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    極地船舶裝備氣電立焊的焊縫接頭性能分析

    2023-07-03 07:24:32江澤新韋青嵩段正啟
    船舶 2023年3期
    關(guān)鍵詞:坡口鐵素體板材

    江澤新 韋青嵩 段正啟 劉 鑫

    (廣船國際有限公司 廣州 511462)

    0 引 言

    相較于常規(guī)船舶,極地船舶因在極地地區(qū)長年運(yùn)營,需要面對(duì)低溫環(huán)境和浮冰撞擊[1]。因此,對(duì)極地船舶焊縫接頭要求具備較高的綜合性能,保證接頭的可靠性。實(shí)際生產(chǎn)中,保證可靠性的主要措施是提高材料的斷裂韌度、降低應(yīng)力及減少焊接缺陷,而在低溫環(huán)境應(yīng)用還需要提升沖擊韌性水平。研究表明:冰層撞擊前期,外板的損傷主要表現(xiàn)為沖擊和劃割損傷;隨著船舶深入冰層,冰層的擠壓破壞不斷增大、撞擊次數(shù)不斷增多,外板不斷發(fā)生塑性變形直至塑性破壞,內(nèi)部結(jié)構(gòu)也由彈性變形進(jìn)入塑性失效階段。船舶受到擠壓和撞擊直至失效階段所產(chǎn)生的能量傳遞以外板的吸能最多,其次是骨材。當(dāng)外板進(jìn)入塑性階段,抗冰能力將急劇下降并嚴(yán)重威脅船只安全,所以外板的安全性是極地船舶可靠性的重要關(guān)鍵點(diǎn)。[2-3]

    目前,多種焊接工藝已在極地裝備結(jié)構(gòu)開展實(shí)際工程應(yīng)用, 例如單面自動(dòng)雙面成形埋弧焊(flux copper backing, FCB)、埋弧焊(submerged arc welding,SAW)、氣電立焊(electrogas welding, EGW)等, 焊接效率明顯提升。船舶外板焊縫通常采用二氧化碳?xì)怏w保護(hù)焊(fluxed cored arc welding, FCAW)、FCB、EGW、SAW 等焊接工藝(如對(duì)平直結(jié)構(gòu)拼板階段開展FCB 焊接,總組搭載階段采用EGW 焊接),均屬于大線能量焊接工藝,容易引起接頭脆化,導(dǎo)致塑性韌性降低。[4]

    對(duì)比分段拼板階段,分段合攏累計(jì)了分段制造階段多個(gè)工序的精度誤差和吊裝過程中導(dǎo)致的分段變形,并且二次修割的現(xiàn)象時(shí)有發(fā)生[5],造成合攏焊縫坡口間隙與規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)誤差較大,整體坡口質(zhì)量低于FCB 拼板階段,且建造過程中的EGW 線能量整體大于FCB。同時(shí),總組搭載分段外板的骨材已經(jīng)完成焊接,外板拘束度大,焊接完成后的殘余應(yīng)力大,外板更容易出現(xiàn)塑性變形,故極地船舶外板EGW 焊縫的隱患風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)高于其他結(jié)構(gòu)或采用其他焊接方法的焊縫。

    如今,許多學(xué)者對(duì)EGW 焊縫進(jìn)行分析研究并取得了良好的效果[6-12],但這些研究主要集中于焊接位置、焊接角度和工藝參數(shù)優(yōu)化等,針對(duì)焊接坡口間隙對(duì)焊縫性能的影響研究較少。

    隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)和計(jì)算方法飛速發(fā)展,數(shù)值模擬是繼理論方法和試驗(yàn)方法之后的第3 種科學(xué)研究和工程分析方法[13]。研究結(jié)果表明:建立三維熱力學(xué)有限元模型,對(duì)焊接接頭殘余應(yīng)力場(chǎng)和焊接變形進(jìn)行數(shù)據(jù)分析,可有效避免有損檢測(cè)所帶來的風(fēng)險(xiǎn)隱患,以及無損檢測(cè)因船舶焊縫錯(cuò)綜復(fù)雜增加的建造成本,并且數(shù)值模擬結(jié)果和殘余應(yīng)力實(shí)際測(cè)量基本吻合[14-16]。采用數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)焊接工藝參數(shù)和結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化,可有效降低因殘余應(yīng)力過大而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性變形的風(fēng)險(xiǎn)隱患。

