以板厚為5 mm的1600 MPa級(jí)超高強(qiáng)鋼為研究對(duì)象，采用熔化極惰性氣體保護(hù)焊(MIG)焊接方法和ER307Si焊絲制備了單道對(duì)接接頭，分別利用盲孔法和顯微硬度儀測(cè)量殘余應(yīng)力和接頭硬度分布。基于接頭熱影響區(qū)和軟化區(qū)的硬度測(cè)量結(jié)果，以SYSWELD軟件為平臺(tái)，開(kāi)發(fā)了考慮超高強(qiáng)鋼固態(tài)相變和軟化效應(yīng)以及焊縫金屬加工硬化和退火軟化的“熱-冶金-力學(xué)”多場(chǎng)耦合的有限元計(jì)算方法。采用該方法模擬了超高強(qiáng)鋼單道對(duì)接接頭的溫度場(chǎng)及殘余應(yīng)力，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較。基于數(shù)值模擬結(jié)果探討了固態(tài)相變和軟化效應(yīng)對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響機(jī)制。數(shù)值模擬結(jié)果表明，固態(tài)相變對(duì)縱向殘余應(yīng)力的大小和分布有顯著影響；對(duì)橫向殘余應(yīng)力的大小和分布有一定程度的影響。軟化效應(yīng)對(duì)縱向殘余應(yīng)力的峰值有較顯著的影響，對(duì)橫向殘余應(yīng)力幾乎沒(méi)有影響。將數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較可知，在同時(shí)考慮固態(tài)相變和軟化效應(yīng)的情況下，平板對(duì)接接頭的焊接殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果最為吻合。

關(guān)鍵詞：超高強(qiáng)鋼;固態(tài)相變;軟化效應(yīng);焊接殘余應(yīng)力;數(shù)值模擬

In recent years, ultra-high strength steel (UHSS) has been widely utilized in engineering structures, mining machinery, and military equipment. However, UHSS is prone to brittle fracture and fatigue failure due to high strength and relatively low plasticity. Moreover, residual stress induced by welding process affects both brittle fracture and fatigue failure. In this work, a single-pass butt-welded joint was fabricated by metal inert-gas welding. The base metal was 1600 MPa grade UHSS with a 5 mm thickness, and the filler metal was ER307Si. The distributions of welding residual stress and hardness of the butt-welded joint were measured using the hole drilling method and a microhardness tester, respectively. Based on measured values of hardness in the heat-affected zone (HAZ) and softening zone (SZ), SYSWELD software was used to develop an advanced computational approach with consideration of “thermal-metallurgical-mechanical” coupling behaviors. In addition to the strain hardening and annealing effects of weld metal, the established computational model accounted for both the solid-state phase transformation (SSPT) of HAZ and softening effect of SZ. The temperature field and residual stress distribution of the UHSS single-pass butt-welded joint were simulated. Furthermore, the simulated results were compared with the corresponding measured data. The simulation results revealed the effect of SSPT and softening on welding residual stress. The numerical results indicated that SSPT has a strong influence on both the magnitude and distribution of the longitudinal residual stress; however, it has a limited effect on transverse residual stress. Meanwhile, the softening effect drastically affects the peak values of the longitudinal residual stress, while it hardly influences transverse residual stress. When both SSPT and softening effects are simultaneously considered in the numerical model, the computed results of welding residual stress are in good agreement with the experimental measurements.

Keywords：ultra-high strength steel;solid-state phase transformation;softening effect;welding residual stress;numerical simulation

本文引用格式

王重陽(yáng), 韓世偉, 謝峰, 胡龍, 鄧德安.固態(tài)相變和軟化效應(yīng)對(duì)超高強(qiáng)鋼焊接殘余應(yīng)力的影響[J].金屬學(xué)報(bào), 2023, 59(12): 1613-1623 DOI:10.11900/0412.1961.2022.00243

WANG Chongyang, HAN Shiwei, XIE Feng, HU Long, DENG Dean.Influence of Solid-State Phase Transformation and Softening Effect on Welding Residual Stress of Ultra-High Strength Steel[J].Acta Metallurgica Sinica, 2023, 59(12): 1613-1623 DOI:10.11900/0412.1961.2022.00243

進(jìn)入21世紀(jì)以來(lái)，隨著低合金高強(qiáng)鋼和超高強(qiáng)鋼在車(chē)輛、橋梁、船舶、工程機(jī)械、海洋工程、高層建筑以及能源裝備等制造領(lǐng)域獲得越來(lái)越廣泛的應(yīng)用，實(shí)際工程結(jié)構(gòu)輕量化和大型化的制造需求對(duì)鋼鐵材料的強(qiáng)度與韌性提出了更嚴(yán)苛的要求[1,2]。我國(guó)自1997年啟動(dòng)“新一代微合金高強(qiáng)高韌鋼的基礎(chǔ)研究”國(guó)家攀登計(jì)劃項(xiàng)目以來(lái)，經(jīng)過(guò)20余年發(fā)展，在低合金高強(qiáng)鋼與超高強(qiáng)鋼的開(kāi)發(fā)與應(yīng)用方面取得了長(zhǎng)足的進(jìn)步[3]。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)鋼鐵企業(yè)開(kāi)發(fā)的特種鋼(如61X鋼)和耐磨鋼(如NM450TP)等淬火鋼就是在這一背景下研制出的新型低成本低合金超高強(qiáng)鋼。

