补焊工艺对含夹杂结构界面损伤的影响

王 凯，赵建平

(1.南京工业大学 机械与动力工程学院，南京 211816；2.江苏省极端承压装备设计与制造重点实验室，南京 211816)

0 引言

钢板在炉内冶炼、精炼和连铸等工艺过程中，由于高温化合或者卷入杂质等原因,其内部会产生夹杂且分布具有随机性，尺寸大多在0.001～0.1 mm[1]，工程上可达毫米级。在钢板焊接过程中由于线能量过小、运条过快等原因会导致焊缝中产生夹渣，此类夹渣尺寸较大，可达3～4 mm[2]。在焊接修补过程中，补焊过程的温度、热应力以及焊后残余应力会对热影响区内的夹杂和夹渣产生影响。本文对含MnS夹杂Q345R厚板进行焊接以及补焊的热-力顺次耦合有限元模拟，讨论夹杂与基体界面受补焊工艺参数的影响。

1 含夹杂结构补焊数值模拟

1.1 模型建立

将2块200 mm×160 mm×34 mm的钢板进行对接焊，见图1，开X形对称坡口，坡口角度60°，初始总焊道为11道，其中打底焊一道，高度4 mm，其余焊道高度3 mm，补焊焊道为1道，高度3 mm，宽度5 mm，补焊长度为钢板宽度的50%。夹杂形状为常见的椭球体，长轴1 mm，短轴0.4 mm，椭球体绕长轴生成旋转体，在夹杂与基体之间建立厚度0.01 mm的内聚力层。由于夹杂与整体模型尺寸相差过大，采用子模型法建模，见图2，子模型区域位于补焊区域最底部的正中及正下方，子模型尺寸为5 mm×5 mm×10 mm的长方体，夹杂位于子模型中心位置，长轴方向与补焊方向平行，夹杂形心与补焊最底部距离为5 mm。

图1 焊接坡口及夹杂尺寸Fig.1 Welding groove and inclusion dimensions

图2 全局模型与子模型相对位置Fig.2 Relative position of global model and submodel

采用过渡网格划分方法(见图3)，温度场单元为DC3D8单元，应力场为C3D8R单元，内聚力层为COH3D8单元。环境温度为20 ℃，对流换热系数取10 W/(m2·℃)，辐射发射率取0.85，采用图3所示约束防止刚性位移。运用ABAQUS的submodel模块将全局模型的变量解转化为驱动变量施加在子模型边界的所有节点上。

图3 网格划分及边界条件Fig.3 Mesh division and boundary conditions

1.2 材料选择

选用Q345R压力容器专用钢板，假设焊缝与母材材料相同，夹杂物为钢中最为常见的MnS，假设夹杂为弹性体，其热物理属性及高温力学性能如图4[3-5]。

(a)Q345R

(b)MnSλ—导热系数，W/(m·K)；ρ—材料密度，kg/m3；α—热膨胀系数，J/(kg·K)；cp—比热容，J/(kg·K)；E—弹性模量，MPa；μ—泊松比，MPa;σs—屈服强度，MPa。

1.3 热源施加

初始焊及补焊选用手工电弧焊方法，电弧热效率取0.8，焊接及补焊工艺参数如表1所示。

表1 焊接工艺参数Tab.1 Welding process parameters

选用双椭球体热源，热源的施加通过Dflux子程序结合生死单元实现，在每个焊道单元激活时，将热源定位到相应焊道进行焊接加热。

1.4 内聚力模型参数确定

选用能够同时保证计算速度和精度的双线性型内聚力模型。图5示出双线性内聚力模型的Traction Separation Law(TSL)曲线。

δ0—损伤初始位移；δmax—损伤最大位移；K—内聚力刚度；σmax—材料内聚力强度，Гc—最大临界断裂能。

图中Гc为TSL曲线与X轴所围成的面积，即界面间克服内聚力发生位移所做的功，等效于材料的临界能量释放率，如式(1)：

(1)

由文献[6]可知,Q345R钢板常温断裂韧性为138.4 MPa·m1/2，由式(1)可以求得临界能量释放率Gc=84 061.15 N/m，同时临界裂纹张开位移[5]为δmax=0.000 176 m，由图5求得内聚力强度为955 MPa(≈3σy)，这与文献[7]中所示内聚力强度经验取值为2～6倍σs(材料屈服强度)相符，因此σmax取3σs，法向与切向取值相同。由于断裂韧性会随温度升高有明显下降[8]，内聚力强度也会有明显降低，而高温内聚力强度参数较难获得，通过对内聚力强度的下降趋势进行合理假设，假设强度随温度升高呈指数型降低，在达到熔点温度时，内聚力强度为0。双线性内聚力模型由线性内聚力模型修正得到，因此初始损伤位移取值应远小于临界裂纹张开位移，取δ0=5×10-6m，由σmax/δ0求得内聚力刚度K=1.95×1014，符合文献[9]中刚度足够大以获得较为精确解，并且避免过大以保证收敛性的要求。损伤起始准则选用平方应力准则，在界面应力达到损伤起始条件时，材料性能开始降低且刚度产生弱化，弱化程度用刚度弱化系数D来表征，表达式为：

