高强钢 CO2 焊打底层焊缝有限元分析：探究焊接过程中的温度场、残余应力与焊接变形

高强度钢CO2焊接打底焊缝有限元分析

刘欣

江泽新刘波马进军

（广船国际有限公司，广东广州511462）

DOI: 10.7512/j.issn.1001-2303.2022.07.12

摘要 对相同热输入、不同焊接热功率条件下10 mm 厚陶瓷衬垫高强钢AH36扁平对接焊缝的CO2焊接进行了有限元分析试验，探究焊接过程中温度场、残余应力及焊接变形的变化，分析打底裂纹产生的原因。分析表明：打底焊接时，熔池金属冷却收缩过程中产生的残余应力值介于板材屈服强度与抗拉强度之间，板材发生不可逆焊接变形，打底裂纹的产生存在不确定性；焊接热功率大，熔池温度高，冷却速度快，焊缝应力集中区域增大；焊接卡码的装配限制了焊缝区域的变形，焊缝与卡码垂直位置处的应力集中区域进一步增大，打底焊缝极易产生热裂纹。

关键词：根焊；温度场；残余应力；焊接变形

0 简介

目前船舶行业普遍采用CO2气体保护药芯焊丝焊接船体结构，使用率达80%以上[1]。陶瓷内衬CO2焊接无需背面坡口刨削，易形成高质量焊缝，提高工效，广泛应用于分段建造、船体装配时内底板、甲板拼接焊缝等工况[2]。但在此类工况下，打底焊缝正面常常出现焊接裂纹，具体表现为焊缝中心存在长度、深度不等的纵向裂纹。这些裂纹若在后续焊接过程中不予以清除，将形成隐藏在焊缝内部的内裂纹，带来极大的安全隐患，严重影响生产效率和结构安全[2]。可见，打底焊是多层多道焊过程中最重要的一道工序，其质量是决定焊缝形成及其性能好坏的基础。

在基层焊接过程中，焊接温度场、焊后残余应力及焊接变形是影响焊缝质量的重要且不确定的因素，受焊接参数、载荷形式、加载幅值、材料性质等诸多外界环境的影响[3​​-7]。为了提高船舶基层焊接生产质量，进一步优化焊接工艺，减少基层裂纹的产生，有必要对基层焊缝质量进行研究。但目前对基层焊缝质量分析的研究较少，因此对基层焊缝进行有限元分析具有重要意义。本文利用ABAQUS软件对10 mm厚高强钢AH36平对接试验板CO2陶瓷内衬基层焊缝进行有限元分析试验，研究基层焊缝温度场、残余应力及焊接变形的变化情况，分析基层裂纹产生的原因，分析结果可为基层焊接提供相关理论依据。

1. 有限元分析准备

1.1 试验材料

试验材料为船舶常用的高强度钢AH36，其热物理性能参数如图1所示[8]。对接试板尺寸为360 mm×300 mm×10 mm，坡口角度为45°，装配间隙为6 mm。试验在打底焊缝上进行，需绘制焊缝背面余高，余高为1.5 mm，余高为12 mm，如图2所示。

图1 AH36钢的热物理性能参数

图2 有限元分析沟槽及筋条模型

1.2 焊接方法及参数

试验模拟CO2半自动焊，打底焊接过程中熔池沿板宽方向摆动。焊缝热输入定义为15.4 kJ/cm。采用3个不同的焊接参数，编号为1#、2#、3#。其中1#焊接热功率为3.312 kJ/s，2#为5.376 kJ/s，3#为7.680 kJ/s。具体焊接参数如表1所示。

表1 焊接参数

1.3 网格划分

焊接过程中，焊缝及热影响区网格活动剧烈，远离焊缝区域的网格活动平缓。为了增加有限元分析效率，保证分析精度，对焊缝及热影响区网格划分较密，其余区域采用均匀过渡网格划分方法。远离焊缝区域的网格尺寸经过两次过渡后增大，数量减少。网格总数为11 636个，最小网格尺寸为2 mm，最大网格尺寸为12 mm，网格类型为8节点六面体单元，如图3所示。

