補(bǔ)焊工藝對(duì)含夾雜結(jié)構(gòu)界面損傷的影響

王 凱，趙建平

(1.南京工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，南京 211816；2.江蘇省極端承壓裝備設(shè)計(jì)與制造重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 211816)

0 引言

鋼板在爐內(nèi)冶煉、精煉和連鑄等工藝過程中，由于高溫化合或者卷入雜質(zhì)等原因,其內(nèi)部會(huì)產(chǎn)生夾雜且分布具有隨機(jī)性，尺寸大多在0.001～0.1 mm[1]，工程上可達(dá)毫米級(jí)。在鋼板焊接過程中由于線能量過小、運(yùn)條過快等原因會(huì)導(dǎo)致焊縫中產(chǎn)生夾渣，此類夾渣尺寸較大，可達(dá)3～4 mm[2]。在焊接修補(bǔ)過程中，補(bǔ)焊過程的溫度、熱應(yīng)力以及焊后殘余應(yīng)力會(huì)對(duì)熱影響區(qū)內(nèi)的夾雜和夾渣產(chǎn)生影響。本文對(duì)含MnS夾雜Q345R厚板進(jìn)行焊接以及補(bǔ)焊的熱-力順次耦合有限元模擬，討論夾雜與基體界面受補(bǔ)焊工藝參數(shù)的影響。

1 含夾雜結(jié)構(gòu)補(bǔ)焊數(shù)值模擬

1.1 模型建立

將2塊200 mm×160 mm×34 mm的鋼板進(jìn)行對(duì)接焊，見圖1，開X形對(duì)稱坡口，坡口角度60°，初始總焊道為11道，其中打底焊一道，高度4 mm，其余焊道高度3 mm，補(bǔ)焊焊道為1道，高度3 mm，寬度5 mm，補(bǔ)焊長(zhǎng)度為鋼板寬度的50%。夾雜形狀為常見的橢球體，長(zhǎng)軸1 mm，短軸0.4 mm，橢球體繞長(zhǎng)軸生成旋轉(zhuǎn)體，在夾雜與基體之間建立厚度0.01 mm的內(nèi)聚力層。由于夾雜與整體模型尺寸相差過大，采用子模型法建模，見圖2，子模型區(qū)域位于補(bǔ)焊區(qū)域最底部的正中及正下方，子模型尺寸為5 mm×5 mm×10 mm的長(zhǎng)方體，夾雜位于子模型中心位置，長(zhǎng)軸方向與補(bǔ)焊方向平行，夾雜形心與補(bǔ)焊最底部距離為5 mm。

圖1 焊接坡口及夾雜尺寸Fig.1 Welding groove and inclusion dimensions

圖2 全局模型與子模型相對(duì)位置Fig.2 Relative position of global model and submodel

采用過渡網(wǎng)格劃分方法(見圖3)，溫度場(chǎng)單元為DC3D8單元，應(yīng)力場(chǎng)為C3D8R單元，內(nèi)聚力層為COH3D8單元。環(huán)境溫度為20 ℃，對(duì)流換熱系數(shù)取10 W/(m2·℃)，輻射發(fā)射率取0.85，采用圖3所示約束防止剛性位移。運(yùn)用ABAQUS的submodel模塊將全局模型的變量解轉(zhuǎn)化為驅(qū)動(dòng)變量施加在子模型邊界的所有節(jié)點(diǎn)上。

圖3 網(wǎng)格劃分及邊界條件Fig.3 Mesh division and boundary conditions

1.2 材料選擇

選用Q345R壓力容器專用鋼板，假設(shè)焊縫與母材材料相同，夾雜物為鋼中最為常見的MnS，假設(shè)夾雜為彈性體，其熱物理屬性及高溫力學(xué)性能如圖4[3-5]。

(a)Q345R

(b)MnSλ—導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；ρ—材料密度，kg/m3；α—熱膨脹系數(shù)，J/(kg·K)；cp—比熱容，J/(kg·K)；E—彈性模量，MPa；μ—泊松比，MPa;σs—屈服強(qiáng)度，MPa。

1.3 熱源施加

初始焊及補(bǔ)焊選用手工電弧焊方法，電弧熱效率取0.8，焊接及補(bǔ)焊工藝參數(shù)如表1所示。

表1 焊接工藝參數(shù)Tab.1 Welding process parameters

選用雙橢球體熱源，熱源的施加通過Dflux子程序結(jié)合生死單元實(shí)現(xiàn)，在每個(gè)焊道單元激活時(shí)，將熱源定位到相應(yīng)焊道進(jìn)行焊接加熱。

