焊接順序對T 型接頭焊接的影響分析1

周存宏，姚相林，徐海濤，周 宏

（1. 南通中遠海運船務工程有限公司，江蘇南通 226006；2. 江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇鎮江 212000）

0 引言

T 型焊接是鋼鐵制造行業常見的接合金屬或其他熱塑性材料的制造工藝，由于焊接后焊接接頭中存在焊接殘余應力，殘余應力過大會使結構本身和焊縫產生變形，后期引發各種開裂問題。因此，減小焊接殘余應力和變形是焊接工程中的研究熱點問題[1]。

降低焊接殘余應力和變形多從工藝方面入手，焊接順序也是其中重要因素之一。李靜文[2]采用熱-彈塑性順次耦合數值模擬方法，研究不同焊接順序下X 型坡口厚壁筒體縱焊縫殘余應力分布規律，提出了安全可靠性最高的焊接順序。李琴等[3]針對X80 鋼大尺寸管道與B 型套筒間的焊縫，討論了焊接順序對焊接殘余應力的影響規律，發對最大焊接殘余應力的影響程度最小的焊接順序。王成軍等[4]針對S61 前地板骨架結構，設計5 了種焊接順序，分析了不同焊接順序對前地板骨架焊后殘余應力的影響。馬雪鶴等[5]研究了焊接順序對Q370qE 橋梁鋼十字接頭殘余應力的影響，得到了不同焊接順序下的殘余拉應力。沈言等[6]對AH36 船用高強度鋼對接焊的殘余應力進行數值計算，分析了不同焊接順序對焊接殘余應力及其釋放的影響。

AFONSO 等[7]利用熔化極氣體保護焊（Gas Metal Arc Welding, GMAW）方法對S235JR 鋼作為母材進行了實驗室試驗，發現了3 種不同焊接順序時對接接頭角變形的影響。MOSLEMI 等[8]研究了焊接順序對AISI 316L 不銹鋼焊管誘導殘余應力和徑向畸變的影響，驗證了全周焊序列殘余應力有限元結果的準確性。HASSAN 等[9]通過試驗研究了焊接順序對WUF-B 節點疲勞破壞的影響，提出了未來要加強在減輕焊接順序對焊接鋼節點疲勞破壞影響方面的研究。NOH[10]利用應變定向邊界（Strain Directed As Bboundary, SDB）方法確定焊接順序來抑制焊接變形，得到的最優方案比原始焊接順序減少了2.01%的面外變形。ZHAO 等[11]研究了電弧增材制造（Wire Arc Additive Manufacture, WAAM）過程中焊接順序對基板變形的影響，改進了WAAM焊接順序的設計方案。

以上學者對考慮不同焊接順序下接頭的影響做出了較為全面和深入的研究，提出了多種工藝優化方案、數值計算方法以及實驗認證方法，覆蓋車輛、船舶、橋梁等領域，為后續開展此類研究提供有利條件。但研究對象多為平板對接或是單一焊道的結構連接形式，對設有2 道角焊縫T 型接頭焊接研究較少，未考慮同一接頭多條焊道之間焊接方向存在差異對接頭的影響。對此，本文總結之前學者們的經驗和方法，利用有限元軟件對T 型接頭兩道角焊同向焊接和異向焊接進行三維數值模擬，研究不同焊接順序下對焊接接頭的影響，比較兩種方式的優缺點，同時也對T 型接頭在焊接過程中的溫度場、應力及變形的分布規律進行分析，以供實際工程作業參考。

1 數值分析

1.1 前處理

T型接頭試件的尺寸情況如下：翼板長度300 mm，翼板寬度300 mm，翼板厚度6 mm；腹板長度300 mm，腹板寬度150 mm，腹板厚度6 mm。模型劃分網格選用映射法，單元選用ANSYS 單元庫的熱分析單元，三維模型采用八節點六面體單元SOLID70 網格進行劃分。T 形板模型見圖1。T 型接頭的網格劃分在焊縫處（腹板與翼板的連接處）對網格劃分的要求較高，焊縫處的網格劃分情況見圖2。

圖1 T 形板模型圖

圖2 焊縫處的網格劃分情況

1.2 均勻體熱源的選用

本文焊縫填充的模擬過程使用生死單元法，在加載熱源前先將焊縫殺死，在熱源經過的時候激活當前位置的焊縫，熱源采用均勻體熱模型，均勻體熱源的特點為用來加熱的幾何模型中熱量的分布是均勻的，該種熱源經常被使用于材料填充的熱分析模擬中。其中，熱源體內任意一點的生熱率q的計算公式為

