不等厚鋼板對接焊縫焊接殘余應力研究

巨航瑞， 馮偉， 郭瑞鵬， 柳春風， 田曉陽， 張光橋， 趙建鋒， 楊國濤

（1.青島理工大學土木工程學院，山東 青島 266033；2.山東高速工程建設集團有限公司，濟南 250014；3.山東省路橋集團有限公司，濟南 250014）

0 引言

在各式各樣的鋼結構工程中，焊接是最常用的連接方式之一，幾乎遍及各種工業制造領域［1］。鋼結構橋梁以其自重輕、施工簡便、整體性好、跨度大等優點在實際工程中被大力推崇［2］。焊接與其他鏈接方式相比具有整體性好，強度高等優點，使得焊接在現代鋼結構橋梁施工中占有舉足輕重的地位。雖然焊接技術應用廣泛，但其缺點也是顯而易見的。高溫加熱結合金屬的焊接技術，伴隨著復雜的升溫和冷卻過程，會在鋼結構內部產生殘余應力，間接影響鋼結構的服役壽命［3，4］。

近年來，隨著計算機及數值模擬計算方法的成熟與發展，采用有限元模擬的方法更能直觀高效地對焊接過程進行研究。馬鋒等［5］利用ABAQUS研究了各種線性單元類型對焊接模擬過程的計算精度及計算效率的影響，綜合考慮有限元模擬的精度和效率認為減縮積分在保證計算精度的同時能提高計算效率。林升等［6］基于ABAQUS，通過對Q345B鋼板對接焊縫進行三維模擬分析，研究了厚板表面縱向、橫向殘余應力分布規律，并發現對于厚度小于70mm的鋼板，對接焊縫鋼板表面縱向殘余應力隨著板厚的增加而增加。蔡建鵬［7］等以ABAQUS為平臺，對16mm厚的Q345鋼板對接接頭進行了數值模擬研究，并與盲孔法測得的試驗結果進行對比驗證，研究結果表明縱向拉伸應力范圍隨焊縫層數的增加而減小。錢海盛等［8］通過盲孔法研究了工藝參數對Q235對接焊縫焊接殘余應力大小的影響，結果表明保持焊接電流或電壓任一參數不變，焊接殘余應力都會隨另一參數的增大而增大。李琴等［9］對Q345平板對接焊縫進行仿真模擬，研究了焊接速度和焊接層間溫度對焊接殘余應力的影響。現有的研究覆蓋了焊接工藝的大部分參數，分析了不同焊接參數下對接鋼板焊接殘余應力的各種規律。雖然已有大量學者通過數值模擬或者試驗的方法對鋼板對接焊縫焊接殘余應力分布及大小進行了研究，但對于不等厚鋼板焊接殘余應力的分布規律鮮有研究。隨著我國鋼結構橋梁發展，焊接始終是一項不可或缺的連接技術，在鋼結構橋梁的設計過程中出于經濟性的考慮，往往會出現不等厚鋼板對接焊縫的情況，為了進一步提高鋼結構橋梁的安全性和可靠性，開展不等厚鋼板焊接殘余應力研究是很有必要的。

文中基于ABAQUS有限元模擬軟件，利用雙橢球熱源模型、生死單元技術等對Q345qD不等厚鋼板對接焊縫進行了建模分析。同時利用盲孔法對試件進行殘余應力測量，通過試驗結果與計算結果的對比，探討不等厚鋼板對接焊縫殘余應力的分布規律，為不等厚鋼板焊接技術提供一定的參考作用。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料及焊接工藝參數

實際兩塊待焊接母材為Q345qD鋼板，尺寸分別為300mm×150mm×16mm和300mm×150mm×24mm，下表面對齊，將較厚鋼板上表面切割出1：2.5的斜面向較薄鋼板進行過渡，試件幾何尺寸如圖1所示。采用二氧化碳氣體保護焊，開X型破口，上表面焊道分3層，角度為45°，下表面焊道分2層，角度為60°，每層焊道焊接工藝參數如表1所示，坡口形式及焊道順序如圖2所示。在焊縫兩端設置引弧板和熄弧板，除此之外再無多余約束。

