屈服強(qiáng)度參數(shù)對10Ni5CrMoV鋼焊接殘余應(yīng)力數(shù)值計算結(jié)果的影響20081015

1、屈服強(qiáng)度參數(shù)對10Ni5CrMoV鋼焊接殘余應(yīng)力數(shù)值計算結(jié)果的影響張 曉1，姚潤鋼1，王任甫1，薛 鋼1楊建國，楊建國2（1 中國船舶重工集團(tuán)公司第七二五研究所，洛陽，471039；2 哈爾濱工業(yè)大學(xué)現(xiàn)代焊接生產(chǎn)技術(shù)國家重點試驗室，哈爾濱，150001）摘要：為了研究低合金高強(qiáng)鋼在焊接過程中屈服強(qiáng)度參數(shù)變化對焊接殘余應(yīng)力數(shù)值計算結(jié)果的影響。本文測定了在穩(wěn)態(tài)和冷卻條件下10Ni5CrMoV鋼在不同溫度時的屈服強(qiáng)度和焊接接頭的焊接殘余應(yīng)力，并采用有限元軟件分別根據(jù)兩種條件下所測屈服強(qiáng)度參數(shù)對10Ni5CrMoV鋼焊接接頭的焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行了數(shù)值計算。結(jié)果表明，冷卻條件下不同溫度的屈服強(qiáng)度測試值低于

2、穩(wěn)態(tài)條件下相應(yīng)溫度屈服強(qiáng)度測定值，根據(jù)冷卻條件下測定的屈服強(qiáng)度曲線計算所得焊接殘余應(yīng)力分布與實測值具有更好的吻合度。關(guān)鍵詞：屈服強(qiáng)度 殘余應(yīng)力 數(shù)值計算 對焊接殘余應(yīng)力和變形的數(shù)值計算研究是近年來焊接研究領(lǐng)域的熱點，國內(nèi)外大量的學(xué)者對此進(jìn)行了的廣泛的研究14。但是目前的研究主要集中在焊接計算模型的改進(jìn)與優(yōu)化、計算效率的提高以及對具體焊接條件下數(shù)值計算過程的實現(xiàn)等方面，而材料參數(shù)對數(shù)值計算結(jié)果的影響則未引起足夠的重視。實際上反應(yīng)焊接過程中材料狀態(tài)的各種材料參數(shù)的準(zhǔn)確測定是決定焊接殘余應(yīng)力數(shù)值計算結(jié)果準(zhǔn)確與否的前提條件58。目前計算所采用的材料參數(shù)，大多數(shù)均是在穩(wěn)態(tài)條件下測定的，但是焊接過程是一個

3、快速加熱和冷卻的非穩(wěn)態(tài)過程，因此不同情況下測定的材料參數(shù)必然存在一定的差別，尤其對于低合金高強(qiáng)鋼，在焊接過程中會發(fā)生復(fù)雜的相變，從而影響到其材料物理參數(shù)。本文通過試驗方法分別測定了穩(wěn)態(tài)和冷卻條件下10Ni5CrMoV鋼不同溫度下的屈服強(qiáng)度，并研究了兩者對焊接殘余應(yīng)力數(shù)值計算結(jié)果的影響。1 試驗材料和方法試驗材料為室溫屈服強(qiáng)度大于785MPa級的10Ni5CrMoV鋼。在INSTRON 5507型材料試驗機(jī)上測定該鋼穩(wěn)態(tài)和空冷條件下不同溫度的屈服強(qiáng)度。穩(wěn)態(tài)試驗條件為采用加熱爐加熱到試驗溫度保溫一段時間后進(jìn)行拉伸試驗；冷卻試驗條件為先將試樣加熱至1000，后空冷至試驗溫度進(jìn)行拉伸試驗。分別采用上述

4、試驗獲得的兩套屈服強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行10Ni5CrMoV鋼焊接殘余應(yīng)力的數(shù)值計算，并與實際焊接試板殘余應(yīng)力測試值進(jìn)行比較。焊接試板采用平板對接試板，試板尺寸為250mm×300mm×16mm,在試板上開60°雙V型坡口，采用與10Ni5CrMoV鋼相配套的手工電焊條焊接。采用2904-A1型X射線應(yīng)力儀對焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行測試，具體殘余應(yīng)力測試位置如圖1所示。圖1殘余應(yīng)力測試位置分布Fig.1 Distribution of residual stress measurements positions 2 試驗結(jié)果2.1 不同條件下測定的隨溫度變化的屈服強(qiáng)度穩(wěn)態(tài)和冷卻條件