    本文對(duì)極地船舶隱患風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)高的EGW 焊縫接頭開展斷裂韌性、沖擊韌性與微觀組織研究,并采用有限元模擬分析焊接過程中的應(yīng)力場(chǎng)分布和變形情況, 探究板材坡口間隙對(duì)焊接可靠性的影響,優(yōu)化焊接工藝、提高焊接結(jié)構(gòu)的可靠性,試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以為現(xiàn)場(chǎng)的實(shí)際焊接提供切實(shí)可行的理論依據(jù)。

    1 試驗(yàn)過程

    1.1 焊接裝配

    試驗(yàn)選用母材為EH36 鋼板,板厚為30 mm 并開設(shè)單面V 型坡口,坡口角度為30°。依據(jù)生產(chǎn)的裝配情況,間隙分別設(shè)置為8 mm、12 mm 和16 mm,如圖1 所示。

    圖1 試板坡口形式及尺寸

    1.2 焊接參數(shù)

    焊接過程中,為保證試驗(yàn)變量的唯一性,設(shè)定焊接電流、電壓均保持一致,通過改變焊接速度來反饋坡口間隙的變化,如下頁表1 所示。

    表1 焊接參數(shù)

    2 接頭韌性

    2.1 接頭沖擊韌性

    焊接完成經(jīng)過無損檢測(cè)合格后,按GB/T 229開展-20 ℃的低溫夏比沖擊試驗(yàn)。沖擊試樣尺寸均為10 mm×10 mm×50 mm,沖擊開槽取樣位置如圖2 所示。

    圖2 沖擊開槽取樣位置

    多次進(jìn)行8 mm、12 mm、16 mm 坡口間隙的焊縫沖擊試驗(yàn),3 種規(guī)格間隙整體沖擊性能均能滿足規(guī)范要求。8 mm 坡口間隙的焊接接頭沖擊韌性分布均勻,在相同的沖擊位置,沖擊平均值與試驗(yàn)數(shù)值兩者之間的離散程度低,接頭沖擊性能穩(wěn)定。隨著間隙不斷增大,焊縫整體的沖擊性能降低,焊縫沖擊值不穩(wěn)定,沖擊平均值和試驗(yàn)數(shù)值兩者的離散度增大。FL 及FL+2 位置的數(shù)值離散度最大,個(gè)別試樣沖擊韌性數(shù)值已低于標(biāo)準(zhǔn)要求,如下頁圖3 所示。

    圖3 低溫沖擊實(shí)驗(yàn)數(shù)值對(duì)比

    試驗(yàn)結(jié)果表明:8 mm 坡口間隙的接頭性能最為穩(wěn)定;間隙增大時(shí),線能量也增大,焊縫的沖擊性能降低,數(shù)值不穩(wěn)定。如文獻(xiàn)[17]表明:采用氧化物冶金技術(shù)、氧化冶金等技術(shù)的大線能量鋼,可避免常規(guī)鋼材在大線能量條件下熔合線及附近熱影響區(qū)形成粗大相變組織,保證大線能量下熔合線及熱影響區(qū)的沖擊韌性,從而保證焊接接頭的穩(wěn)定性。

    2.2 斷裂韌性

    斷裂韌性試驗(yàn)參照BS7448 和DNV-OS-C401標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行,選用三點(diǎn)彎曲(three point bending,TPB)標(biāo)準(zhǔn)試樣,以裂紋尖端張開位移(crack tip opening displacement, CTOD)作為評(píng)價(jià)指標(biāo)。

    2.2.1 試樣制備

    焊接試板尺寸為450 mm×360 mm×30 mm,間隙分別為8 mm、12 mm 和16 mm,均為30°的V 型坡口。依據(jù)實(shí)驗(yàn)要求,缺口開在焊縫中心和熔合線粗晶區(qū)。焊縫和熔合線分別取6 個(gè)試樣,試樣長度不小于5 倍試樣寬度,斷裂韌性取樣位置如圖4 所示。采用10 t高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)在室溫下預(yù)制疲勞裂紋,疲勞頻率10 Hz。為了保證初始裂紋長度在0.45 ~ 0.70試樣寬度(W)的有效范圍內(nèi),設(shè)定預(yù)制疲勞裂紋的長度為2.5 mm。