圖1 試件幾何尺寸（單位：mm）

圖2 破口形式及焊道順序（單位：mm）

表1 每層焊道焊接工藝參數

1.2 盲孔法殘余應力測試

盲孔法因其簡單易行，測量精度高而在焊接殘余應力測量中廣泛應用。試驗采用盲孔法專用鉆孔儀，通過型號BX120-2CA應變花及靜態應變采集儀進行應變數據采集。由于試驗研究的是不等厚鋼板焊接的殘余應力不能取一半試件進行測量。在試件上表面設置Path-1和Path-2兩條路徑，Path-1過焊縫中點且垂直于焊縫方向，Path-2平行于焊縫方向且距焊縫中心線30mm。Path-1路徑上布置十個測點，分別標記序號1～10，Path-2路徑上布置十個測點分別標記序號11～20（Path-1與Path-2交叉點只做一次標記），測點布置如圖3所示。使用砂紙輪和砂紙將試件測點周圍表面打磨光滑，然后用丙酮擦拭干凈，待丙酮揮發后粘貼應變花，將應變花與應變采集儀連接后安裝鉆孔設備，鉆取直徑1.0mm，深度1.5mm的盲孔并讀取應變值。

圖3 測點布置（單位：mm）

由于試驗只研究平行于焊縫方向的縱向殘余應力和垂直于焊縫方向的橫向殘余應力，只需將0°和90°應變片分別平行和垂直于焊縫方向粘貼，測得平行及垂直于焊縫兩方向的應力即可計算兩條路徑的縱向及橫向殘余應力，其計算公式為：

式中，ε1、ε2為x、y方向上的應變；σx、σy分別為x、y方能向上的應力；A、B為應變釋放系數，由標定試驗確定。

1.3 應變釋放系數標定與修正

盲孔法測量焊接殘余應力時，由于焊縫及焊縫附殘余應力數值過大，其數值往往接近甚至超過材料的屈服強度，而盲孔法測量的計算公式是在彈性條件下推導出來的，因此為了在測量高殘余應力時得到準確的結果，需要對應變釋放系數A、B進行修正。依據GB/T 31310-2014《金屬材料殘余應力測定鉆孔應變法》［10］，對退火后的標定試件進行單軸拉伸（σ1=σ3，σ2=0），將試驗中應變片試驗結果代入公式3，求出釋放系數A、B。

式中，ε1、ε2分別為拉伸方向應變片的應變值和垂直拉伸方向應變片的應變值；σ3為拉伸應力。

應變釋放系數A、B 與拉伸應力的關系如圖4所示，可以看出當應力小于1/3σs時，隨著應力的增大，A和B的值保持不變，而當應力大于1/3σs時，A和B的值隨著應力的增大而增大。引入形狀改變比能參量S，并對應變釋放系數進行修正。應力釋放系數A、B與S的關系如圖5所示，并對曲線進行擬合，得到修正后的公式：

圖4 應變釋放系數與應力的關系

圖5 應變釋放系數與相撞改變比能參量S的關系

2 有限元模型計算

2.1 幾何模型建立

文中基于有限元軟件ABAQUS建立了與實際焊接試件尺寸相同的300mm×300mm×16mm（24mm）有限元模型，為了在保證計算精度的同時兼顧計算速度，應對不同區域采用不同的網格劃分方法。由于焊縫熱影響區附近溫度變化梯度較大，對靠近焊縫附近區域的網格需要細致劃分，遠離熱影響區的邊界溫度變化梯度較小，故對遠離焊縫的區域進行適當粗略劃分，二者之間采用過渡網格過渡。試件在焊接過程中未施加外部約束，故對有限元模型僅施加防止模型發生剛體位移的邊界條件，邊界設置及網格劃分如圖6所示，在點A約束x、y、z三方向的線位移，在B點約束x和z方向的線位移，在C點約束z方向的線位移。采用單項耦合的方法進行模擬計算，首先求解溫度場，然后在求解應力場的時候將計算出的溫度場結果作為外荷載施加在模型上進行應力場的求解。溫度場求解采用六面體DC3D8單元求解，應力場采用六面體C3D8R單元進行求解。采用“生死單元”技術來模擬焊縫的填充，即利用ABAQUS中的“model change”功能實現各層焊道的“激活”與“鈍化”。環境溫度設置為20℃，并同時考慮試件表面與環境之間的熱對流和熱輻射，對流換熱系數設置為15W/（m2·℃），熱輻射系數設置為0.85。