5、下測定的10Ni5CrMoV鋼屈服強(qiáng)度與溫度的關(guān)系如圖2所示：在室溫與700的溫度區(qū)間內(nèi)，冷卻條件下測定的各溫度的屈服強(qiáng)度要遠(yuǎn)小于穩(wěn)態(tài)條件下的測定值。圖2 10Ni5CrMoV鋼屈服強(qiáng)度與溫度關(guān)系Fig.2 Variation of yield strength with temperatures of 10Ni5CrMoV steel during stable heating and air cooling 2.2 焊接殘余應(yīng)力測試結(jié)果焊接殘余應(yīng)力的測試結(jié)果如圖3所示，縱向殘余應(yīng)力在焊縫和焊趾部位高達(dá)450Mpa，橫向殘余應(yīng)力在焊縫中心部位為-110Mpa,在焊趾部位高達(dá)200Mpa，可以

6、看出高的殘余應(yīng)力只集中在距焊縫中心15mm范圍內(nèi)，這說明高強(qiáng)鋼在焊接過程中只有很窄的范圍內(nèi)發(fā)生了塑性變形，符合高強(qiáng)鋼的焊接特點。 圖3 殘余應(yīng)力測試結(jié)果Figure.3 Measured residual stress3 焊接殘余應(yīng)力數(shù)值分析3.1 建模與邊界條件焊接殘余應(yīng)力的數(shù)值計算采用MSC.MARC軟件進(jìn)行，按實際焊接試板形狀與尺寸建立如圖4所示的有限元模型，該模型采用八節(jié)點六面體實體等參單元。劃分網(wǎng)格，在靠近焊縫處網(wǎng)格劃分相應(yīng)加密。圖.4 有限元計算模型Figure.4 Finite element modle本文的計算中的邊界條件包括溫度場分析的邊界條件和應(yīng)力應(yīng)變分析的邊界條件，因此

7、共施加了3種邊界條件。第1種：位移邊界條件。在控制 剛體位移的同時保證模型在焊接過程中能自由伸縮變形,具體如圖5所示，P1固定X和Y方向的位移，P2點固定Y和Z方向的位移，考慮到模型的對稱性在P1和P2對稱位置節(jié)點也施加同樣的位移。 圖5.位移邊界條件Figure.5.Mechanical boundary condition第2種：換熱邊界條件。焊件的邊界與周圍介質(zhì)主要通過對流和輻射兩種方式換熱。此處將輻射換熱與對流換熱通過一個總的換熱系數(shù)一起考慮，邊界換熱損失的熱能表示為：。第3種：焊接熱源邊界條件。目前常用的熱源模型是高斯熱源和雙橢球熱源。對于平板堆焊和對接焊，常采用高斯熱源來模擬。對于

8、開坡口的對接焊或者熔深較大時，可以采用雙橢球熱源模型，在本例中采用雙橢球熱源。雙橢球熱源模型的前后兩部分采用不同的表達(dá)式，前半部分橢球內(nèi)熱源分布的表達(dá)式為8：后半部分橢球內(nèi)熱源分布的表達(dá)式為：其中：Q=UI，¾熱源效率，U¾焊接電壓（V），I¾焊接電流（A）；一般地，f1=0.6，f2=1.4，表示電弧前端和后端能量分配系數(shù)9。a，b，c¾為橢球形狀參數(shù)，根據(jù)實際焊接條件在計算中打底焊道采用小線能量參數(shù)焊接，最后一條焊道采用大線能量參數(shù)焊接，具體的參數(shù)值如表.1所示。線能量a 1（mm）a 2（mm）b（mm）c（mm）小2.42.410.52.2大7.

9、27.214.02.3表1 熱源參數(shù)Table.1 Parameters of the heat source目前的大型有限元結(jié)構(gòu)分析軟件例如ANASYS,ABAQUS和MARC，在計算焊接溫度場分布時，不能直接計算熔池中的液體對流和凝固，這是因為在目前版本的軟件中固態(tài)和液態(tài)耦合問題不能直接解決。但是熔池中的液態(tài)對流對焊接溫度場和熔池形貌形成有很大的影響。如果液體對流被忽略，熔池中的最高溫度將會非常的高。當(dāng)采用高斯雙橢球熱源計算時，最高溫度將超過3000。Okagaito10測定了SUS304鋼TIG焊熔池表面溫度最高溫度大概是1750。本文計算中為了考慮熔池中的對流，加大了熔池的熱傳導(dǎo)系數(shù)。

10、當(dāng)有限元節(jié)點的溫度超過熔點，熱傳導(dǎo)系數(shù)設(shè)定為室溫的兩倍，此時計算所獲得熔池表面溫度為1700，這同實際的情況更為接近。 考慮相變潛熱值比較小，在計算未考慮相變潛熱的影響11。假設(shè)材料各向同性，泊松比為0.285，質(zhì)量密度為7800Kg/m3，其余隨溫度變化的材料性能均是通過穩(wěn)態(tài)加熱所獲得，具體如圖5所示。 （a）熱導(dǎo)率和比熱容 （b）熱膨脹系數(shù)和比熱容圖.5 10Ni5CrMoV鋼材料性能Figure.5 Thermo-mechanical properties of 10Ni5CrMoV steel3.2 計算結(jié)果與分析根據(jù)不同試驗條件測定的屈服強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行的焊接殘余應(yīng)力值如圖6所示。兩種條