目前，國(guó)產(chǎn)低合金超高強(qiáng)淬火鋼的生產(chǎn)方式主要有2種，一種是離線(xiàn)淬火工藝，另一種是在線(xiàn)淬火工藝。對(duì)于屈服強(qiáng)度大于1000 MPa的超高強(qiáng)度淬火鋼而言，采用等強(qiáng)匹配的焊接材料來(lái)實(shí)施焊接仍然是一個(gè)世界性的難題[4,5]。因此，對(duì)于這類(lèi)鋼的焊接，目前還是以防止焊接冷裂紋和控制接頭韌性為主的原則來(lái)選擇填充材料。從對(duì)實(shí)際工程中超高強(qiáng)淬火鋼使用的焊接材料調(diào)查來(lái)看，當(dāng)前采用的焊接材料主要有2類(lèi)，一類(lèi)是奧氏體不銹鋼焊材，另一類(lèi)是熔覆金屬?gòu)?qiáng)度不高于1000 MPa的焊絲或焊條。前者主要用于坦克和裝甲車(chē)的焊接，后者主要用于各類(lèi)工程車(chē)輛如自卸車(chē)、礦山工程車(chē)和垃圾運(yùn)輸車(chē)的焊接。

到目前為止，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)超高強(qiáng)淬火鋼的焊接物理冶金問(wèn)題、焊接填充材料及焊接工藝等方面進(jìn)行了一定程度的研究[6~8]，但對(duì)焊接殘余應(yīng)力的研究還非常有限。

理論上，焊接接頭的殘余應(yīng)力峰值與母材及填充金屬的屈服強(qiáng)度成正比，材料強(qiáng)度越高，焊接產(chǎn)生的殘余應(yīng)力峰值也會(huì)越高，而且很多情況下由于加工硬化、固態(tài)相變及強(qiáng)拘束等因素使得焊接殘余應(yīng)力峰值會(huì)達(dá)到甚至大幅超過(guò)材料常溫屈服極限[9]。加之超高強(qiáng)鋼經(jīng)常用于制造薄板或薄壁結(jié)構(gòu)，由于這類(lèi)結(jié)構(gòu)本身剛度較低[10]，因此與普通低碳鋼及低合金高強(qiáng)鋼相比，超高強(qiáng)鋼的焊接殘余應(yīng)力和變形問(wèn)題更加突出[11,12]。一方面，在焊接過(guò)程中產(chǎn)生的瞬態(tài)應(yīng)力是熱裂紋和冷裂紋產(chǎn)生的驅(qū)動(dòng)力；另一方面，焊接產(chǎn)生的拉伸殘余應(yīng)力是結(jié)構(gòu)在服役過(guò)程中發(fā)生脆性斷裂、疲勞失效和應(yīng)力腐蝕的主要影響因素，產(chǎn)生的壓縮殘余應(yīng)力則會(huì)增加結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的風(fēng)險(xiǎn)。研究[13]表明，在殘余應(yīng)力與載荷應(yīng)力疊加的動(dòng)載服役條件下，超高強(qiáng)鋼焊接熱影響區(qū)脆化和軟化區(qū)極易成為疲勞裂紋的啟裂點(diǎn)，產(chǎn)生的裂紋會(huì)快速擴(kuò)展直至結(jié)構(gòu)瞬時(shí)失穩(wěn)斷裂。因此，非常有必要對(duì)超高強(qiáng)鋼的焊接殘余應(yīng)力問(wèn)題進(jìn)行深入研究。

盡管現(xiàn)有的實(shí)驗(yàn)方法可以用于測(cè)量殘余應(yīng)力，但是其工作量大且費(fèi)用高，而且大多方法只能獲得焊件表面有限位置的殘余應(yīng)力。同時(shí)，由于絕大多數(shù)實(shí)驗(yàn)方法屬于有損檢測(cè)方法，因此很難直接用于測(cè)量實(shí)際焊接結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力。近年來(lái)，計(jì)算焊接力學(xué)方面取得的進(jìn)展表明，數(shù)值模擬方法是獲得焊接接頭乃至整體焊接結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力的最有潛力的手段。

在焊接過(guò)程中，超高強(qiáng)鋼焊接接頭熱影響區(qū)會(huì)發(fā)生以馬氏體相變?yōu)橹黧w的固態(tài)相變。本課題組[14]前期研究了固態(tài)相變對(duì)P92鋼焊接接頭殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果表明，固態(tài)相變對(duì)焊接殘余應(yīng)力的形成有顯著影響，不僅可以改變殘余應(yīng)力的大小，還可以改變應(yīng)力的符號(hào)。方金祥等[15]研究了固態(tài)相變對(duì)馬氏體鋼激光熔覆成形過(guò)程應(yīng)力演化的影響，分析結(jié)果表明，與只考慮熱-力耦合的模型計(jì)算結(jié)果相比，考慮固態(tài)相變情況下的有限元結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值更為吻合，殘余應(yīng)力水平顯著降低且分布規(guī)律明顯不同。另外，在焊接超高強(qiáng)淬火鋼時(shí)，焊接接頭緊鄰熱影響區(qū)的母材處還會(huì)出現(xiàn)嚴(yán)重的軟化現(xiàn)象。Nishimura等[16]對(duì)1180 MPa級(jí)調(diào)質(zhì)鋼薄板搭接接頭的殘余應(yīng)力進(jìn)行了研究，從數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，緊鄰熱影響區(qū)的母材軟化對(duì)該區(qū)域的殘余應(yīng)力大小有顯著的影響。李恒等[17]對(duì)異種鋼焊接接頭各區(qū)域的組織性能進(jìn)行分析，結(jié)果表明，軟化區(qū)附近高強(qiáng)鋼耐磨性下降以及焊接接頭整體強(qiáng)度下降，強(qiáng)度級(jí)別高的接頭軟化現(xiàn)象更為嚴(yán)重。因此，在采用數(shù)值模擬方法模擬超高強(qiáng)淬火鋼的焊接殘余應(yīng)力時(shí)，需要建立能同時(shí)考慮固態(tài)相變和軟化效應(yīng)的材料模型，并且有必要研究這些因素對(duì)殘余應(yīng)力大小與分布的影響程度。