    2.2.2 檢測(cè)分析

    將試樣放入低溫環(huán)境箱中進(jìn)行冷卻,待溫度達(dá)到-20 ℃后保溫30 min。對(duì)試樣進(jìn)行加載直到試樣失穩(wěn)破壞,加載速率控制在0.5 ~ 1.0 mm/min 范圍內(nèi),并同時(shí)記錄試樣載荷-位移曲線。

    試樣失穩(wěn)破壞后快速壓斷試樣(焊縫試樣需要輔助疲勞擴(kuò)展),用工具顯微鏡測(cè)量試樣的裂紋長度a0。具體方法為:沿試樣厚度方向取9 個(gè)測(cè)試位置分別測(cè)量,其中最外側(cè)的2 個(gè)點(diǎn)位于距試樣表面1%B處,然后在這2 個(gè)點(diǎn)之間等間距取7 個(gè)測(cè)試位置,按歐標(biāo)BS_7448-1 開展斷裂韌性CTOD 特征值和試樣幾何形狀因子計(jì)算:

    按式(1)計(jì)算裂紋長度a0:

    在F-V 曲線上讀取最大載荷值F和塑性張開位移VP,用式(2)計(jì)算CTOD 值。

    式中:B為試樣厚度,mm;W為試樣寬度,mm;δ為裂紋尖端張開位移,mm;s為三點(diǎn)彎曲時(shí)試樣的跨度,mm;F為最大載荷值,kN;δs為屈服強(qiáng)度,熱影響區(qū)取460 MPa,焊縫中心取410 MPa;ν為泊松比,取0.27;E為彈性模量,取2.1×105MPa;Z為刀口厚度,取0 mm;Vp為對(duì)應(yīng)最大載荷值的塑性張開位移,mm;試樣幾何形狀因子,計(jì)算見式(3):

    2.2.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

    按照規(guī)范要求,CTOD 特征值最低要求不低于0.15 mm。8 mm 坡口間隙焊縫中心CTOD 平均值為0.9 ~ 1.0,熔合線CTOD 平均值為0.8 ~ 0.9;12 mm坡口間隙焊縫中心CTOD 平均值為0.8 ~ 0.9,熔合線CTOD 平均值為0.7 ~ 0.8;16 mm 坡口間隙焊縫中心CTOD 平均值為0.7 ~ 0.8,熔合線CTOD 平均值為0.5 ~ 0.6。不同裝配間隙的焊接接頭,焊縫中心整體CTOD 值均大于熔合線。此外,文獻(xiàn)[18]也提到,由于焊接接頭內(nèi)部殘余應(yīng)力較大,熔合線區(qū)域很窄,難以精確界定,因此熱影響區(qū)的CTOD 值離散性較大,如圖5 所示。

    圖5 斷裂韌性試驗(yàn)結(jié)果

    圖6 EH36 高強(qiáng)鋼EGW 焊接頭截面形貌

    試驗(yàn)結(jié)果表明:隨著裝配間隙增大,線能量增大,焊接接頭的CTOD 數(shù)值呈下降趨勢(shì),CTOD 數(shù)值的離散度逐漸增大。

    3 接頭的形貌與組織特征

    采用EGW 焊接成形的30 mm 厚鋼板,焊接接頭截面如圖 6 所示。經(jīng)檢驗(yàn),焊接接頭成形良好,無氣孔、裂紋、夾渣和未熔合等缺陷,熱影響區(qū)分別為粗晶區(qū)、細(xì)晶區(qū)、臨界區(qū)。

    焊接接頭由焊縫、熔合區(qū)和熱影響區(qū)組成,其金相組織如圖 7 所示。

    圖 7(A)為焊縫區(qū)顯微組織,該區(qū)域組織由大量的粒狀貝氏體以及少量的鐵素體組成。由于焊接過程中的線能量較大,該區(qū)域瞬間達(dá)到相變溫度,鐵素體發(fā)生奧氏體化;在隨后的冷卻過程中,由于冷卻速度較快,相變溫度下降,部分奧氏體晶粒來不及長大,新相與母相自由能差較大,過冷度增加使形核率增加,所以獲得大量的貝氏體及少量鐵素體。