图3 有限元分析网格划分

1.4 边界条件设置

在实际CO2焊接过程中，需要在试板背面加卡码，固定试板的相对位置；在焊缝背面加陶瓷垫，对熔池起到一定的隔热作用。 在有限元分析中，需要在同一位置模拟卡码组件，如图4所示。需要将焊缝的散热率降低到焊缝背面焊接模型其余部分散热率的1/3左右，以模拟陶瓷垫的隔热效果，如图5所示。定义空气热对流系数为10，热发射率为0.8，绝对零度为-273.15 ℃，玻尔兹曼常数为5.67×10-8，固相线温度为1 450 ℃，液相线温度为1 500 ℃，熔化潜热为270 kJ/kg，试板初始温度为20 ℃。

图4 模拟焊接卡片代码

图5模拟陶瓷内衬绝缘

2 实验结果与分析

2.1焊接温度场

焊缝温度场分布云图如图6所示。将1500 ℃以上的温度定义为熔池，1#熔池最高温度约为2100 ℃，2#熔池最高温度约为2300 ℃，3#熔池最高温度约为2500 ℃，均介于钢的熔点温度（1500 ℃）与气化温度（2750 ℃）之间。热影响区温度介于1377 ℃~1500 ℃之间。观察左侧熔池截面温度场分布云图，3种方案的熔池均已熔透至焊缝根部。但在实际焊接时，焊缝背面配合陶瓷内衬，并未发生熔透现象，焊接过程稳定。

图6 焊缝温度场分布云图

图6焊缝温度场分布云图

如图6所示，在焊接阶段，随着热量的不断输入，形成熔池，焊接热传递使热量从熔池流向两侧试板。1#试板的热量覆盖面积最为显著，焊接热输入一致。焊接热功率越小，产生的热量流向焊接试板的时间就越多，导致熔池温度下降；而对于2#、3#方案，随着焊接热功率的增大，焊接速度快、时间短，热量无法充分流向两侧试板而集中在熔池区域，焊接熔池温度升高。由此可以看出，在焊接过程中，焊接热输入一致，采用较小的焊接热功率可以降低焊接熔池温度，同时焊接热影响区板材也能得到充分加热。

在打底焊缝中心任意选取5点，绘制温度随时间变化的特征曲线，如图7所示。由特征曲线可知，1#、2#、3#焊缝中心温度均达到2 000 ℃以上。在最高温位置，出现小范围的温度波动，模拟焊接模拟过程中CO2焊接熔池沿板宽方向的摆动情况；3#焊缝熔池温度最高，且短时间内冷却速度最快，2#次之。焊接过程中，已焊区域熔池冷却，而被焊熔池温度升高，在热传递作用下，高温区域熔池热量向低温区域熔池流动。在焊接热输入一致的情况下，3#焊接热功率大，焊接速度快，加热时间短。 高温区熔池的热量来不及流向低温区熔池，焊接就结束了，此时没有更多的热输入，焊缝温度逐渐下降。但1#焊缝热功率低，焊接速度慢，加热时间长，正在焊接的熔池温度较高，热量流向焊接区域，降低了焊接区域焊缝的散热率。

图7 焊缝中心温度场特征曲线

2.2焊接残余应力结果分析

对接试验板基层焊接时，对母材焊缝影响最大的应力是横向残余应力，因此有限元模拟仅对横向残余应力进行分析。

1#、2#、3#的最大横向残余拉应力分别为467.5 MPa、453.2 MPa、444.3 MPa，最大横向压应力分别为407.5 MPa、404.4 MPa、403.4 MPa。随着焊接热功率的增加，横向应力逐渐减小，但彼此间最大应力差别较小，因此焊接熔池由液态冷却为固态过程中产生的最大应力变化并不随焊接热功率的大小而发生明显变化。3种方案试板的横向残余应力均集中在焊缝中心及背面焊缝热影响区内，且受到拉应力作用，最大拉应力集中区域位于焊缝与卡码垂直位置处；背面焊缝残余高度受到压应力作用，最大压应力位于焊缝与卡码垂直位置以外的残余高度区域内。 试验选用AH36高强钢，其屈服强度为355 MPa，抗拉强度为490~630 MPa。3种方案的横向残余应力在焊缝与卡码间的垂直位置均超过了AH36钢的屈服强度。但在最大拉应力以下，焊缝将发生不可逆焊接变形，存在基底裂纹产生的不确定性，如图8所示。