11、件下計算所得焊接殘余應(yīng)力分布趨勢與實測值基本一致：焊縫和焊趾部位存在較高的縱向拉應(yīng)力，如圖6（a）所示；橫向拉應(yīng)力峰值則出現(xiàn)在焊趾部位，如圖6（b）所示。不同屈服強(qiáng)度參數(shù)對計算結(jié)果的影響主要體現(xiàn)在應(yīng)力值的大小：采用穩(wěn)態(tài)屈服強(qiáng)度參數(shù)計算所得的各點應(yīng)力值較高，縱向殘余拉應(yīng)力峰值達(dá)到840MPa，接近材料的室溫屈服強(qiáng)度，遠(yuǎn)高于實測440MPa；橫向殘余拉應(yīng)力峰值為360MPa，也高于實測值。采用冷卻條件屈服強(qiáng)度參數(shù)計算所得各點應(yīng)力值則相對較低，縱向殘余應(yīng)力峰值為560MPa，橫向殘余應(yīng)力峰值為130MPa，均與實測值吻合較好。（a）縱向殘余應(yīng)力分布（b）橫向殘余應(yīng)力分布圖6 焊接殘余應(yīng)力對比Figu

12、re.6 Comparison of residual stress from experiment measurements and numerical simulations for different yield stress4 分析與討論低合金高強(qiáng)鋼在焊接熱循環(huán)過程發(fā)生的相變對于它的力學(xué)性能會產(chǎn)生很大的影響，對于屈服強(qiáng)度來說和加熱過程的屈服強(qiáng)度降低相比，在冷卻轉(zhuǎn)變成兩相材料時屈服極限降低的更多。這種現(xiàn)象會對殘余應(yīng)力的形成產(chǎn)生很大的影響。特別是對于焊縫金屬和與其相鄰的熱影響區(qū)，這種影響更大。這主要是因為對于焊縫金屬以及與其相鄰的熱影響區(qū)來說，由于其瞬時達(dá)到超過1000高溫，金屬的物性和狀

13、態(tài)幾乎全部消失，所以就應(yīng)力和變形的分析而言，可以認(rèn)為并不存在加熱過程，只有冷卻階段。在冷卻過程中的計算如果還是采用在加熱過程的材料參數(shù)，高的屈服強(qiáng)度參數(shù)會增大熱源周圍材料的內(nèi)拘束度這會增大殘余應(yīng)力的計算結(jié)果。采用冷卻的參數(shù)即較低的屈服強(qiáng)度參數(shù)，相對更為符合實際焊接過程中的材料性能變化，因此采用與實際更吻合的冷卻階段屈服強(qiáng)度變化參數(shù)能獲得更吻合的結(jié)果。 實際上屈服強(qiáng)度只是決定數(shù)值結(jié)果準(zhǔn)確性的一個重要因素，材料在加熱和冷卻過程線膨脹系數(shù)也時影響數(shù)值計算結(jié)果準(zhǔn)確性的重要因素5,7,8。由于實際試驗條件的限制，很難在試驗中測得冷卻過程中線膨脹系數(shù)的變化。在本文的計算中，熱膨脹系數(shù)仍然采用穩(wěn)態(tài)加熱過程中

14、所獲得數(shù)據(jù)，因此在計算焊接應(yīng)力應(yīng)變情況時仍有一定的誤差。在下一步的工作中需要綜合考慮相變所引起的屈服強(qiáng)度和熱膨脹系數(shù)變化對焊接殘余應(yīng)力的影響。5 結(jié)論通過對比在計算中采用不同試驗方法獲得的屈服強(qiáng)度參數(shù)，可以得出以下結(jié)論：（1）10Ni5CrMoV鋼不同條件下測定的屈服強(qiáng)度存在很大差別：冷卻條件下測定的屈服強(qiáng)度要遠(yuǎn)低于穩(wěn)態(tài)；（2）材料參數(shù)的選擇對焊接殘余應(yīng)力數(shù)值分析準(zhǔn)確性有重要影響，屈服強(qiáng)度參數(shù)對于應(yīng)力計算有著重要的影響，在計算中必須考慮屈服強(qiáng)度參數(shù)的變化才能獲得正確的結(jié)果。在本研究中，采用與實際焊接狀況相較為接近的冷卻條件下測定的屈服強(qiáng)度參數(shù)所獲得的計算結(jié)果與實測結(jié)果吻合較好。參 考 文 獻(xiàn)1

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