    圖7(B)為熔合線區(qū)域組織特征。左側(cè)為焊縫,右側(cè)為母材過熱區(qū)。

    圖7 EH36 高強(qiáng)鋼EGW 焊接頭微觀組織

    圖8 EH36 鋼的熱物理性能參數(shù)

    圖9 焊絲擺動(dòng)

    圖7(C)為粗晶區(qū)顯微組織,多邊形鐵素體PF+針狀鐵素體AF。主要為片狀與塊狀先共析鐵素體,并可見黑色珠光體。傳統(tǒng)的小線能量焊接接頭中,粗晶區(qū)在焊接熱循環(huán)過程中峰值溫度范圍1 100 ℃~ δ 相轉(zhuǎn)變溫度以下(或在δ 相轉(zhuǎn)變溫度停留時(shí)間極短而未能發(fā)生δ 相轉(zhuǎn)變)。當(dāng)采用較大的線能量進(jìn)行焊接時(shí),緊鄰焊縫的熱影響區(qū)峰值溫度將達(dá)到δ 相轉(zhuǎn)變溫度以上,并持續(xù)較長時(shí)間,為熱力學(xué)反應(yīng)創(chuàng)造了動(dòng)力學(xué)條件(主要是擴(kuò)散)。短時(shí)間來不及發(fā)生的相變(如γ→δ 相變、第二相粒子的溶解等)在這種情況下就會(huì)發(fā)生,導(dǎo)致晶粒尺寸進(jìn)一步長大。其相變過程與傳統(tǒng)的粗晶區(qū)有明顯差異,因而將此區(qū)域從粗晶區(qū)中區(qū)分開來,稱為過熱粗晶區(qū),其最終結(jié)果是導(dǎo)致形成更粗大的奧氏體晶粒,從而為晶內(nèi)鐵素體形核提供基礎(chǔ)。最終在原奧氏體晶界上分布著先共析鐵素體,部分針狀鐵素體在晶內(nèi)雜亂分布,同時(shí)可見部分魏氏組織鐵素體由晶界向晶內(nèi)生長。晶內(nèi)個(gè)別部位有針狀鐵素體,黑灰色塊區(qū)為珠光體。

    圖7(D)為細(xì)晶區(qū)顯微組織,該區(qū)域由大量珠光體與鐵素體組成。由于該區(qū)域溫度在AC3-AC1,部分鐵素體組織轉(zhuǎn)變成奧氏體,所以在冷卻過程中會(huì)形成細(xì)小的珠光體與鐵素體。

    圖7(E)為臨界區(qū)顯微組織,該區(qū)域由以鐵素體為主的帶及以珠光體為主的帶彼此交替的帶狀組織構(gòu)成。由于線能量較小,合金元素?cái)U(kuò)散困難且不均勻,產(chǎn)生枝晶偏析,因此產(chǎn)生碳元素的富集區(qū)及貧化區(qū)并產(chǎn)生帶狀組織。

    圖7(F)為母材微觀組織。

    試驗(yàn)結(jié)果表明:采用 EGW 焊接時(shí),EH36 焊縫區(qū)主要組織為粒狀貝氏體和鐵素體,強(qiáng)度較高。如文獻(xiàn)[19]所提及的,熱影響區(qū)主要組織為沿晶界分布的片狀鐵素體、晶內(nèi)生長的針狀鐵素體以及少量魏氏組織,滿足熱影響區(qū)韌性要求。針狀鐵素體一直被認(rèn)為是提升大線能量焊接用鋼粗晶熱影響區(qū)韌性最有效的組織之一[20]。相較于粗化的奧氏體晶粒,針狀鐵素體裂紋擴(kuò)展吸收功更高,焊縫沖擊韌性得到改善。

    4 焊接有限元分析

    下文將采用ABAQUS 有限元分析軟件對(duì)板材厚度為30 mm 的EH36 高強(qiáng)鋼進(jìn)行EGW 焊接工藝仿真模擬,分析不同坡口間隙條件下的焊接溫度場(chǎng)、焊后應(yīng)力場(chǎng)和變形狀態(tài)的變化情況。