式中：η為電弧熱效率；U為焊接電壓；I為焊接電流；V為焊縫單元的體積。

本文電弧電壓U=37 V，焊接電流I=240 A，焊接速度v=5 mm/s，選取焊接熱效率η=0.75。

每道焊縫逐段順序生成的思路為：首先將所有代表焊縫的單元全部殺死，表示未焊接時的情況。在焊接第一道時，激活與熱源作用長度（熔池長度）等長的一段單元，施加熱生成率進行瞬態，然后刪除熱生成率載荷，選擇下一段單元并激活加載和計算，依次循環實現焊道的順序生長。一整條焊道的長度為300 mm，熔池的長度約為20 mm。因此，焊接計算時將焊縫單元分為15 段。熱源的移動方向見圖3。

圖3 熱源移動方向示意圖

1.3 同向焊接的溫度場

使用通用后處理POST1 分析處理整個模型在某個載荷步或某特定時間或頻率下的結果。T 形焊溫度場的解是溫度場的施加載荷，對應力場有很大的影響。

焊接速度為v=5 mm/s，焊接時間與溫度場分布的對應情況見表1。

表1 焊接時間對應溫度分布情況

T 形板冷卻至室溫共用2 320 s。第一道與第二道加熱用時60 s，第一道冷卻的時間為200 s，第二階段的冷卻，前400 s 載荷步為4 s，后1 600 s 載荷步為8 s，各時間點的溫度分布情況見圖4。

圖4 同向溫度場分布情況

由圖4 可知，第一道焊縫焊完后的冷卻時間為200 s，開始時熱源剛離開的位置溫度密度大、溫度高，溫度在材料內部放生傳導，溫度帶也越來越寬，在250 s 時最高溫度降至74 ℃，此時焊縫處溫度帶為橢圓。第二道焊縫的加熱起點與第一道一樣，并且溫度帶形狀也相似。在320 s 時進入最終的冷卻階段，在368 s 時溫度帶的分布與第一階段的冷卻溫度類似，溫度最高的位置為邊界處，經過2 000 s的冷卻，溫度帶的中心轉移至焊縫中間。這是由于中間部分與空氣接觸得少，發生熱對流損失溫度的速度要比四周的材料慢。在2 320 s 時，試板上的最高溫度只有20 ℃，恢復到了室溫。

1.4 異向焊接的溫度場

異向焊接第二道焊的起點為第一道焊的終點方向，熱源的溫度帶、冷卻的溫度場也與第一道焊類似，因此只展示第一道與第二道的焊接過程以及最后的冷卻階段溫度圖。異向溫度場各時間點的溫度分布情況見圖5。

圖5 異向溫度場分布情況

由圖5 可知，異向焊接的應力場與同向焊接的應力場分布基本一致。殘余應力的計算與溫度場計算使用相同的模型，彈塑性分析所使用的載荷即溫度場記錄的結果，也稱為溫度載荷。在計算溫度場時需要保存好節點上不同時刻的溫度，為后面應力場計算準備。

1.5 焊件上各點的溫度時間變化歷程

焊縫附近5 個點的溫度變化過程見圖6。熱影響區節點的溫度變化趨勢見圖7。由圖7 可知，第二個溫度峰值比第一個溫度峰值高，這是因為節點的選取在第二道焊縫上，焊接第一道的熱源經過該節點附近會使節點上的溫度急劇升高，焊接的第二道熱源距離該節點更加相近時，溫度上升高度就會比第一個波峰顯著增高。

圖6 熱影響區的節點選取

圖7 熱影響區節點的溫度變化趨勢

在翼板上節點的選取是沿著遠離焊縫的方向，由于板材的面積比較大，焊縫區域相對小一些，距離焊縫太遠的區域溫度梯度較小，因此選取據較為靠近焊縫的5 個節點，節點選取見圖8。翼板上節點的溫度變化曲線見圖9。由圖9 可知，翼板上的節點溫度在第一道焊縫與第二道焊縫上的熱源經過時，所表現的溫度變化峰值相似，這是由于翼板薄，熱傳導速度快，因此無論熱源哪一邊，翼板上的溫度分布影響不大。由模擬結果可知，模擬的溫度變化過程與實際的溫度變化過程相同。

圖8 翼板上遠離焊縫的節點選取

圖9 翼板上節點的溫度變化曲線

2 焊接過程應力場分布

2.1 同向焊的應力分布

殘余應力會對鋼結構的承載能力造成很大的影響，所以研究殘余應力的分布規律有很重要的作用。殘余應力的檢測在過去采用切割或者鉆孔法，不僅耽誤時間，還會造成材料浪費，采用有限元計算可有效規避以上問題。焊接應力場需要解決塑性與非線性問題，非線性的溫度變化是導致試件中應力的分布也不均勻的主要原因。后處理得到的應力場見圖10。

