试样制备与试验方法

焊接母材为厚度14 mm的轧制态Q390和Q690低合金钢板,由莱芜钢铁提供,化学成分见表1。焊接试样尺寸均为120 mm×200 mm×14 mm,坡口形状见图1,为V形坡口、X形坡口和K形坡口3种,坡口开在长边上,坡口角度均为60°,根部间隙为1 mm,无钝边。采用OTC DP400型焊接设备对Q390和Q690低合金钢板进行熔化极活性气体保护电弧（MAG）焊接,保护气体为80%Ar+20%CO2（体积分数）,使用直径1.2 mm的ER76-1焊丝,采用四层四道焊接形式,焊接参数如表2所示,焊接速度为3 mm·s−1。对于X和K形坡口,采用先焊完一侧再焊另一侧的方案。焊接过程中采用S型热电偶记录温度随时间的变化曲线（热循环曲线）,测试点位于接头上表面垂直于焊接方向的中心线上,距Q390钢边缘106 mm处。 

图  1  3种焊接坡口形状

Figure  1.  Three kinds of welding groove shape

由于焊接接头表面近焊缝热影响区在焊接过程中形成氧化层和锈蚀层,因此无法采用X射线残余应力仪获得有效残余应力值,需要先对这些区域进行电化学腐蚀预处理。采用MS-605D型电解腐蚀设备进行表层电解腐蚀,使用直流稳压电源,电压为10 V,电解液为饱和氯化钠溶液[5],腐蚀区域位于以焊缝中心点（接头中心）为原点、半径为20 mm的范围,腐蚀时间为10 min,腐蚀深度约为0.3 mm。电解腐蚀后,将腐蚀区表面用去离子水清洗。采用μ-X360s型残余应力分析仪测试V形坡口接头上表面的焊后残余应力,以接头中心为原点,垂直于焊接方向(x轴）每隔10 mm取点测试。 

2.   有限元模拟

2.1   网格划分和力学边界条件

采用ABAQUS软件建立与实际接头尺寸相同的有限元模型并划分网格,以V形坡口接头为例,有限元网格模型与力学边界条件如图2所示。UX,UY,UZ为零表示在x、y、z方向上位移被约束。为了兼顾计算精度和效率,网格划分采用疏密过渡形式,温度较高、应力梯度较大的焊缝区网格划分较密,两侧热影响区次之,其余区域较疏,具体单元网格尺寸为焊缝区1 mm,热影响区2 mm,远离焊缝区4 mm,采用不同灰度表示4道焊。 

图  2  V形坡口接头的有限元网格模型和力学边界条件

Figure  2.  Finite element mesh model and mechanical boundary conditions of V-groove joint

2.2   材料热物性参数

焊接过程分析属于典型的非线性瞬态分析,在材料属性设置中需要输入不同温度下的材料热物性参数。根据文献[6-7]和SYSWELD软件材料库,确定了Q390和Q690钢的热物性参数。为提高计算速度,ER76-1焊丝（与Q690钢近似等强匹配）与Q690钢的热物理参数设置相同。 

2.3   焊接热源模型

基于双椭球局部坐标系,采用单独定义热输入的三维双椭球体热源模型[8],热源移动方向为z轴方向,椭球内部热流密度分布函数如下： 

式中：q1（x,y,z）,q2（x,y,z）分别为椭球前后半部分内部热流密度分布函数；x,y,z分别为距热源中心熔宽方向,熔深方向,焊接方向上的距离；f2,f2分别为热流密度在前后半椭球体的分配系数,分别取0.6和1.4；Q为有效热输入；a1,a2分别为前后半椭球体的长度；b为半熔宽；c为熔深；η为电弧热效率,取0.85；U为焊接电压；I为焊接电流。 

根据文献[8],将焊缝横截面尺寸作为确定不同焊层形状参数的依据。3种坡口接头焊缝1~4焊层的a1均为5 mm,a2均为8 mm,b依次为5,10,12,14 mm,c依次为4,6,7,8 mm。此外,接头表面与周围介质的热交换方式为对流和辐射,设置对流换热系数和辐射发射率分别为15,0.85 W·（m2·K）-1,斯蒂芬-玻尔兹曼常数为5.67×10−8 W·m−2·K4,绝对零度为−273.16 ℃[9]。根据高强钢熔点,设置固相线和液相线温度分别为1 450,1 500 ℃,熔化潜热为270 kJ·kg−1。 

3.   结果与讨论

3.1   焊接温度场

由图3可见：在四层四道焊接模拟过程中,3种坡口形式下熔池的峰值温度均在2 000 ℃左右,其中,K形坡口接头的峰值温度最高（2 093 ℃）,V形坡口接头次之（2 058 ℃）,X形坡口接头最小（1 978 ℃）。这是因为K形坡口接头焊接热输入最大,而X形坡口接头焊接热输入最小,模拟结果与文献[10]试验结果基本吻合。 

图  3  模拟得到V形、X形、K形坡口接头截面的温度分布

Figure  3.  Temperature distribution of cross sections of V-groove (a), X-groove (b) and K-groove (c) joint obtained by simulation

3.2   热循环曲线

模拟取点与试验保持一致。由图4可见：不同坡口形式下模拟和试验获得的热循环曲线整体趋势相近；模拟得到的峰值温度高于试验值,这主要是因为试验值受热电偶接触面积的影响,而模拟值仅为提取的节点温度；模拟和试验所得瞬时温度的相对误差均在15%以内,表明有限元热源模型较准确；在第一道次焊接过程中出现的峰值温度由高到低依次为K形、X形、V形坡口,这是因为不同坡口形式下焊接热源距测试点距离不同。 