    4.1 焊接材料及坡口裝配

    材料選擇高強(qiáng)鋼EH36,熱物理性能參數(shù)如圖 8 所示[21-23]。根據(jù)上述坡口形式同比例建造模型,拼板尺寸均為6 000 mm×5 400 mm×30 mm,焊縫長度為5 400mm,試驗(yàn)(a)和試驗(yàn)(b)的坡口間隙分別為8 mm 和12 mm,坡口角度均為30°。

    4.2 焊接參數(shù)

    有限元分析參數(shù)與實(shí)際焊接試驗(yàn)參數(shù)相同,選擇試驗(yàn)(a)和試驗(yàn)(b)2 種方案分別進(jìn)行焊接仿真,詳細(xì)參數(shù)見表2。

    表2 有限元分析模擬焊接參數(shù)

    4.3 焊接方式

    EGW 焊接過程中,焊絲在坡口內(nèi)部擺動(dòng),焊接熱源擺動(dòng)的寬度15 mm,擺動(dòng)的兩端頭分別距離坡口根部10 mm、距離坡口表面5 mm,擺動(dòng)速度40 mm/s。如圖 9 所示。

    4.4 網(wǎng)格劃分

    焊接過程中,熱量輸入高度集中,焊縫及其熱影響區(qū)的網(wǎng)格活動(dòng)劇烈,而遠(yuǎn)離焊縫區(qū)的網(wǎng)格活動(dòng)相對(duì)平緩[24]。在不改變分析精度的前提下增加有限元分析的效率,焊縫及熱影響區(qū)的網(wǎng)格劃分比較密集,最小網(wǎng)格尺寸為7.5 mm×10 mm×20 mm。遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域網(wǎng)格均勻劃分,經(jīng)過3 次網(wǎng)格過渡后,將網(wǎng)格尺寸增加而數(shù)量降低,最大網(wǎng)格尺寸為7.5 mm×540 mm×1 000 mm。試驗(yàn)(a)和試驗(yàn)(b)方案網(wǎng)格數(shù)量分別為18 936 個(gè)、19 238 個(gè),網(wǎng)格類型均為8 節(jié)點(diǎn)6 面體單元,如圖10 所示。

    圖10 網(wǎng)格劃分

    圖11 模擬實(shí)際焊接過程中的板材固定狀態(tài)

    4.5 邊界條件

    焊縫及試板的初始溫度均為室溫20 ℃,絕對(duì)零度(-273.15 ℃)。焊接過程中,焊件與周圍環(huán)境之間存在熱對(duì)流和熱輻射,定義空氣熱對(duì)流系數(shù)10,熱輻射率0.8,波爾茲曼常數(shù)5.67×10-8。金屬材料高溫熔化及冷卻凝固過程中存在相變的影響,定義固相線溫度1 450 ℃,液相線溫度1 500 ℃,熔化潛熱270 kJ/kg。同時(shí),本次試驗(yàn)同比例模擬EGW 在船舶實(shí)際生產(chǎn)情況。試驗(yàn)前,板材四周均被固定,焊縫位置使用焊接卡碼固定;焊接完成冷卻至室溫后,將焊接卡碼去除。如圖 11所示。

    4.6 試驗(yàn)結(jié)果與分析

    4.6.1 焊接溫度場(chǎng)

    圖12 為焊縫溫度場(chǎng)分布云圖。圖中灰色區(qū)域?yàn)楹附尤鄢?,左?cè)為熔池正面,右側(cè)為熔池截面。2 種方案的熔池最高溫度均在鋼板的熔點(diǎn)溫度1 500℃與氣化溫度2 750℃之間,焊接參數(shù)設(shè)置合理。板材坡口根部已經(jīng)被熔透,實(shí)際焊接過程中,焊縫根部區(qū)域會(huì)張貼陶瓷襯墊,不會(huì)發(fā)生熔穿現(xiàn)象,焊接過程穩(wěn)定進(jìn)行。

    圖12 焊接溫度場(chǎng)分布云圖

    圖13 中心壓縮塑性區(qū)

    圖14 橫向殘余應(yīng)力

    鋼鐵材料的溫度在200 ℃以上,會(huì)在中心產(chǎn)生壓縮塑性區(qū)[25],即板材在200 ℃以上的溫度冷卻至室溫后會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力和變形。探究2 種方案中心壓縮塑性區(qū)的覆蓋區(qū)域,焊接過程中將超過200℃以上的溫度設(shè)定為中心壓縮塑性區(qū),并以網(wǎng)格顯示,便于測(cè)量中心壓縮塑性區(qū)的尺寸,如圖 13 所示。

