背面冷却对316L对接接头焊接残余应力和变形的影响

韩成才，曹嘉晨，郭龙龙

(西安石油大学 机械工程学院，陕西 西安 710065)

引 言

316L不锈钢具有良好的耐腐蚀性能和焊接性能、机械加工性能和综合力学性能，被广泛地应用于石油、化工、核电、海洋装备、航空航天等工程领域[1-3]。同时，焊接技术是大型构件连接的必要技术手段，因此受到国、内外工程界和研究人员越来越多的关注。然而，焊接过程中的不均匀加热和冷却，导致焊后在结构内部存在较高水平的残余应力[4]。残余应力不仅促使裂纹萌生、扩展，对结构的尺寸稳定性、疲劳性能有不利影响，而且会引起应力腐蚀，威胁焊接结构的安全[5-7]。因此，非常有必要采取合理的措施，有效地降低焊接接头的残余应力。

降低残余应力的方法有：去应力退火、振动时效、锤击、温度拉伸消除应力处理、超声冲击等[8]。部分学者探讨了焊缝背面强制冷却对残余应力的影响。如，陆雪冬等[9]研究指出，焊缝背面施加随焊雾化水冷可以有效地控制焊接变形；吴铭方等[10]研究指出，与空气中冷却相比，随焊背面水冷改善了焊接残余应力的分布，尤其是降低了残余拉应力的峰值；Jiang等[11]研究表明，背面强制散热能有效地降低焊缝表面的残余应力，焊缝表面的纵向残余应力降低幅度达20%；Yegaie等[12]研究了背面强制冷却对Monel 400对接接头温度场和残余应力的影响，结果表明，背面强制冷却促使TIG焊缝高温区的峰值温度低于空气中冷却，导致焊缝区域的残余应力峰值较低。

目前，鲜有关于焊缝背面强制冷却对316L不锈钢焊接接头残余应力、变形影响的报道。有研究表明：焊缝背面强制冷却能够改善奥氏体焊缝的微观组织、力学性能[13-14]。因此，本文针对316L多道焊对接接头，开发了热、力耦合有限元模型，研究冷源宽度、功率对残余应力和变形的影响。研究成果可为316L焊接接头残余应力、变形的调控提供参考。

1 有限元模型

1.1 几何模型及网格划分

母材为316L不锈钢板， 尺寸为150 mm×80 mm×8 mm，开V形坡口，坡口角度为60°， 钝边高度为2 mm，装配间隙2.5 mm；坡口内共填充3层焊缝，材料为316L焊丝，对应的几何模型如图1所示。图中L为冷源宽度，冷源长度完全覆盖试件的纵向；此外，为了分析冷源宽度、功率对残余应力的影响，定义了路径P1和P2，此两路径位于焊件垂直于焊接方向的对称面内，且分别位于焊件的上、下表面。采用TIG焊，焊接电流110～120 A，焊接电压28～30 V，焊接速度3 mm/s，焊道间冷却时间为30 min。焊前先对母材进行点焊固定，点焊焊缝长度为3 mm，厚度与第一层焊缝的厚度相同，点焊分布于焊缝长度方向的两端、中间。

图1 几何模型示意图Fig.1 Schematic of geometric model

利用Hypermesh软件进行网格划分，兼顾计算效率和精度，在焊缝及热影响区附近网格划分得比较细密，最大网格尺寸为1.6 mm×1.5 mm×1.2 mm，在离热影响区较远的区域网格划分相对稀疏，总共43 600个单元，如图2所示。温度场分析采用DC3D8单元，应力场分析采用C3D8R单元。

图2 网格模型Fig.2 Mesh model

1.2 热源模型及温度场计算

采用Goldak双椭球热源模型模拟电弧的加热作用，在笛卡尔坐标系中，前、后半椭球的热流密度分布为[15]

(1)

(2)

基于Abaqus软件建立焊接有限元模型时，以1 s为时间步长建立焊接分析步，每个连续的冷却过程作为1个冷却分析步，利用Python语言编辑程序实现分析步的快速、高效建立；同时，焊接中涉及焊缝材料的逐步填充，该过程的模拟通过修改Abaqus的关键词“MODEL CHANGE,TYPE=ELEMENT/ADD”实现。此外，Abaqus温度场分析时，与坐标、时间相关的热源密度无法直接添加，因此，利用Fortran语言编辑Abaqus软件的热源接口DFLUX子程序，将双椭球热流密度施加到温度场分析模型上。温度场分析中各个节点的温度通过求解非线性传热方程

(3)