本工作以板厚為5 mm的1600 MPa級(jí)超高強(qiáng)淬火鋼為研究對(duì)象，首先采用熔化極惰性氣體保護(hù)焊 (melt inert-gas welding，MIG)焊接方法和ER307Si焊絲制備單道對(duì)接接頭，分別利用熱電偶、盲孔法和顯微硬度儀測(cè)量典型位置的焊接溫度循環(huán)、工件表面的殘余應(yīng)力和接頭硬度分布。隨后，基于熱影響區(qū)和軟化區(qū)的硬度測(cè)量結(jié)果，以SYSWELD軟件為平臺(tái)，開(kāi)發(fā)了考慮超高強(qiáng)鋼固態(tài)相變和軟化效應(yīng)以及焊縫金屬加工硬化和退火軟化的“熱-冶金-力學(xué)”多場(chǎng)耦合的有限元計(jì)算方法。采用所開(kāi)發(fā)的計(jì)算方法模擬了超高強(qiáng)鋼單道對(duì)接接頭的溫度場(chǎng)及殘余應(yīng)力，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。基于數(shù)值模擬結(jié)果探討了固態(tài)相變和軟化效應(yīng)對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響機(jī)制，以期為深入理解超高強(qiáng)淬火鋼在低強(qiáng)匹配焊接條件下的殘余應(yīng)力分布特征提供實(shí)驗(yàn)依據(jù)和理論支撐。

1實(shí)驗(yàn)方法

1.1焊接接頭制備

實(shí)驗(yàn)所用被焊材料(以下簡(jiǎn)稱(chēng)為母材)為某特種車(chē)輛用超高強(qiáng)鋼(供貨狀態(tài)為淬火態(tài))，其主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)為：C 0.26，Si 0.32，Mn 1.7，P < 0.015，S < 0.008，Ni 0.55，Cr 0.62，Mo 0.35，F(xiàn)e余量。焊接填充材料為ER307Si不銹鋼焊絲，焊絲直徑為1.2 mm，其主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)為：C 0.074，Si 0.12，Mn 1.69，P 0.017，S 0.001，Ni 9.75，Cr 19.1，Mo 0.01，Cu 0.007，F(xiàn)e余量。圖1為焊接平板試件的幾何尺寸示意圖，試件尺寸為300 mm × 300 mm × 5 mm，坡口形式為V型坡口，坡口角度為60°。

圖1

圖1焊接試件幾何尺寸示意圖

Fig.1Schematic of dimensions of welded joint (unit: mm)

在無(wú)外部拘束的條件下，采用MIG焊接方法進(jìn)行單道焊的焊接，焊接工藝參數(shù)為：焊接電流156 A，電弧電壓21 V，焊接速率5.66 mm/s，Ar氣流量為8 L/min。焊接過(guò)程中，采用2個(gè)K型熱電偶測(cè)量焊接熱循環(huán)，測(cè)量點(diǎn)位于焊道中間段的上表面，與焊縫坡口的距離分別為3.0和8.5 mm。

1.2殘余應(yīng)力測(cè)量

焊接完成后，采用盲孔法測(cè)量平板對(duì)接接頭上表面中央?yún)^(qū)域的殘余應(yīng)力，測(cè)量過(guò)程符合標(biāo)準(zhǔn)ASTME837-08，應(yīng)變片的布置位置如圖2所示，應(yīng)變片粘貼在平板對(duì)接接頭上表面70 mm × 80 mm的中央?yún)^(qū)域內(nèi)，其中焊縫上表面1片應(yīng)變片，焊縫兩側(cè)各5片應(yīng)變片。

圖2

圖2應(yīng)變片布置位置示意圖

Fig.2Schematics of arrangement of strain gauges

1.3顯微硬度測(cè)量

殘余應(yīng)力測(cè)量完成后，采用線(xiàn)切割方法在焊接試件中央截取金相試樣，將金相試樣打磨和拋光后，采用HX1000 TM/LCD顯微硬度儀測(cè)量顯微硬度，測(cè)量過(guò)程符合標(biāo)準(zhǔn)GB/T 4340.1—2009。測(cè)量點(diǎn)分布在如圖3所示的直線(xiàn)L1上，L1距平板對(duì)接接頭上表面1 mm，其中，在應(yīng)力梯度較大的區(qū)域采用0.25 mm測(cè)量間隔，應(yīng)力梯度較小的區(qū)域采用0.5或1.0 mm測(cè)量間隔，該線(xiàn)上的點(diǎn)涵蓋焊縫(FZ)、熱影響區(qū)(HAZ)和母材(BM) 3個(gè)區(qū)域。測(cè)量參數(shù)如下：壓力為9.8 N，加載時(shí)間為15 s。

圖3

圖3顯微硬度測(cè)量點(diǎn)位置示意圖

Fig.3Schematic of measuring points of microhardness (unit: mm, FZ—fusion zone, HAZ—heat affected zone, BM—base metal)

1.4高溫力學(xué)性能及相變溫度點(diǎn)測(cè)量

根據(jù)GB/T 228.1—2021《金屬材料拉伸試驗(yàn)》標(biāo)準(zhǔn)，采用線(xiàn)切割方法在超高強(qiáng)淬火鋼板上取出拉伸試樣，在萬(wàn)能拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行常溫、200℃、400℃、600℃和800℃高溫拉伸實(shí)驗(yàn)，測(cè)量材料在各溫度點(diǎn)的屈服強(qiáng)度。按照直徑6 mm、長(zhǎng)25 mm的尺寸規(guī)格，采用線(xiàn)切割方法制備熱膨脹系數(shù)測(cè)量試樣。在熱膨脹測(cè)量?jī)x中，以10℃/min加熱到1000℃，再以20℃/min冷卻到室溫，基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果確定材料在各溫度段的線(xiàn)膨脹系數(shù)以及相變溫度點(diǎn)。