    中心壓縮塑性區(qū)見圖中灰色區(qū)域。2 種方案采用相同的焊接參數(shù),但試驗(yàn)(b)的焊接速度更慢,單位焊縫長度上焊接熱源停留時(shí)間更長,線能量更大。產(chǎn)生的熱量有更多時(shí)間傳遞至板材區(qū),故試驗(yàn)(b)的中央壓縮塑性區(qū)寬度大于試驗(yàn)(a)。

    4.6.2 殘余應(yīng)力及變形

    對(duì)焊縫產(chǎn)生最大影響的是橫向殘余應(yīng)力和變形,本次試驗(yàn)只針對(duì)橫向殘余應(yīng)力和變形對(duì)焊接試板進(jìn)行分析。

    規(guī)范要求EH36 鋼的抗拉強(qiáng)度不低于490 MPa[26],焊接殘余應(yīng)力超過490 MPa 的焊縫存在產(chǎn)生應(yīng)力缺陷的不確定性。如圖 14 所示,2 種方案橫向殘余應(yīng)力較大的區(qū)域均集中在靠近起弧與熄弧位置,試驗(yàn)(a)、試驗(yàn)(b)的最大橫向拉應(yīng)力分別為533 MPa和638.9 MPa,最大橫向拉應(yīng)力均超過板材的最低抗拉強(qiáng)度,但試驗(yàn)(b)焊縫端頭的焊接殘余應(yīng)力已超過EH36 鋼的最大抗拉強(qiáng)度,高應(yīng)力區(qū)覆蓋面積大于試驗(yàn)(a),因此試驗(yàn)(b)產(chǎn)生應(yīng)力裂紋的可能性更大。

    圖15 為試板的橫向收縮變形分布云圖。焊接完成板材冷卻至室溫后,將卡碼拆除,但板材四周仍被固定。2 種方案焊接變形方向均以焊縫為中心線呈現(xiàn)對(duì)稱分布,且距離焊縫兩端頭的距離越遠(yuǎn),焊接變形量越大,試驗(yàn)(a)和試驗(yàn)(b)最大橫向收縮變形分別為3.76 mm 和4.7 mm。

    圖15 橫向收縮變形分布云圖

    圖16 路徑選擇

    圖17 橫向殘余應(yīng)力曲線

    圖18 橫向收縮變形曲線

    繪制應(yīng)力及變形特性曲線,進(jìn)一步分析板材焊接橫向殘余應(yīng)力及變形的狀態(tài),曲線路徑選擇如圖 16 所示。沿著焊縫方向的路徑為路徑1,沿著板寬方向垂直于焊縫且避開焊縫區(qū)的路徑為路徑2。

    根據(jù)路徑1 所繪制焊縫表面的橫向殘余應(yīng)力曲線如下頁圖 17 所示。在焊接起弧位置,2 種方案均為壓應(yīng)力,試驗(yàn)(a)為10 MPa、試驗(yàn)(b)為90 MPa。隨著焊接過程進(jìn)行,壓應(yīng)力改為拉應(yīng)力,2 種方案最大拉應(yīng)力均為430 MPa 左右,低于板材最小的抗拉強(qiáng)度。在焊縫的中間區(qū)域,橫向殘余應(yīng)力表現(xiàn)出先減小后增大的趨勢(shì),試驗(yàn)(b)焊縫的橫向殘余應(yīng)力始終高于試驗(yàn)(a)。在焊接的熄弧焊接橫向應(yīng)力與起弧位置基本相同,最大拉應(yīng)力為430 MPa,但在焊縫末端焊縫始終受到拉應(yīng)力,試驗(yàn)(a)為240 MPa、試驗(yàn)(b)為280 MPa。

    根據(jù)路徑1 繪制的橫向收縮變形曲線如圖 18所示。試板的變形以焊縫為中心對(duì)稱分布,且距離焊縫越遠(yuǎn)試板的橫向收縮變形越小。焊縫單側(cè)板材的最大橫向收縮變形量(a)為1.49 mm、 (b)為1.82 mm。