1.4 內(nèi)聚力模型參數(shù)確定

選用能夠同時(shí)保證計(jì)算速度和精度的雙線性型內(nèi)聚力模型。圖5示出雙線性內(nèi)聚力模型的Traction Separation Law(TSL)曲線。

δ0—損傷初始位移；δmax—損傷最大位移；K—內(nèi)聚力剛度；σmax—材料內(nèi)聚力強(qiáng)度，Гc—最大臨界斷裂能。

圖中Гc為TSL曲線與X軸所圍成的面積，即界面間克服內(nèi)聚力發(fā)生位移所做的功，等效于材料的臨界能量釋放率，如式(1)：

(1)

由文獻(xiàn)[6]可知,Q345R鋼板常溫?cái)嗔秧g性為138.4 MPa·m1/2，由式(1)可以求得臨界能量釋放率Gc=84 061.15 N/m，同時(shí)臨界裂紋張開位移[5]為δmax=0.000 176 m，由圖5求得內(nèi)聚力強(qiáng)度為955 MPa(≈3σy)，這與文獻(xiàn)[7]中所示內(nèi)聚力強(qiáng)度經(jīng)驗(yàn)取值為2～6倍σs(材料屈服強(qiáng)度)相符，因此σmax取3σs，法向與切向取值相同。由于斷裂韌性會(huì)隨溫度升高有明顯下降[8]，內(nèi)聚力強(qiáng)度也會(huì)有明顯降低，而高溫內(nèi)聚力強(qiáng)度參數(shù)較難獲得，通過對(duì)內(nèi)聚力強(qiáng)度的下降趨勢(shì)進(jìn)行合理假設(shè)，假設(shè)強(qiáng)度隨溫度升高呈指數(shù)型降低，在達(dá)到熔點(diǎn)溫度時(shí)，內(nèi)聚力強(qiáng)度為0。雙線性內(nèi)聚力模型由線性內(nèi)聚力模型修正得到，因此初始損傷位移取值應(yīng)遠(yuǎn)小于臨界裂紋張開位移，取δ0=5×10-6m，由σmax/δ0求得內(nèi)聚力剛度K=1.95×1014，符合文獻(xiàn)[9]中剛度足夠大以獲得較為精確解，并且避免過大以保證收斂性的要求。損傷起始準(zhǔn)則選用平方應(yīng)力準(zhǔn)則，在界面應(yīng)力達(dá)到損傷起始條件時(shí)，材料性能開始降低且剛度產(chǎn)生弱化，弱化程度用剛度弱化系數(shù)D來表征，表達(dá)式為：

K1=K(1-D)

(2)

D范圍從0～1，在D達(dá)到1時(shí)，材料剛度K1降為0，損傷達(dá)到最大產(chǎn)生破壞。

2 結(jié)果與討論

2.1 子模型邊界驗(yàn)證

子模型邊界的合理確定是子模型分析的關(guān)鍵，應(yīng)符合圣維南原理，邊界應(yīng)遠(yuǎn)離子模型內(nèi)部應(yīng)力集中區(qū)域。圖6示出沿圖2中Path繞子模型一周的全局及子模型邊界相同位置節(jié)點(diǎn)補(bǔ)焊第20 s時(shí)的溫度及應(yīng)力值的對(duì)比，可以看到子模型邊界與全局模型相應(yīng)位置的溫度及應(yīng)力結(jié)果基本吻合，應(yīng)力值誤差最大不超過1%，證明子模型邊界選取合理，計(jì)算結(jié)果有效。

(a)

(b)圖6 邊界節(jié)點(diǎn)溫度和應(yīng)力Fig.6 Temperature and stress at boundary nodes

2.2 初始焊及補(bǔ)焊對(duì)界面損傷的影響

圖8為圖7中夾雜端部出現(xiàn)損傷單元上一節(jié)點(diǎn)的溫度、應(yīng)力和損傷系數(shù)隨時(shí)間變化的結(jié)果，可以看到初始焊過程中，由于界面距初始焊位置較遠(yuǎn)，界面上應(yīng)力最大處接近300 MPa，而溫度僅有200 ℃左右，溫度導(dǎo)致的界面內(nèi)聚力強(qiáng)度下降較小，應(yīng)力條件遠(yuǎn)小于3σy的內(nèi)聚力強(qiáng)度，所以界面沒有出現(xiàn)損傷。補(bǔ)焊在全局分析中的時(shí)間跨度為5 119.62～5 159.62 s，圖中放大圖分析時(shí)間為5 130～5 180 s，可以看到在補(bǔ)焊時(shí)，界面該點(diǎn)溫度有了顯著上升，由于內(nèi)聚力強(qiáng)度受高溫影響有明顯下降，使損傷起始準(zhǔn)則判據(jù)成立，界面發(fā)生損傷起始和演化，在損傷起始后，界面剛度下降導(dǎo)致該點(diǎn)應(yīng)力有所下降，與雙線性內(nèi)聚力模型原理相吻合。