2數(shù)值模擬方法

在焊接殘余應(yīng)力數(shù)值模擬中，對(duì)于母材考慮了馬氏體、奧氏體和軟化相。母材在奧氏體轉(zhuǎn)變開(kāi)始溫度(Ac1)以下的加熱過(guò)程中，淬火馬氏體轉(zhuǎn)變?yōu)檐浕啵^續(xù)加熱到Ac1溫度以上時(shí)，軟化相開(kāi)始轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體相，當(dāng)溫度達(dá)到奧氏體轉(zhuǎn)變結(jié)束溫度(Ac3)時(shí)奧氏體化完成；冷卻過(guò)程中，熱影響區(qū)的過(guò)冷奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)檎瘃R氏體(焊態(tài)馬氏體)。由于正火馬氏體和淬火馬氏體的硬度差異很小(詳見(jiàn)3.1節(jié))，在本工作中，淬火馬氏體相和正火馬氏體相采用了相同的材料參數(shù)。

本工作采用的焊縫填充材料為ER307Si奧氏體不銹鋼，計(jì)算溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)時(shí)采用了文獻(xiàn)[18]中的高溫?zé)嵛锢硇阅芎土W(xué)性能參數(shù)。對(duì)于奧氏體不銹鋼而言，除了要考慮熱物理性能參數(shù)和力學(xué)性能參數(shù)隨溫度的變化，還需要考慮加工硬化和退火軟化效應(yīng)對(duì)殘余應(yīng)力的影響，本工作采用各項(xiàng)同性硬化模型[19]考慮加工硬化，采用階躍退火模型[20]考慮退火軟化效應(yīng)，設(shè)定奧氏體不銹鋼的退火溫度為1000℃[20]。

2.1有限元模型建立

在數(shù)值模擬中，根據(jù)實(shí)際試件的幾何尺寸，建立了如圖4所示的有限元模型。圖中，V箭頭所指方向?yàn)楹附臃较颍粸榱似胶庥?jì)算效率和計(jì)算精度，在焊縫及其附近區(qū)域采用較為細(xì)密的網(wǎng)格，而在遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域采用相對(duì)稀疏的網(wǎng)格，其中所有單元均為8節(jié)點(diǎn)六面體單元，單元總數(shù)為60000，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為69794。

圖4

圖4有限元模型示意圖

Fig.4Schematic of finite element model (FEM) (Inset shows welding direction and relative size of the finite element mesh,V—welding speed)

2.2溫度場(chǎng)計(jì)算

在溫度場(chǎng)計(jì)算中，采用Goldak等[21]提出的雙橢球熱源模型模擬焊接熱輸入，熱量在焊接試件內(nèi)部的傳導(dǎo)過(guò)程用非線(xiàn)性傳熱方程[22]描述，同時(shí)分別采用Newton冷卻方程[23]和Stefan-Boltzmann定律[23]考慮試件與環(huán)境的對(duì)流熱交換和試件的輻射散熱。在溫度場(chǎng)計(jì)算時(shí)，設(shè)定試件初始溫度及環(huán)境溫度均為30℃，模擬時(shí)使用的焊接參數(shù)與實(shí)驗(yàn)時(shí)采用的參數(shù)完全一致。

超高強(qiáng)鋼馬氏體相和奧氏體相的高溫?zé)嵛锢硇阅軈?shù)如圖5所示。其中馬氏體和奧氏體各溫度點(diǎn)的密度相同，熱導(dǎo)率和比熱容在部分或全部溫度點(diǎn)有所差異，該部分參數(shù)由JMatPro軟件根據(jù)超高強(qiáng)鋼的材料成分計(jì)算得來(lái)，其中軟化相的熱物理性能參數(shù)與馬氏體相同[24,25]。

圖5

圖5超高強(qiáng)鋼的熱物理性能參數(shù)

Fig.5Temperature-dependent thermal properties of ultra-high strength steel (UHSS)

2.3組織計(jì)算

在加熱和冷卻過(guò)程中，超高強(qiáng)鋼會(huì)分別經(jīng)歷奧氏體轉(zhuǎn)變和馬氏體相變。從熱膨脹實(shí)驗(yàn)結(jié)果(圖6)可知，母材的Ac1為720℃，Ac3為850℃；冷卻過(guò)程中馬氏體相變開(kāi)始溫度(Ms)為525℃。由圖6所示的溫度-應(yīng)變曲線(xiàn)可以確定馬氏體和奧氏體的熱膨脹系數(shù)。在數(shù)值模擬時(shí)，假定軟化相的熱膨脹系數(shù)與馬氏體相同，分別采用Johnson-Mehl-Avrami關(guān)系[26]和Koisten-Marburger關(guān)系[27]描述奧氏體轉(zhuǎn)變過(guò)程和馬氏體相變過(guò)程。

圖6

圖6超高強(qiáng)淬火鋼加熱和冷卻過(guò)程中的溫度-應(yīng)變曲線(xiàn)

Fig.6Temperature-strain curves of UHSS during heating and cooling (Ms—martensite transformation start temperature,Ac1—austenization start temperature,Ac3—austenization finish temperature)

2.4軟化模型

由于超高強(qiáng)鋼的供貨狀態(tài)為淬火馬氏體，因此在焊接時(shí)，緊鄰熱影響區(qū)的母材會(huì)在焊接熱循環(huán)的作用下發(fā)生一定程度的軟化，即材料的屈服強(qiáng)度和硬度均有所降低。從理論上分析，軟化效應(yīng)會(huì)對(duì)殘余應(yīng)力產(chǎn)生影響，因此在數(shù)值模擬中需要考慮這一因素。