圖6 邊界條件及網格劃分

2.2 材料性能參數

焊接材料的物理參數及力學性能具有較強的溫度相關性，為了得到準確溫度場與應力場，必須考慮材料不同溫度下的熱物理及熱力學參數，根據文獻［11］獲得Q345qD鋼板在不同溫度下的熱物理性能參數（密度，熱導率、比熱容）如圖7所示，力學性能參數（彈性模量、泊松比、屈服強度、熱膨脹系數）如圖8所示。假設焊縫填充金屬與母材具有相同的熱物理性能及力學性能。

圖7 物理性能參數

圖8 力學性能參數

2.3 焊接熱源模型

焊接熱源是焊接過程的能量來源，焊接熱源的選取決定焊接溫度場及應力場模擬的準確性。試驗采用二氧化碳氣體保護焊的焊接方式，選用雙橢球移動熱源較為合適。雙橢球移動熱源由Goldak［12］提出，幾何形狀類似半卵形，在焊接方向由前后2個1/2橢球組成，模擬了電弧前進時，電弧前方加熱區域比電弧后方小的特點，比較好地反映了熱源前進過程中的熱流分布情況，如圖9所示。前、后半橢球的熱源數學表達式為：

圖9 雙橢球熱源模型

式中，qf、qr分別為前后半橢球熱源模型的焊接熱流密度；Q0為焊接熱輸入，Q0=ηUI，η為熱效率，U為電壓，I為電流；af、ar分別為焊接熔池前后長度參數，b為熔寬，c為熔深；ff、fr分別為前后半橢球的熱流密度分布系數，且ff+fr=2。

3 模擬結果與試驗驗證

3.1 焊接溫度場模擬結果

焊接溫度場的計算精度直接影響到應力結果的精確性，在每層焊縫的焊接過程中，熱源加載在每層焊縫單元上，每層焊縫有加熱至鋼材熔點和冷卻至層間溫度兩個過程，文中模型一共有5層焊縫，完成最終焊接后冷卻至室溫，焊接時的溫度場云圖如圖10所示。隨著熱源的移動，焊接過程達到穩弧，前半部分橢圓溫度梯度大，且隨著時間延長沿焊縫方向長度及作用面積變化不大，后半部分溫度梯度較小，且隨著時間的延長，后半部分橢球熱源沿焊縫方向的長度增大，覆蓋面積更廣。第五道焊縫峰值溫度最高，第三道焊縫峰值溫度最低，各層焊縫的峰值溫度介于2385.8～3118.4℃之間，這是因為每層焊縫的熱輸入、熱對流及熱輻射條件不同，但是都會經過一定的層間冷卻時間，使層間溫度冷卻至100～200℃，然后進行下一層的焊接。文中試驗材料的熔點大約為1500℃，溫度高于1500℃的部分定義為焊縫的熔池。為確定熔池形貌，在試件焊縫位置截取出包含焊縫接頭斷面的小多面體試件，并對其進行酸蝕試驗觀察熔池形狀，確定熔合線位置。如圖11所示，將酸蝕試驗所得焊縫熔池形狀與模擬所得熔池形狀進行對比，可見模擬結果與試驗結果吻合較好，模擬熱源與實際熱源相符。

圖10 焊接溫度場

圖11 第三層焊縫熔池形狀對比

3.2 焊接殘余應力場

圖12為不等厚鋼板焊接殘余應力場云圖，可以看出焊接殘余應力在兩塊不同厚度鋼板上的分布并不對稱。縱向殘余應力是平行于焊縫方向的，橫向殘余應力是垂直于焊縫方向的。縱向殘余應力在焊縫中部主要表現為拉應力，且拉應力峰值接近材料的屈服強度，在焊縫的兩端拉應力逐漸減小，且在焊縫端部出現小部分壓應力。縱向殘余應力在遠離焊縫區域主要表現為壓應力，且在較薄板一側的壓應力峰值大于較厚板一側。橫向殘余應力在焊縫及兩側的熱影響區均表現為拉應力，熱影響區的拉應力普遍大于焊縫處的拉應力。在焊縫起弧、息弧的端部位置。橫向殘余應力表現為較大的壓應力，且向焊縫中段逐步過渡為拉應力。