图  4  第一道次焊接过程中不同坡口形式下接头截面的热循环曲线模拟结果与试验结果

Figure  4.  Simulation results and test results of thermal cycle curves of joint section under different groove forms during first welding process

3.3   等效应力

将焊缝界面温度分布模拟结果载入ABAQUS软件模拟等效应力分布,由图5可见：3种坡口形式下焊缝截面的等效应力均呈不对称分布,Q390钢与焊缝的熔合线处存在较大的应力梯度,而Q690钢母材与焊缝的熔合线处应力梯度较小。这主要是因为ER76-1焊丝与Q690低合金钢近似等强匹配,而与Q390低合金钢强度相差较大,加之两侧母材热物性参数的差异,在冷却过程中焊缝两侧冷却收缩不匹配,故产生了不同的应力梯度。此外,不同坡口形式下焊缝截面均存在等效应力高于690 MPa的高应力区,这是因为在四层四道焊接过程中,焊缝被反复加热和冷却产生塑性变形,导致加工硬化。计算得到K形、V形、X形坡口接头的高应力区面积分别为278,255,211 mm2。 

图  5  不同坡口形式下接头截面的等效应力分布

Figure  5.  Equivalent stress distribution of joint section under different groove forms

3.4   纵向和横向残余应力

提取接头上表面中心垂直于焊接方向上各节点的残余应力值,与试验值进行对比分析。由图6可见：V形坡口接头残余应力的试验值和模拟值分布趋势大体相同,在焊缝处试验值小于模拟值,这可能是因为表面电解腐蚀一定程度上释放了部分残余应力。焊缝中产生了高于屈服强度的纵向残余拉应力,而在焊缝两侧熔合区迅速转变为压应力,高纵向残余拉应力主要是焊缝金属在冷却过程中受母材纵向强约束作用以及在热循环过程中发生了加工硬化所导致的；两侧近熔合线热影响区的纵向残余拉应力均高达400 MPa,高于母材的屈服强度,这可能会导致两侧发生局部变形；此外,Q390与Q690低合金钢板侧的纵向残余拉应力分布范围不同,Q390低合金钢板侧分布在距焊缝中心20 mm内,Q690低合金钢板侧分布在距焊缝中心14 mm内。这是因为材料焊后的残余应力分布受到屈服温度（屈服强度与热膨胀系数和弹性模量乘积之比[11-12]）影响,屈服温度越高说明材料冷却过程中产生残余拉应力所需要的温度越高,冷却完成后产生的残余拉应力分布范围越小。计算可得Q690低合金钢的屈服温度约为Q390低合金钢的1.5倍,因此残余拉应力分布范围较小[13]。 

图  6  V形坡口接头上表面中心垂直于焊接方向的纵向和横向残余应力分布

Figure  6.  Longitudinal (a) and transverse (b) residual stress distribution on upper surface center perpendicular to weld of V-groove joint

V形坡口接头的横向残余应力整体呈双驼峰形分布,焊缝区应力急剧降低,至焊缝中心处接近0,峰值出现在焊缝两侧熔合区,横向残余应力峰值是由冷却过程中的横向收缩所致。相较于Q690低合金钢板侧,Q390低合金钢板侧峰值应力更低,这是因为此侧熔合区的温度梯度更大,在冷却过程中受挤压作用更强,而且Q390低合金钢的屈服强度更低,故横向残余应力峰值较低[14]。横向残余应力均小于相应位置的纵向残余应力,这主要是因为有限元模型中的边界条件为无拘束条件,所以模拟时接头在冷却过程中的横向收缩要小于纵向收缩,横向残余应力也小于纵向残余应力[15]。 

由图7可见,模拟得到K形和X形坡口接头上表面中心垂直于焊接方向的纵向残余应力也呈“几”字形分布,焊缝残余拉应力峰值均为800 MPa左右。综合图6可知,V形与K形坡口接头残余拉应力分布范围大于X形坡口。V形与K形坡口接头的横向残余应力峰值较大（302 MPa左右）,X形坡口接头较小（229 MPa）,这是冷却过程中不同坡口形式下的横向收缩不同所导致的,由于V与K形坡口开口面积较大,冷却完成后填充的液态焊缝金属在焊缝熔合线处会产生较大的峰值应力；K形和V形坡口接头的横向残余拉应力分布范围也明显大于X形坡口接头。 

图  7  V形、K形和X形坡口接头上表面中心垂直于焊接方向的纵向和横向残余应力分布

Figure  7.  Longitudinal (a) and transverse (b) residual stress distribution on upper surface center perpendicular to weld of V-groove, K-groove and X-groove joint

4.   结论

（1）有限元模拟得到3种坡口形式下Q390/Q690异种低合金钢接头焊缝区峰值温度均在2 000 ℃左右,其中,K形坡口接头的峰值温度最高,V形坡口接头次之,X形坡口接头最小；模拟和试验所得热循环曲线趋势相近,瞬时温度的相对误差均在15%以内,证明模型准确。 

（2）K形、V形和X形坡口接头焊缝均存在等效应力高于690 MPa的高应力区,高应力区面积依次降低,分别为278,255,211 mm2。 

（3）模拟和试验所得V形坡口接头残余应力分布趋势大体相同。3种坡口接头的纵向残余应力呈“几”字形分布,焊缝出现纵向残余拉应力峰值,并在两侧熔合区迅速转变为压应力；横向残余应力呈双驼峰形分布,峰值出现在两侧熔合区,焊缝区应力急剧减小至中心处接近0。V形与K形坡口接头纵向残余拉应力分布范围大于X形坡口,横向残余拉应力峰值和分布范围均大于X形坡口。 

文章来源——材料与测试网