图8 焊缝横向残余应力分布云图

焊缝横截面横向残余应力分布云图如图9所示，其中左图为卡码处焊缝应力分布情况，右图为非卡码处焊缝应力沿试板长度方向分布情况。三种方案选取位置相同。可以看出，1#、2#、3#焊缝横截面横向残余应力分布的应力集中面积在卡码处均大于在非卡码处，卡码的装配对焊接横向残余应力分布影响较大。对于同一位置的三种方案，以卡码为例，3#焊缝横截面的应力集中面积最大，2#次之，1#最小。可以看出，在焊接热输入一致的情况下，采用较小的焊接热功率可以有效减小焊缝的应力集中面积。

图9 焊缝截面横向残余应力分布云图

通过图8、图9中横向应力分布云图，结合温度场分析结果可知，钢材温度越高，塑性越大。焊缝热影响区温度低，塑性小于焊缝熔池塑性，焊缝金属凝固收缩，产生焊接残余应力。焊缝正面熔池金属散热快，先凝固；焊缝背面熔池金属在陶瓷内衬保温作用下散热慢，后凝固。焊缝正面受到熔池下方金属后凝固引起的残余应力。3#试板焊接热功率大，速度快，熔池金属温度高，焊后冷却速度快，焊缝应力集中区域大。 在卡码固定作用下，应力集中区域增大，产生的残余应力值介于AH36钢的屈服强度和抗拉强度之间，发生不可逆焊接变形，极易产生打底焊缝裂纹，因此3#焊接试板出现打底裂纹的可能性最大，2#次之。

焊接路径选择如图10所示，其中路径1为试板正面长度方向沿焊缝中心的路径；路径2和路径3均处于试板长度方向的中间位置，路径2为沿试板背面宽度方向垂直于焊缝的路径，路径3位于试板正面。

图10焊接路径选择

焊缝横向应力变化特性曲线如图11所示，三种方案沿三条路径绘制的横向应力特性曲线基本重合，左图中红框区域为放大图，如右图所示。

图11 横向残余应力变化特征曲线

从路径1绘制的横向残余应力变化特性曲线可以看出，1#、2#、3#焊缝中心处应力较大，且表现为拉应力，最高应力位于焊缝垂直于卡面的位置，约为420 MPa，远离卡面位置处应力逐渐减小，最低处约为413 MPa，两者相差较小。当焊接热输入一致时，焊缝中心处的最大横向残余应力随热功率的大小变化不明显。

从路径2绘制的横向残余应力变化特性曲线可以看出，3种方案的应力变化表现为从试板边缘到焊缝热影响区应力逐渐增加，且均为拉应力，最大拉应力约为280 MPa；从焊缝余高边缘到余高最高处焊接应力变化迅速，由拉应力变为压应力，最大压应力出现在余高最高处，约为320 MPa。

根据路径3绘制的横向残余应力变化特性曲线可以看出，焊缝及热影响区以外区域表现出较小的压应力，最小压应力约为40MPa。残余应力从热影响区向焊缝中心迅速变化，由压应力变为拉应力，最大拉应力约为420MPa。

2.3焊接变形结果分析

CO2半自动打底焊过程中，焊接试板的变形主要为厚度方向的变形和横向的收缩变形，因此本次有限元模拟主要对试板的厚度方向变形和横向的收缩变形进行分析。

1#、2#、3#在板厚方向的最大变形量分别约为1.71 mm、1.84 mm、2.15 mm，3种方案的变形量略有不同，因此焊接过程中焊接热输入保持一致，热功率对打底焊缝在厚度方向的焊接变形影响不大。但3种方案的变形主要位于两卡号之间的区域，如图12所示。