K1=K(1-D)

(2)

D范围从0～1，在D达到1时，材料刚度K1降为0，损伤达到最大产生破坏。

2 结果与讨论

2.1 子模型边界验证

子模型边界的合理确定是子模型分析的关键，应符合圣维南原理，边界应远离子模型内部应力集中区域。图6示出沿图2中Path绕子模型一周的全局及子模型边界相同位置节点补焊第20 s时的温度及应力值的对比，可以看到子模型边界与全局模型相应位置的温度及应力结果基本吻合，应力值误差最大不超过1%，证明子模型边界选取合理，计算结果有效。

(a)

(b)图6 边界节点温度和应力Fig.6 Temperature and stress at boundary nodes

2.2 初始焊及补焊对界面损伤的影响

图8为图7中夹杂端部出现损伤单元上一节点的温度、应力和损伤系数随时间变化的结果，可以看到初始焊过程中，由于界面距初始焊位置较远，界面上应力最大处接近300 MPa，而温度仅有200 ℃左右，温度导致的界面内聚力强度下降较小，应力条件远小于3σy的内聚力强度，所以界面没有出现损伤。补焊在全局分析中的时间跨度为5 119.62～5 159.62 s，图中放大图分析时间为5 130～5 180 s，可以看到在补焊时，界面该点温度有了显著上升，由于内聚力强度受高温影响有明显下降，使损伤起始准则判据成立，界面发生损伤起始和演化，在损伤起始后，界面刚度下降导致该点应力有所下降，与双线性内聚力模型原理相吻合。

图7 界面损伤Fig.7 The interface damage

(a)温度

(b)应力

(c)损伤系数图8 损伤节点参数随时间的变化Fig.8 Variation of parameters of damaged nodes with time

通过模拟发现，初始焊造成的钢板残余应力最大值达到了304 MPa，与文献[10]中305 MPa残余应力结果相一致，补焊使补焊区域残余应力提高到了312 MPa。图7为距离补焊底部4 mm、补焊热输入25 kJ/cm、补焊长度为50%板宽模型的夹杂与基体间内聚层的损伤系数结果云图，可以看到夹杂与基体界面之间出现了损伤，刚度弱化系数(SDEG)最大达到了0.394。

2.3 补焊工艺参数对界面损伤的影响

由于温度和应力是影响夹杂与基体界面损伤的主要因素，研究发现[11-14]，补焊热输入和补焊长度对应力结果影响较大，并且夹杂与补焊区域之间的距离也直接影响到其温度和应力分布。所以对夹杂与补焊区域距离A、补焊热输入B、补焊长度C进行三因素三水平正交实验分析设计，如表2所示。

表2 正交试验设计Tab.2 Orthogonal experimental design

通过ABAQUS软件建立9个模型模拟获得各参数影响下的损伤系数，对模拟结果进行极差分析计算结果见表3，表中1～9分别为不同因素水平下的正交试验模型编号，T1,T2,T3为各水平损伤系数之和，K1,K2,K3分别为各水平对应损伤系数平均值，R为极差，极差越大、该因素对损伤影响越大，从计算数据可得，影响因素大小依次为“夹杂与补焊区域距离>补焊热输入>补焊长度”。

表3 极差分析Tab.3 Range analysis

利用Statistica数学分析软件对各因素进行方差分析，结果见表4。F值结果显示各因素影响程度与极差分析结果一致。图9示出方差分析均值，距离4 mm、补焊热输入25 kJ/cm、补焊长度为64 mm分别是各因素使损伤较小的最优解，这一结果也与极差分析结果相一致。

表4 方差分析Tab.4 Variance analysis

图9 方差分析均值

3 结论

(1)基于子模型法模拟研究了补焊过程对其热影响区内的夹杂与基体界面损伤影响，发现由于夹杂距离初始焊缝位置较远，初始焊仅使界面产生了残余应力而没有造成界面损伤，在补焊过程中，距离补焊区域4,6,8 mm的夹杂与基体界面均发生了损伤起始和损伤演化。

(2)通过正交试验分析讨论了补焊工艺参数对界面损伤的影响，结果表明，在夹杂位于距离补焊区域4～8 mm范围内时，影响因素大小依次为“夹杂与补焊区域距离>补焊热输入>补焊长度”。