在本工作中，建立了包含“軟化系數(shù)”和“最大軟化程度”的模型來(lái)考慮超高強(qiáng)鋼在焊接過(guò)程中的軟化現(xiàn)象。依據(jù)數(shù)值模擬得到的峰值溫度分布結(jié)果和實(shí)驗(yàn)測(cè)量的硬度分布結(jié)果，確定峰值溫度和軟化系數(shù)的對(duì)應(yīng)關(guān)系。由于母材為淬火馬氏體，理論上，Ac1對(duì)應(yīng)位置的軟化程度最高，而峰值溫度越低軟化程度越小。從硬度測(cè)量結(jié)果(詳見(jiàn)3.1節(jié))與數(shù)值模擬溫度場(chǎng)結(jié)果(詳見(jiàn)3.2節(jié))來(lái)看，峰值溫度為230℃以下時(shí)硬度幾乎不受影響，因此軟化溫度范圍可以確定為230~720℃ (Ac1)。為了對(duì)“軟化系數(shù)”(ft)進(jìn)行定量評(píng)價(jià)，設(shè)定峰值溫度為230℃時(shí)ft為0，峰值溫度為720℃時(shí)ft為1，峰值溫度與ft之間的關(guān)系定義如下：

式中，TH為最高峰值溫度(720℃)；TL為最低峰值溫度(230℃)；Tt為軟化區(qū)任意位置的峰值溫度(TL≤Tt≤TH)。

在本工作中，最大軟化程度(D)根據(jù)軟化區(qū)的最低硬度與母材的平均硬度的差值來(lái)確定，定義如下：

式中，HVBM為母材的平均硬度，HVmin為軟化區(qū)最低硬度。

由于本工作沒(méi)有實(shí)測(cè)軟化區(qū)的屈服強(qiáng)度，在數(shù)值模擬中將硬度的最大軟化程度等效為屈服強(qiáng)度的最大軟化程度。從硬度實(shí)驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，峰值溫度為720℃時(shí)，硬度最低，此位置對(duì)應(yīng)屈服強(qiáng)度最低，該位置母材各溫度點(diǎn)的的屈服強(qiáng)度(σf)可由式(3)計(jì)算得到：

式中，σs為超高強(qiáng)鋼母材焊接前各溫度點(diǎn)的屈服強(qiáng)度。

母材經(jīng)歷的峰值溫度Tt在TH與TL之間時(shí)，冷卻過(guò)程中Tt以下各個(gè)溫度的屈服強(qiáng)度σt由ft加權(quán)計(jì)算得到：

本工作中建立的軟化模型如圖7所示，其中σs與圖8中馬氏體720℃以下的屈服強(qiáng)度相同；σf為超高強(qiáng)鋼母材經(jīng)過(guò)峰值溫度720℃軟化后的屈服強(qiáng)度；σt為超高強(qiáng)鋼母材經(jīng)過(guò)峰值溫度Tt軟化后的屈服強(qiáng)度(Tt以上溫度點(diǎn)的屈服強(qiáng)度不變)。

圖7

圖7軟化模型示意圖

Fig.7Schematic of softening model (σs—yield strength without softening during heating stage,σf—yield strength with softening and the peak temperature is 720oC during cooling stage,σt—yield strength with softening and the peak temperature isTtduring cooling stage)

圖8

圖8超高強(qiáng)鋼的力學(xué)性能參數(shù)

Fig.8Mechanical property parameters of UHSS

2.5應(yīng)力計(jì)算

對(duì)于考慮固態(tài)相變的超高強(qiáng)淬火鋼材料而言，材料的總應(yīng)變由5部分組成：彈性應(yīng)變、塑性應(yīng)變、熱應(yīng)變、相變塑性應(yīng)變和蠕變應(yīng)變。但考慮到在焊接過(guò)程中，材料在高溫停留時(shí)間較短，蠕變應(yīng)變并不明顯，因此在總應(yīng)變中可以忽略蠕變應(yīng)變。其中，彈性應(yīng)變和塑性應(yīng)變分別采用Hooke定律和Von Mises屈服準(zhǔn)則計(jì)算，熱應(yīng)變由熱膨脹系數(shù)反映，相變應(yīng)變采用Leblond模型[28]描述。軟化效應(yīng)采用本工作提出的模型來(lái)考慮。

由于超高強(qiáng)鋼自身強(qiáng)度較高，加工硬化效應(yīng)不明顯，因此在材料模型中定義為理想彈塑性模型，不考慮加工硬化的影響。超高強(qiáng)鋼的力學(xué)性能參數(shù)如圖8所示，其中常溫、200℃、400℃、600℃和800℃的屈服強(qiáng)度由拉伸實(shí)驗(yàn)得到，其余材料性能參數(shù)由JMatPro軟件通過(guò)材料成分計(jì)算得到。從圖8中可以看出，由于超高強(qiáng)鋼的初始狀態(tài)為淬火馬氏體相，其屈服強(qiáng)度在焊接加熱過(guò)程中不斷降低，在Ac1至Ac3區(qū)間發(fā)生奧氏體化，高溫時(shí)完全為奧氏體相，因而屈服強(qiáng)度很低；冷卻過(guò)程中，奧氏體溫度不斷降低，溫度較低時(shí)為過(guò)冷奧氏體相，屈服強(qiáng)度不斷升高，當(dāng)溫度低于Ms，由于發(fā)生馬氏體相變，生成正火馬氏體相，屈服強(qiáng)度急劇升高，直至達(dá)到初始相的屈服強(qiáng)度。

在實(shí)驗(yàn)中沒(méi)有采用任何外部拘束，因此在有限元模型中僅采用三節(jié)點(diǎn)六自由度的拘束方式來(lái)防止剛體位移，力學(xué)邊界條件如圖4所示。

2.6計(jì)算案例

本工作的主要目的是澄清固態(tài)相變和軟化效應(yīng)對(duì)超高強(qiáng)鋼對(duì)接接頭焊接殘余應(yīng)力的影響，因此共設(shè)計(jì)了3種計(jì)算案例，如表1所示：A案例不考慮固態(tài)相變和軟化效應(yīng)，B案例僅考慮固態(tài)相變，C案例同時(shí)考慮固態(tài)相變和軟化效應(yīng)。