圖12 殘余應力場

在計算模型上表面分別選取與試驗中位置相同的兩條路徑，將兩條路徑上的殘余應力結果于試驗結果進行對比，如圖13所示，可以看出數值模擬結果與試驗測得的焊接殘余應力分布趨勢基本一致，焊接殘余應力的數值大體吻合。由圖13（a）可知，Path-1路徑上的縱向殘余應力沿路徑呈壓-拉-壓分布趨勢，拉應力峰值出現在焊縫區域，達到340.5MPa，隨著離焊縫距離的增大縱向殘余應力迅速轉變壓應力，其大小與實測值基本吻合，在遠離焊縫的邊緣位置，較薄板一側的縱向殘余應力水平略大于較厚板一側，這是由于兩側破口尺寸及板厚不同而在同一熱源的作用下，較薄一側單位體積的熱輸入較大導致的。由圖13（b）可知Path-1路徑上數值模擬的橫向殘余應力分布趨勢與試驗結果大體吻合，在焊縫及熱影響區表現為拉應力，且在焊縫中心位置向兩側熱影響區過渡時，拉應力出現了明顯的激增，焊縫中心拉應力數值為41.8MPa，較薄一側熱影響區的拉應力峰值為114.3MPa略大于較厚鋼板一側，數值模擬結果與試驗測得結果在數值大小上存在差異的主要原因可能是盲孔法試驗的誤差或數值模擬材料參數與實際焊接過程有所差異。當Path-1路徑上橫向殘余應力由熱影響區向試件邊緣過渡時，其拉應力大小逐漸減小，且在兩側鋼板上的分布趨勢并不對稱，在較薄鋼板一側，其拉應力大小變化較緩，而在較厚鋼板一側，拉應力的大小呈現先陡后緩的變化趨勢。

圖13 數值模擬與試驗結果對比

由圖13（c）可知，Path-2路徑上的縱向殘余應力在試件邊緣表現為極低的應力水平，由兩側向試件中心過渡時，縱向殘余應力表現為壓應力，且左右變化趨勢較對稱，在距離試件邊緣50mm左右的區域出現壓應力峰值，而在試件中心位置縱向殘余應力又表現為較小的拉應力。由圖13（d）可知，Path-2路徑上的橫向殘余應力在試件邊緣表現為較大的壓應力，向試件中心逐步過渡為拉應力，且在邊緣兩側50mm范圍內應力變化顯著，中間200mm范圍內應力變化平緩。

4 結語

文中基于ABAQUS對不等厚鋼板對接焊縫殘余應力數值模擬，并將數值模擬結果與盲孔法試驗測得的結果進行驗證，得出以下結論：

（1）縱向殘余應力在垂直于焊縫的路徑上呈現出壓-拉-壓的分布規律，焊縫附近及熱影響區表現為拉應力，其最大拉應力出現在焊縫附近，接近材料的屈服強度，在較薄鋼板邊緣一側的壓應力數值略大于較厚鋼板一側，不等厚鋼板對接焊縫殘余應力在平行焊縫方向分布與等厚鋼板殘余應力分布規律幾乎相同。

（2）橫向殘余應力在垂直于焊縫方向表現為拉應力，且分布規律存在明顯的不對稱性，在較薄鋼板一側的殘余應力大于較厚鋼板一側的殘余應力，在平行焊縫路徑上的焊縫兩端位置表現為較大的壓應力，邊緣50mm范圍內壓應力變化顯著，中部應力表現為拉應力且變化平緩。

（3）在實際鋼橋設計過程中不僅要著重考慮縱向殘余應力峰值過大的問題，也要考慮殘余應力在垂直焊縫路徑上分布的不對稱性。