图12 厚度方向变形分布云图（10×）

图12厚度方向变形分布云图

厚度方向变形分布云图正视图如图13所示。3种方案的变形方向均沿坡口方向。按常理来说，焊缝试板的变形均沿坡口正方向，从焊缝区域向试板边缘逐渐增大。由焊后焊缝截面分布图可知，打底焊缝沿试板底部分为两层焊缝。坡口内侧金属的凝固收缩使焊缝及其周围形成微小的局部变形，变形方向与焊接坡口方向一致。坡口外侧焊缝余高处焊缝金属的冷却收缩对焊接试板的变形影响较大，变形方向与焊接坡口方向相反。因此，在CO2陶瓷内胆打底焊接过程中，焊接试板的变形方向与坡口方向相反。

图13 厚度方向变形分布云图（主视10倍）

按照路径2绘制的焊缝背面变形特性曲线如图14所示。三种方案在焊缝背面的焊接变形如图所示以卡码中心为中心，向着试板边缘及焊缝热影响区方向变形逐渐增大，且变形方向相反，如图14a所示。通过放大图中红框区域可区分三种方案的变形，如图14b所示。

图14 焊缝背面变形特征曲线

图14 焊缝背面变形特征曲线

焊接试板背面横向收缩变形分布云图如图15所示。1#、2#、3#焊缝两侧试板收缩方向相反，最大横向收缩变形分别为0.835 mm、0.865 mm、0.885 mm。3种方案的变形量略有不同。焊接过程中，焊接热输入一致，热功率对打底焊缝横向收缩焊接变形影响不大。3种方案的变形区域也位于两卡号之间。

图15 焊缝横向收缩变形分布云图

图15 焊缝横向收缩变形分布云图

结合图12~图15可知，在热输入一致的条件下，焊接试板厚度方向的变形和横向收缩变形随热功率的大小变化不明显。但3种方案的焊接变形区均在焊接夹具之间，结合焊接残余应力结果分析，夹具限制了焊缝的冷却收缩变形，焊缝与夹具之间垂直位置的焊缝变形较小，焊接应力集中区域较大。

3 结论

本文对热输入为15.4 kJ/cm、热功率为3.312 kJ/s、5.376 kJ/s、7.680 kJ/s条件下的陶瓷衬垫打底层CO2焊接进行了有限元分析试验，研究了焊接过程中温度场、残余应力及焊接变形的变化，并对打底裂纹产生的原因进行了分析，得出结论：

（1）焊接热输入要一致，热功率越大，熔池温度越高，热影响区试板不能充分加热，焊后熔池冷却很快。

（2）焊接规范对母材焊缝的收缩变形影响较大，靠近规范的位置，焊缝焊接变形较小，反之则较大。

（3）基层焊接时，熔池金属冷却收缩，产生的残余应力介于板材的屈服强度与抗拉强度之间，导致板材发生不可逆焊接变形，基层裂纹的产生具有不确定性。

（4）焊接热功率对焊缝的应力集中区域影响很大，热功率越大，应力集中区域越大。焊接卡码的装配限制了焊缝区域的变形，导致焊缝与卡码垂直的位置应力集中区域增大。打底焊缝非常容易产生热裂纹。

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高强度钢CO2焊接底焊缝有限元分析

刘欣

姜泽新刘博马进军

（广船国际有限公司，广州 511462）

摘要：本文对10 mm 厚高强钢AH36扁平对接焊缝在相同热输入、不同焊接热功率条件下的CO2焊匹配陶瓷衬垫底层焊接进行了有限元分析试验，探究了温度场、残余应力及焊接变形的变化，分析了底层裂纹产生的原因。由分析可知，打底焊时，熔池金属冷却收缩过程中产生的残余应力值介于板材屈服强度与抗拉强度之间，板材发生不可逆焊接变形，是否产生底层裂纹存在不确定性；焊接热功率大，熔池温度高，冷却速度快，焊缝应力集中面积增大；进一步增大，底层焊缝易产生热裂纹。

关键词：打底焊；温度场；残余应力；焊接变形

引用本文：刘鑫, 姜泽新, 刘波, 等. 高强度钢CO2焊底焊缝有限元分析[J]. 电焊机, 2022, 52(7): 84-92.

作者简介：刘鑫(1996-)，男，本科，主要从事焊接过程及数值模拟研究。E-mail:。

中图分类号：TG457

文章编号: 1001-2303 (2022) 07-0084-09

文档识别码：A