表1計(jì)算案例

Table 1Simulation cases

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3結(jié)果與討論

3.1顯微硬度

圖9為焊接接頭沿L1的顯微硬度分布。由圖可見(jiàn)，在緊鄰熱影響區(qū)的母材側(cè)存在一個(gè)較寬的軟化區(qū)(SZ)。由于母材為淬火態(tài)馬氏體，在焊接熱循環(huán)條件下，該區(qū)域發(fā)生回火軟化現(xiàn)象，緊鄰熱影響區(qū)位置的軟化程度最嚴(yán)重，其硬度為312 HV，隨著距離熱影響區(qū)位置越來(lái)越遠(yuǎn)，軟化程度逐漸降低。通過(guò)式(2)計(jì)算得D為40%。在焊縫區(qū)域，由于焊縫金屬為奧氏體不銹鋼鑄態(tài)組織，所以焊縫部分的硬度較低，平均硬度為250 HV。熱影響區(qū)峰值溫度在Ac3以上的區(qū)域，在加熱過(guò)程中完全奧氏體化，冷卻形成硬度較高的正火馬氏體組織，硬度基本在500 HV以上，粗晶區(qū)硬度最高值為541 HV；部分相變區(qū)為峰值溫度在Ac3與Ac1之間的區(qū)域，在焊接熱循環(huán)條件下，只有一部分原始組織轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體，冷卻后形成晶粒尺寸不均勻的混合組織，該區(qū)域硬度顯著下降，最低硬度為320 HV。部分相變區(qū)非常窄，僅為1.25 mm。同時(shí)，由圖中可以看出，正火馬氏體組織和淬火馬氏體組織硬度差異很小。

圖9

圖9焊接接頭的顯微硬度分布

Fig.9Microhardness distributions of welded joint (SZ—softening zone. Inset shows the location of micro-hardness measurement)

從焊接接頭的顯微硬度分布圖可以看出，超高強(qiáng)鋼的固態(tài)相變和軟化效應(yīng)均十分顯著，對(duì)于提高超高強(qiáng)淬火鋼焊接接頭的殘余應(yīng)力計(jì)算精確度來(lái)說(shuō)，在數(shù)值模擬中考慮固態(tài)相變和母材軟化效應(yīng)是十分必要的。

3.2溫度場(chǎng)

在實(shí)驗(yàn)中測(cè)量了距離焊趾3.0和8.5 mm的熱循環(huán)，在數(shù)值模型中也取了相應(yīng)位置P1和P2的熱循環(huán)，計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖10所示。由圖可見(jiàn)，實(shí)驗(yàn)測(cè)量得到的P1和P2峰值溫度與數(shù)值模擬結(jié)果非常接近，2者的差值小于10℃。從加熱部分的曲線(xiàn)可以看到，在0~25 s內(nèi)，實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值在加熱速率上有一定差異。從冷卻部分的曲線(xiàn)可以看到，在時(shí)間為60 s時(shí)，實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值差距最大，P1點(diǎn)的實(shí)測(cè)值與計(jì)算值之差為39℃，P2點(diǎn)的差值為21℃。盡管P1和P2點(diǎn)的熱循環(huán)計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果在加熱和冷卻階段有一定的差異，但總體而言二者吻合較好。

圖10

圖10焊接溫度循環(huán)計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Fig.10Comparison of computational results and experimental (Exp.) results of welding temperature cycles (Inset shows the locations of P1 and P2 in the FEM)

從數(shù)值模擬溫度場(chǎng)結(jié)果中提取出中央斷面沿L1的峰值溫度分布，結(jié)果如圖11所示。與焊接接頭沿L1的顯微硬度分布圖(圖9)相對(duì)比，得到軟化區(qū)的最高峰值溫度為720℃ (Ac1)，軟化區(qū)的最低峰值溫度為230℃，由此根據(jù)2.4節(jié)軟化模型部分建立完整的軟化模型，進(jìn)行焊接殘余應(yīng)力計(jì)算。

圖11

圖11沿L1的峰值溫度分布

Fig.11Distribution of peak temperatures along L1 (Inset shows the location of L1 in the FEM)

3.3殘余應(yīng)力

在進(jìn)行殘余應(yīng)力結(jié)果討論之前，為了方便理解，先將“上表面”、“中央斷面”和“中央斷面上表面”這3個(gè)位置繪制示意圖，如圖12所示。其中圖12a中的灰色區(qū)域?yàn)?ldquo;上表面”，圖12b中的灰色區(qū)域?yàn)?ldquo;中央斷面”，圖12c中的加粗實(shí)線(xiàn)為“中央斷面上表面”。

圖12

圖12上表面、中央斷面和中央斷面上表面示意圖

Fig.12Schematics of the top surface (a), the central section (b), and the top surface cross-section (c)

圖13為超高強(qiáng)鋼對(duì)接接頭3種計(jì)算案例的上表面縱向殘余應(yīng)力分布云圖。由圖可見(jiàn)，3種計(jì)算案例的縱向殘余應(yīng)力分布均具有左右對(duì)稱(chēng)性，且由于幾何端部效應(yīng)[29]影響，模型兩端的縱向應(yīng)力分布比較復(fù)雜，在2個(gè)端部及其附近以外的區(qū)域，縱向殘余應(yīng)力的分布基本一致，這一區(qū)域也可以看成是縱向應(yīng)力分布穩(wěn)定區(qū)域。與Case A相比，Case B在縱向殘余應(yīng)力分布上發(fā)生了較顯著的變化，Case B上表面的峰值拉伸應(yīng)力明顯小于Case A，在上表面中央?yún)^(qū)域Case B的拉伸應(yīng)力存在范圍要明顯寬于Case A，此外，Case B上表面的壓縮應(yīng)力形態(tài)與Case A有明顯差異。從2者的比較可知，固態(tài)相變對(duì)縱向殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果的大小和分布有較顯著的影響。與Case B相比，盡管Case C考慮了軟化效應(yīng)，但是2者的上表面縱向應(yīng)力分布并無(wú)顯著變化。