圖10 同向應力場分布情況

由圖10 可知，在熱源移動過程中，應力大的地方集中在焊縫處，熱源離開后，應力值并不會同時間一樣迅速降低當。材料溫度高的時候，應力表現并不明顯，在冷卻一段時間后，應力值明顯增大。這主要是因為雖然產生塑性變形，材料之間會有約束，但此時溫度在材料間還會發生流動，當溫度降低，內部材料無法發生移動，所產生的拘束增加，應力值也就隨之增加。在過程開始時，焊縫處應力較為明顯，隨后熱源會先降低原先存在的應力，然后在熱源經過的地方重新形成新的應力分布帶。在冷卻2 000 s 后，焊縫處的應力達到最大值，T 型焊接殘余應力的分布按照腹板對稱分布，從整個焊接過程可以發現應力只集中在焊縫這個較為小的區域。

2.2 異向焊的應力分布

異向焊接的應力分布情況見圖11。通過觀察不同時刻的應力分布規律，可以發現異向焊的分布規律與同向焊的保持一致。

圖11 異向應力場分布情況

3 固定位置應力結果分析

3.1 同向焊應力結果

對焊接完成后的試件，選取固定位置上的節點，利用ANSYS 的后處理功能進行殘余應力的檢測，在翼板底面垂直焊縫的位置處選取路徑L1，選取的位置見圖12。

圖12 同向路徑L1所在位置

同向路徑L1上的橫向應力見圖13。由圖13 可知，在中間焊縫處的殘余應力最大，最高值為59.1 MPa，遠離焊縫的位置，應力呈線性下降，在接近邊界處表現為1.89 MPa 的壓應力，而焊縫在總體上表現為拉應力分布。同向路徑L1上的縱向應力見圖14。由圖14 可知，在中間焊縫處的殘余應力達到最大值（219.9 MPa）。在遠離焊縫的位置，應力陡然降低，保持在-67.7 MPa 附近。這是因為中間腹板的位置表現為拉應力，翼板位置表現為壓應力。隨后選取平行焊縫中心方向10 mm 處的路徑L2，見圖15。

圖13 同向路徑L1上的橫向應力變化情況

圖14 同向路徑L1上的縱向應力變化情況

圖15 路徑L2所在位置

同向路徑L2上的橫向應力變化情況見圖16。由圖16 可知，中間部分拉應力峰值為136.3MPa，且表現為下降趨勢。在邊界處的壓應力較大，最大為-238.9 MPa 左右。

圖16 同向路徑L2上的橫向應力變化情況

3.2 異向焊應力結果

異向焊接的路徑選取位置與同向焊接一致，計算得到的應力曲線見圖17。

圖17 同向路徑L2上的縱向應力變化情況

由圖18 可知，異向焊接在固定位置上的殘余應力分布規律與同向焊接大體上很難區分。

圖18 異向焊接固定位置應力分布情況

3.3 應力結果比較

為了詳細說明同向焊接與異向焊接在應力上的區別，將相同位置相同方向的應力曲線圖放在一起比較。路徑L1上的橫向和縱向應力對比情況見圖19。由圖19 可知，前半部分同向應力的值較高，中間部分同向應力的值較高，后半部分兩者基本一致。

圖19 路徑L1上的橫向和縱向應力對比情況

路徑L2上的橫向和縱向應力對比情況見圖20。在前半部分同向應力顯著高于異向應力，在后半部分異向應力反而又高于同向應力。但是前半部分同向應力的值要比后半部分異向應力的值大一些。兩端邊界處的應力分布區別不大。

圖20 路徑L2上的橫向和縱向應力對比情況

4 變形比較

4.1 腹板變形

為便于分析變形情況，將同向與異向的變形圖進行放大15 倍，見圖21。T 型腹板的變形呈現2種形式，一種是整體均勻彎曲，另一種是線性彎曲。

圖21 焊接變形比較

4.2 整體變形分析

在翼板的邊界設置路徑L1,在垂直翼板的中間位置設置L2，最后在沿著腹板的頂端設置路徑L3，通過比較3 個位置上的變形值展開分析，見圖22。由圖22 可知，在路徑L1和L2上，Y方向變形較為明顯，同向變形曲線超出異向變形曲線，這說明同向焊接會加劇Y方向的變形。在路徑L3上，X方向的變形較為明顯，異向變形曲線大部分超出同向變形曲線，異向變形曲線傾斜程度較高，這表明異向焊接會加劇X方向的變形。

圖22 殘余應力變形分析

5 結論

本文運用生死單元技術對T 型焊接過程進行了數值模擬，比較了不同焊接順序對溫度場及應力場的影響，并對應力分布和3 個位置的變形進行分析，結論如下：

1）T 型試件在焊縫出現應力集中現象，異向焊接在2 個路徑上要比同向焊接產生的應力小15%和27%。

2）不同的焊接順序對不同部位的變形影響各異。異向焊接對翼板角變形影響較小，同向焊接對腹板橫向變形影響較小。