圖7 界面損傷Fig.7 The interface damage

(a)溫度

(b)應(yīng)力

(c)損傷系數(shù)圖8 損傷節(jié)點(diǎn)參數(shù)隨時(shí)間的變化Fig.8 Variation of parameters of damaged nodes with time

通過模擬發(fā)現(xiàn)，初始焊造成的鋼板殘余應(yīng)力最大值達(dá)到了304 MPa，與文獻(xiàn)[10]中305 MPa殘余應(yīng)力結(jié)果相一致，補(bǔ)焊使補(bǔ)焊區(qū)域殘余應(yīng)力提高到了312 MPa。圖7為距離補(bǔ)焊底部4 mm、補(bǔ)焊熱輸入25 kJ/cm、補(bǔ)焊長(zhǎng)度為50%板寬模型的夾雜與基體間內(nèi)聚層的損傷系數(shù)結(jié)果云圖，可以看到夾雜與基體界面之間出現(xiàn)了損傷，剛度弱化系數(shù)(SDEG)最大達(dá)到了0.394。

2.3 補(bǔ)焊工藝參數(shù)對(duì)界面損傷的影響

由于溫度和應(yīng)力是影響夾雜與基體界面損傷的主要因素，研究發(fā)現(xiàn)[11-14]，補(bǔ)焊熱輸入和補(bǔ)焊長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)力結(jié)果影響較大，并且夾雜與補(bǔ)焊區(qū)域之間的距離也直接影響到其溫度和應(yīng)力分布。所以對(duì)夾雜與補(bǔ)焊區(qū)域距離A、補(bǔ)焊熱輸入B、補(bǔ)焊長(zhǎng)度C進(jìn)行三因素三水平正交實(shí)驗(yàn)分析設(shè)計(jì)，如表2所示。

表2 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)Tab.2 Orthogonal experimental design

通過ABAQUS軟件建立9個(gè)模型模擬獲得各參數(shù)影響下的損傷系數(shù)，對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行極差分析計(jì)算結(jié)果見表3，表中1～9分別為不同因素水平下的正交試驗(yàn)?zāi)Ｐ途幪?hào)，T1,T2,T3為各水平損傷系數(shù)之和，K1,K2,K3分別為各水平對(duì)應(yīng)損傷系數(shù)平均值，R為極差，極差越大、該因素對(duì)損傷影響越大，從計(jì)算數(shù)據(jù)可得，影響因素大小依次為“夾雜與補(bǔ)焊區(qū)域距離>補(bǔ)焊熱輸入>補(bǔ)焊長(zhǎng)度”。

表3 極差分析Tab.3 Range analysis

利用Statistica數(shù)學(xué)分析軟件對(duì)各因素進(jìn)行方差分析，結(jié)果見表4。F值結(jié)果顯示各因素影響程度與極差分析結(jié)果一致。圖9示出方差分析均值，距離4 mm、補(bǔ)焊熱輸入25 kJ/cm、補(bǔ)焊長(zhǎng)度為64 mm分別是各因素使損傷較小的最優(yōu)解，這一結(jié)果也與極差分析結(jié)果相一致。

表4 方差分析Tab.4 Variance analysis

圖9 方差分析均值

3 結(jié)論

(1)基于子模型法模擬研究了補(bǔ)焊過程對(duì)其熱影響區(qū)內(nèi)的夾雜與基體界面損傷影響，發(fā)現(xiàn)由于夾雜距離初始焊縫位置較遠(yuǎn)，初始焊僅使界面產(chǎn)生了殘余應(yīng)力而沒有造成界面損傷，在補(bǔ)焊過程中，距離補(bǔ)焊區(qū)域4,6,8 mm的夾雜與基體界面均發(fā)生了損傷起始和損傷演化。

(2)通過正交試驗(yàn)分析討論了補(bǔ)焊工藝參數(shù)對(duì)界面損傷的影響，結(jié)果表明，在夾雜位于距離補(bǔ)焊區(qū)域4～8 mm范圍內(nèi)時(shí)，影響因素大小依次為“夾雜與補(bǔ)焊區(qū)域距離>補(bǔ)焊熱輸入>補(bǔ)焊長(zhǎng)度”。