圖13

圖13超高強(qiáng)鋼對(duì)接接頭3種計(jì)算案例的上表面縱向殘余應(yīng)力云圖

Fig.13Distributions of welding residual stresses of top surface at longitudinal direction under case A (a), case B (b), and case C (c) of UHSS butt joint

圖14為超高強(qiáng)鋼對(duì)接接頭3種計(jì)算案例的中央斷面縱向殘余應(yīng)力分布云圖。可以看出，在Case A的熱影響區(qū)產(chǎn)生了與材料常溫屈服強(qiáng)度相當(dāng)?shù)目v向拉伸殘余應(yīng)力，隨著離焊縫的距離逐漸增加，殘余應(yīng)力逐漸降低并轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。與Case A相比，由于Case B中考慮了固態(tài)相變，在熱影響區(qū)的拉伸殘余應(yīng)力明顯減小，這是由于鄰近焊縫的熱影響區(qū)在冷卻過(guò)程中發(fā)生了馬氏體相變，其產(chǎn)生的體積膨脹使得該部位拉應(yīng)力減小，從而使得縱向應(yīng)力峰值區(qū)域明顯減小。在Case B的中央斷面上，峰值拉伸殘余應(yīng)力出現(xiàn)在緊鄰熱影響區(qū)的母材上。與Case B相比，Case C的熱影響區(qū)縱向拉伸殘余應(yīng)力的大小和分布變化并不明顯，而緊鄰熱影響區(qū)的縱向拉伸殘余應(yīng)力的峰值有顯著的降低，這是因?yàn)樵贑ase C中考慮了軟化效應(yīng)。

圖14

圖14超高強(qiáng)鋼對(duì)接接頭3種計(jì)算案例的中央斷面縱向殘余應(yīng)力云圖

Fig.14Distributions of welding residual stresses of central section at longitudinal direction under case A (a), case B (b), and case C (c) of UHSS butt joint

圖15是超高強(qiáng)鋼對(duì)接接頭3種計(jì)算案例中央斷面上表面的縱向殘余應(yīng)力分布圖，同時(shí)盲孔法測(cè)量結(jié)果也顯示在圖中。從數(shù)值計(jì)算結(jié)果看，3種計(jì)算案例焊縫區(qū)域縱向殘余應(yīng)力的分布和大小幾乎沒(méi)有差異；由于考慮了焊縫填充金屬(奧氏體不銹鋼)的加工硬化作用，其拉伸應(yīng)力峰值高于材料常溫時(shí)的屈服極限(圖15a)。從3種計(jì)算案例的計(jì)算結(jié)果來(lái)看，縱向拉伸殘余應(yīng)力分布在距焊縫中心左右10 mm范圍(圖15b)。從Case A的縱向殘余應(yīng)力分布可以看出，在緊鄰焊縫兩側(cè)的熱影響區(qū)上有很高的拉伸應(yīng)力，其峰值為1641 MPa，略高于材料的常溫屈服極限(1600 MPa)。從Case B縱向殘余應(yīng)力分布中可以看出，由于考慮了固態(tài)相變，熱影響區(qū)縱向殘余應(yīng)力的大小與Case A相比有顯著下降，在緊鄰熱影響區(qū)的母材上出現(xiàn)了峰值為1339 MPa的縱向殘余應(yīng)力。從Case C縱向殘余應(yīng)力分布中可以看出，在同時(shí)考慮固態(tài)相變和軟化效應(yīng)的條件下，與Case B相比，熱影響區(qū)縱向殘余應(yīng)力的大小與分布沒(méi)有變化，但是緊鄰熱影響區(qū)的母材上縱向拉伸殘余應(yīng)力峰值顯著下降，其峰值為1032 MPa。從3種計(jì)算案例得到的縱向殘余應(yīng)力分布計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果比較可知，Case C的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果最為吻合。對(duì)超高強(qiáng)鋼而言，為了獲得更高精度的殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果，有必要同時(shí)考慮固態(tài)相變和軟化效應(yīng)。

圖15

圖15超高強(qiáng)鋼對(duì)接接頭3種計(jì)算案例的中央斷面上表面縱向應(yīng)力分布計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果對(duì)比

Fig.15Comparisons of longitudinal welding residual stresses along center line of the top surface cross-section between computational and experimental results (a) and local magnified curves (b) under case A, case B, and case C of UHSS butt joint

圖16為3種計(jì)算案例的上表面橫向殘余應(yīng)力分布云圖。可以看出，與Case A相比，Case B在橫向殘余應(yīng)力分布上發(fā)生了一定程度的變化，壓縮應(yīng)力存在區(qū)域與Case A有明顯差異，但2者峰值拉伸應(yīng)力相差不大。從2者的比較可知，固態(tài)相變對(duì)橫向殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果的大小和分布有一定程度的影響。與Case B相比，盡管Case C考慮了軟化效應(yīng)，但是2者的上表面橫向應(yīng)力分布和大小并無(wú)顯著變化。

圖16

圖16超高強(qiáng)鋼對(duì)接接頭3種計(jì)算案例的上表面橫向殘余應(yīng)力云圖

Fig.16Distributions of welding residual stresses of top surface at transversal direction under case A (a), case B (b), and case C (c) of UHSS butt joint