获得[17]。式中：c为比热容，J/(kg·℃)；ρ为密度,kg/m3；t为时间,s；Kx、Ky、Kz分别为x、y、z方向上的热传导系数,W/(m·℃)；T为温度,℃；q为热源密度,W/m3。

建立温度场有限元模型时，考虑316L不锈钢母材与焊缝材料热物理性能的差异，以及材料性能随温度的变化， 具体参数与文献[18]相同。此外，为了模拟熔池流动对温度场的影响，对母材和焊缝材料的热传导系数进行修正，即将其熔点以上的热传导系数值设置为熔点处的3倍[19-20]。将与空气接触的表面设置为对流、辐射表面，对流换热系数取值15 W/(m2·℃)，热辐射系数取值0.7。对冷源作用表面设置较高的对流换热系数，其值分别为1.0、1.5、2.0、2.5、3.0 kW/(m2·℃)，以模拟不同冷却介质和强度的强制散热作用[21]。

1.3 应力与应变计算

在应力场计算中，使用与温度场完全相同的网格模型，并将温度场计算结果作为应力场计算的载荷，从而求解焊接过程中的位移、应变和应力。考虑母材与焊缝材料力学性能的差异，以及材料力学性能与温度的非线性变化，材料的性能参数与文献[18]相同。同时，假设材料的弹性应力-应变关系符合Hooke定律，塑性行为符合Von Mises准则；利用各向同性硬化准则模拟焊接中的加工硬化现象[22]；通过设置退火温度模拟材料的退火效应[23]。计算模型中的力学边界条件仅用于避免模型发生刚体位移，约束如图2所示。

1.4 模型的有效性验证

建立与文献[11,18]相同的几何模型，并利用Hypermesh软件进行网格划分，如图3所示。而且，有限元模型涉及的材料热物理性能参数、力学性能参数、工艺参数、边界条件都与原文相同，以验证本文所建立热、力耦合有限元模型的有效性。有限元模型计算所得残余应力与文献中实测值的对比，如图4所示。可以看出：模拟值与实测应力值变化趋势基本吻合。这表明建模方法正确，可用于焊接温度场、应力场的模拟。

图3 所用模型有效性验证Fig.3 Validation of established model

图4 模拟值与实测值[11]Fig.4 Comparison between simulated residual stress and measured residual stress

2 残余应力分析

焊件在空气中冷却和冷源宽10 mm、对流换热系数1.0 kW/(m2·℃)条件下的残余应力分布，如图5、图6所示。可见，焊件的纵向(焊缝长度方向)残余应力的峰值明显大于横向(焊缝宽度方向)残余应力的峰值；与空气中冷却相比，背面冷却条件下焊件的纵向残余拉应力峰值降低，横截面内纵向残余拉应力数值大的区域减少，底部焊缝、上侧焊缝表面的纵向残余拉应力数值明显降低；此外，背面冷却条件下，横向残余拉应力的峰值有所增加。结果表明：背面冷却有利于降低焊缝表面纵向残余拉应力的峰值。

图5 空气中冷却条件下焊件的残余应力Fig.5 Residual stress of weldment under air cooling condition

图6 背面冷却条件下焊件的残余应力Fig.6 Residual stress of weldment under opposite side cooling condition

焊件在空气中冷却和冷源宽10 mm、对流换热系数1.0 kW/(m2·℃)背面冷却的温度场，如图7所示。对比可知，背面冷却条件下，第一层焊缝下表面的高温区域减小，各层焊缝的峰值温度均低于空气中冷却，且背面冷却对后续焊缝温度场的影响逐渐减弱。由此可推断出：在加热阶段，背面冷却减小焊接热源引起的焊缝临近区域的金属的压缩塑性应变；在冷却阶段，背面冷却增加了已发生塑性变形材料的拉伸卸载作用，故纵向残余应力峰值降低。

图7 空气中冷却与背面冷却温度场Fig.7 Comparison of temperature fields under air cooling and opposite side cooling

2.1 冷源宽度对残余应力的影响

对流换热系数为1.0 kW/(m2·℃)、不同冷源宽度对路径P1纵向、横向残余应力的影响，如图8所示。可见，纵向残余应力出现在焊缝及其附近区域为拉应力，焊趾处的残余应力最大；随着远离焊缝，残余应力数值逐渐降低。横向残余应力的最小值出现在焊缝中心；随着远离焊缝中心，残余应力逐渐增大，并在母材区达到最大值，随后又降低。此外，随着冷源宽度的增加，纵向、横向残余应力峰值降低；但是，冷源宽度为20 mm、50 mm对应的纵向残余应力的峰值差异不明显。与空气中冷却相比，冷源宽度20 mm的纵向、横向残余应力峰值分别降低了8.50%、23.39%。