    由圖 12 至圖 18 可知:在進(jìn)行EGW 焊接時(shí),焊接線能量越大,中心壓縮塑性區(qū)越大;焊接完成板材冷卻至室溫后,焊接殘余應(yīng)力最大值及高應(yīng)力區(qū)覆蓋面積增加,應(yīng)力缺陷產(chǎn)生的可能性提高。焊接變形量增加造成后續(xù)結(jié)構(gòu)間裝配間隙增大,增加了后續(xù)結(jié)構(gòu)焊接的線能量。建造過程中,不可避免地出現(xiàn)人為裝配間隙誤差。對(duì)于因間隙超差導(dǎo)致線能量增大的焊接板材,焊接完成冷卻至室溫后,應(yīng)采用火工的方式對(duì)板材焊后加熱,以減小焊后殘余應(yīng)力和變形。

    5 工程應(yīng)用分析

    目前本公司生產(chǎn)運(yùn)營的極地船舶共3 條,包括1 條極地凝析油輪(BORIS SOKOLOV 號(hào))和2 條極地甲板運(yùn)輸船(AUDAX 號(hào)和PUGNAX 號(hào))。3 條船的EGW 焊縫長度約3 078 m,其中板厚在25 ~35 mm 處的焊縫長度約1 126 m。對(duì)該板材進(jìn)行焊前裝配間隙記錄和焊后探傷情況全面排查和對(duì)比分析,如表3 所示。

    表3 焊前裝配及焊后探傷情況

    由表3 可知:隨著坡口裝配間隙的逐漸增加,焊縫的探傷合格率逐漸下降,當(dāng)焊縫間隙為6 ~10 mm 時(shí),焊縫探傷會(huì)出現(xiàn)少量焊接咬邊及氣孔缺陷;當(dāng)焊縫間隙為10 ~ 14 mm 時(shí),焊縫表面咬邊缺陷增加,內(nèi)部易出現(xiàn)100 ~ 150 mm 的未熔合缺陷。當(dāng)焊縫間隙為14 ~ 18 mm 時(shí),焊接工藝難以控制,焊縫探傷咬邊、凹坑、焊渣、裂紋、未熔合與未焊透等缺陷較多。此外,據(jù)現(xiàn)場(chǎng)焊接工人反映,實(shí)際焊接過程中,由于焊縫間隙過大,且熔池的寬度和長度增加,致使熔池鐵水會(huì)在重力的影響下從焊縫流出,因此必須熄弧處理不良缺陷,才可以保證后續(xù)焊接的穩(wěn)定性。

    6 結(jié) 語

    本文系統(tǒng)分析了極地船舶EGW 大線能量焊接接頭在不同間隙下的低溫韌性和組織,采用ABAQUS 有限元分析軟件對(duì)焊接接頭的殘余應(yīng)力和焊接變形模擬分析,優(yōu)化焊接工藝,助力極地船舶高效焊接工藝推廣應(yīng)用。研究結(jié)果表明:

    (1)隨著線能量增大,熔合線及附近熱影響區(qū)形成粗大相變組織,其熱影響區(qū)低溫韌性下降顯著,低溫沖擊韌性和斷裂韌性穩(wěn)定性降低。采用氧化物冶金技術(shù)研制的大線能量鋼板熱影響區(qū)形成針狀鐵素體,裂紋擴(kuò)展吸收功更高,可有效提高熱影響區(qū)的沖擊韌性,從而提高大線能量焊接接頭可靠性。

    (2)隨著焊接線能量的增大,板材中心壓縮塑性區(qū)寬度增加,焊接完成冷卻至室溫后,焊接殘余應(yīng)力最大值及高應(yīng)力區(qū)覆蓋面積增加,應(yīng)力缺陷產(chǎn)生的可能性提高。焊接變形量的增加,造成后續(xù)結(jié)構(gòu)間裝配間隙增大,增加了后續(xù)結(jié)構(gòu)焊接的線能量。建造過程中,因間隙較大,線能量較大的焊縫在焊接完成冷卻至室溫后,應(yīng)采用火工的方式對(duì)板材焊后加熱,從而實(shí)現(xiàn)減小焊后殘余應(yīng)力和變形的目的。

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