圖17為3種計(jì)算案例的中央斷面橫向殘余應(yīng)力分布云圖。3種計(jì)算案例的中央斷面橫向殘余應(yīng)力云圖相比較沒(méi)有顯著差異，在上、下表面焊縫兩側(cè)的焊趾處均有較大的拉伸橫向殘余應(yīng)力，同時(shí)在焊縫填充金屬中的上表面以及兩側(cè)有相對(duì)較大的壓應(yīng)力，其余部分的應(yīng)力分布相對(duì)平緩，而且應(yīng)力的絕對(duì)值不大。總體上，由于焊件在縱向的拘束大，而在橫向的拘束相對(duì)較小，對(duì)接接頭的橫向殘余應(yīng)力在數(shù)值上要明顯低于縱向殘余應(yīng)力。

圖17

圖17超高強(qiáng)鋼對(duì)接接頭3種計(jì)算案例的中央斷面橫向殘余應(yīng)力云圖

Fig.17Distributions of welding residual stresses of central section at transversal direction under case A (a), case B (b), and case C (c) of UHSS butt joint

圖18是3種計(jì)算案例中央斷面上表面的橫向殘余應(yīng)力分布計(jì)算結(jié)果與盲孔法測(cè)量結(jié)果的對(duì)比圖。從圖可以看出，與縱向殘余應(yīng)力分布相比，3種計(jì)算案例的橫向殘余應(yīng)力分布差異不大，不同案例各個(gè)位置橫向殘余應(yīng)力最大差值位于距焊縫中心6.5 mm位置，其值為138 MPa (圖18a)。焊縫區(qū)域橫向殘余應(yīng)力的分布沒(méi)有差異，但熱影響區(qū)橫向殘余應(yīng)力峰值相對(duì)比，Case A、Case B和Case C呈現(xiàn)出遞增的趨勢(shì)，Case C的橫向殘余應(yīng)力峰值為406 MPa (圖18b)。與Case A相比，Case B在熱影響區(qū)橫向殘余應(yīng)力分布上也發(fā)生了較顯著的變化，在距焊縫中心7~10 mm范圍內(nèi)，橫向殘余應(yīng)力由拉伸應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴嚎s應(yīng)力，隨著離焊縫的距離逐漸增加，Case A和Case B的橫向殘余應(yīng)力逐漸趨近。與Case B相比，Case C在橫向殘余應(yīng)力分布上沒(méi)有顯著的變化，熱影響區(qū)橫向壓縮殘余應(yīng)力較Case B略有增加，但差異不大。

圖18

圖18超高強(qiáng)鋼對(duì)接接頭3種計(jì)算案例的中央斷面上表面橫向應(yīng)力分布計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果對(duì)比

Fig.18Comparisons of transversal welding residual stresses along center line of the top surface cross-section between computational and experimental results (a) and local magnified curves (b) under case A, case B, and case C of UHSS butt joint

從3種計(jì)算案例橫向殘余應(yīng)力分布計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果的對(duì)比中可以看出，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果存在一定的差異，其原因可能與盲孔法測(cè)量殘余應(yīng)力的方法有關(guān)：一方面，焊前對(duì)應(yīng)變片粘貼位置的打磨會(huì)引入一定程度的塑性應(yīng)變；另一方面，當(dāng)盲孔法測(cè)殘余應(yīng)力所用的鉆頭鉆速較低時(shí)，在鉆孔過(guò)程中容易引起一定的孔邊塑性變形，導(dǎo)致測(cè)得的殘余應(yīng)力偏高。總體來(lái)說(shuō)，Case C的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果最為吻合。

4結(jié)論

(1) 1600 MPa級(jí)超高強(qiáng)淬火鋼母材的平均顯微硬度為520 HV，板厚為5 mm的單道焊對(duì)接接頭的熱影響區(qū)顯微硬度最高值為541 HV，軟化區(qū)顯微硬度最低值為320 HV，軟化區(qū)寬度約16 mm。焊接熱循環(huán)對(duì)熱影響區(qū)硬度有一定程度影響，對(duì)軟化區(qū)的硬度有顯著影響。

(2) 固態(tài)相變對(duì)縱向殘余應(yīng)力的大小和分布有較顯著的影響。固態(tài)相變會(huì)使熱影響區(qū)的縱向殘余應(yīng)力顯著降低，縱向殘余應(yīng)力峰值不是出現(xiàn)在熱影響區(qū)而是在緊鄰熱影響區(qū)的母材上，在不考慮軟化的情況下縱向殘余應(yīng)力峰值達(dá)到1339 MPa。固態(tài)相變對(duì)橫向殘余應(yīng)力的大小和分布有一定的影響，在考慮固態(tài)相變的情況下，橫向殘余應(yīng)力的峰值與不考慮固態(tài)相變情況相比有一定幅度增加。

(3) 數(shù)值模擬結(jié)果表明，軟化效應(yīng)對(duì)縱向殘余應(yīng)力的分布形態(tài)幾乎沒(méi)有影響，但是軟化區(qū)的縱向殘余應(yīng)力有一定幅度的降低，在緊鄰熱影響區(qū)的母材上的應(yīng)力峰值為1032 MPa，與不考慮軟化效應(yīng)的計(jì)算結(jié)果相比，下降了307 MPa。軟化效應(yīng)對(duì)橫向殘余應(yīng)力的分布形態(tài)沒(méi)有影響，橫向殘余應(yīng)力值略有增加，但整體差異不大。橫向殘余應(yīng)力的峰值為406 MPa，遠(yuǎn)小于母材的常溫屈服強(qiáng)度。

(4) 數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較可知，在同時(shí)考慮固態(tài)相變和軟化效應(yīng)的情況下，超高強(qiáng)鋼平板對(duì)接接頭焊接殘余應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值吻合最好，驗(yàn)證了本工作所開(kāi)發(fā)的同時(shí)考慮“固態(tài)相變”與“軟化效應(yīng)”材料模型的妥當(dāng)性。