冷源宽度对路径P2纵向、横向残余应力的影响，如图9所示。空气中冷却条件下，焊缝中心的纵向残余应力为拉应力，其值明显大于临近区域，横向残余应力则为压应力。冷源宽度小于等于20 mm时，随着冷源宽度的增加，纵向、横向残余应力的峰值均降低；与空气中冷却相比，冷源宽度为20 mm的纵向、横向残余应力峰值分别降低了34.86%、33.64%。与冷源宽度20 mm时相比，冷源宽度为50 mm的纵向残余应力峰值有所增加，横向残余应力变化不明显。这表明：背面冷却能够降低焊缝表面的残余应力；在对流换热系数不变的条件下，冷源的作用宽度存在最佳值。

2.2 冷源功率对残余应力的影响

冷源宽度为20 mm，对流换热系数为1.0、1.5、2.0、2.5、3.0 kW/(m2·℃)时，路径P1、P2的残余应力，如图10、图11所示。可见，随着冷源功率的增加，路径P1残余应力峰值的降低幅度逐渐减少，路径P2残余应力峰值的降低幅度则较为显著；与冷源功率为1.0 kW/(m2·℃)相比，冷源功率为3.0 kW/(m2·℃)时路径P1的纵向、横向残余应力分别降低了7.93%、24.13%，路径P2的纵向、横向残余应力分别降低了56.95%、42.31%。这是因为冷源离上侧焊缝较远，增加冷源功率对后续焊缝温度场的影响有限。

图11 冷源功率对路径P2残余应力的影响Fig.11 Effect of cold source power on residual stress of path P2

3 变形分析

空气中冷却和冷源宽度为10 mm、对流换热系数1.0 kW/(m2·℃)背面冷却条件下的焊件变形，如图12、图13所示。由图可知，两者的变形规律相似，即变形均是以Z方向的弯曲变形为主，而且背面冷却焊件的总变形、Y方向及Z方向的变形分量增加。这表明，背面冷却不利于降低焊件的变形。其原因是：背面冷源作用区域的金属对周围高温区域金属有拉伸作用，减小了焊缝背面压缩塑性变形，从而导致焊接变形增加。

图12 空气中冷却对应的焊件变形Fig.12 Deformation of weldment under air cooling

图13 背面冷却条件下的焊件变形Fig.13 Deformation of weldment under opposite side cooling condition

3.1 冷源宽度对变形的影响

冷源的对流换热系数为1.0 kW/(m2·℃)，宽度为10 mm、20 mm、50 mm，以及空气中冷却条件对应的变形，如图14所示。可见，焊件的变形随冷源宽度的增加而增加；但冷源宽度大于20 mm时，变形随冷源宽度的增加不明显；与空气中冷却相比，冷源宽度为20 mm时UM、UZ+增加了29.13%、27.7%。这表明：背面冷却、增加冷源宽度会导致焊件变形增加。

图14 冷源宽度对变形的影响Fig.14 Effect of cold source width on deformation

3.2 冷源功率对变形的影响

冷源宽度为20 mm，对流换热系数分别为1.0、1.5、2.0、2.5、3.0 kW/(m2·℃)对应的焊件变形，如图15所示。可见，焊件的变形随冷源强度的增加而增加，而且增加趋势基本相同。与对流换热系数为1.0 kW/(m2·℃)相比，对流换热系数为3.0 kW/(m2·℃)时UM、UZ+分别增加了26.21%、26.34%。这表明，在冷源宽度不变的条件下，增加冷源强度会导致焊件变形增加，且变形幅值增加比较明显。因此，兼顾残余应力、变形，应合理地施加夹具，从而抑制变形。

图15 冷源功率对变形的影响Fig.15 Effect of cold source power on deformation

4 结 论

(1)利用Hypermesh软件划分网格，基于Abaqus软件平台，利用Python语言编辑程序建立分析步、控制焊缝单元的有序激活，利用Fortran语言编辑热源程序，开发了316L不锈钢对接接头焊接的热、力耦合有限元模型。结果表明，所建立的模型能够准确模拟残余应力和变形的分布。

(2) 随着冷源宽度、功率的增加，焊缝表面的纵向、横向残余拉应力峰值降低。当冷源宽度大于20 mm时，上侧焊缝表面的纵向残余应力峰值降低不明显。随着冷源功率的增加，上侧焊缝表面的残余应力峰值减小不明显，下侧焊缝表面的残余应力降低幅度较为显著。

(3) 随着冷源宽度、功率的增加，焊件的变形增加。冷源宽度大于20 mm时，随着冷源宽度的增加变形增加不明显。兼顾残余应力与变形，应合理地施加夹具，抑制变形。