随着现代科学技术的飞速发展，异种钢因其优良的综合性能和良好的成本控制被广泛应用于石油化工、锅炉核电等领域[1-3]. 由于焊接是一个涉及电弧物理、传热传质、冶金和力学的复杂过程，在焊接过程中焊缝附近受到热源不均匀的加热和冷却，造成工件不均匀的热膨胀、收缩，必然导致焊接构件的残余应力和变形. 整个构件的焊后残余应力和变形对结构的稳定性、装配精度及其静载强度、疲劳强度等具有非常重要的影响[4]. 同时，异种钢材料的焊接由于母材金属或母材与填充材料之间化学成分和性能的显著差异，导致其焊接性远远要差于同种金属材料的焊接，严重影响焊接接头的使用性能[5-6]. 因此，如何有效控制和预测异种钢焊接接头的焊后残余应力及变形是当下保证异种钢焊接接头质量和可靠性首要解决的问题. 此前，国内外焊接学者就异种钢焊接做了大量研究，但多数都只是针对异种钢焊接接头组织、性能及其元素迁移等方面的研究[7-10]，而对异种钢焊接过程中瞬态温度场、应力场及其焊后残余应力和变形的研究较少.
当地水稻面积在逐步减少，柑橘、花卉、蔬菜等经济作物种植面积在不断扩大。此外，云南严格执行化肥零增长，直接影响化肥销量，但同时也规范了市场。8月1日后，当地开始严查农药经营许可，还强化农药市场监管，加大违法行为处罚力度。据了解，目前已经查处一家销售假化肥的企业。对于后市，预计尿素价格将上涨100-150元/吨。
全面训练。高三复习不能只注重重点知识，从今年的高考命题可以看出，有些知识来源于教材的细微之处，如若复习过程不全面，可能会造成重大失误。
近年来，随着计算机技术和计算方法的发展，数值模拟已成为继理论方法和试验方法之后第三种科学研究和工程分析方法. 尤其是利用数值模拟技术对焊接过程瞬态温度变化、应力场的分析，不但可有效节约人力、物力，还可以优化焊接结构设计和工艺参数，对焊接接头的质量和安全性提供保障. 蔡建鹏等人[4, 11-13]基于ABAQUS软件及其开发的热弹塑性有限元方法对Q345/SUS304异种钢焊接接头温度场、残余应力和变形等问题进行了研究，并分析了不同坡口形式对接头焊后残余应力和变形的影响. Ranjbarnodeh等人[14]利用ANSYS软件分析了焊接电流和焊接顺序对CK4/AISI409异种钢板TIG焊后残余应力分布的影响. 然而，目前在针对于Q345/316L异种钢焊后残余应力和变形方面的研究甚少. 在基于课题组前期对Q345/316L异种钢焊接接头组织、性能以及焊接工艺等方面的研究基础之上，利用SYSWELD焊接模拟软件对板厚为4 mm的Q345/316L异种钢板焊接过程进行数值模拟，并分析了不同焊接热输入对其焊后残余应力和变形的影响，以期为通过改变热输入来控制接头焊接残余应力提供理论基础和参考.
焊接试验均选用规格为200 mm×80 mm×4 mm的Q345低合金钢和316L不锈钢进行平板对接焊，接头坡口形式为单面V形坡口，坡口角度60°，薄板焊接无钝边和坡口间隙，施焊前对焊接坡口及焊缝两侧用丙酮进行清洗，采用手工钨极氩弧焊(GTAW)方法水平固定施焊，焊接填充材料为直径2.5 mm的ER316L焊丝. 母材及焊丝的化学成分见表1，其主要焊接工艺参数为焊接电流14 A，焊接电压160 V，焊接速度12 cm/min. 此外，为了测定该异种钢板焊接前后的横向收缩量，分别预先在两块试板上表面各钻了3个直径2 mm的小孔，其钻孔的示意图如图1所示.
表1 母材与焊丝的化学成分(质量分数，%)
Table 1 Chemical compositions of the base materials and welding wire
材料 C Si Mn S P Ni Cr Mo N Fe Q345 0.180.271.500.035 0.030 — — — — 余量316L 0.017 3 0.493 1.377 0.002 2 0.031 2 10.17 16.54 2.11 0.012 1 余量ER316L 0.03 0.79 1.10 ≤0.030 ≤0.040 12.79 17.19 2.63 — 余量
图1 钻孔及测量位置(mm)
Fig. 1 Position of drilling and measuring
焊接过程中，利用Optris P20红外测温仪测量316L不锈钢侧热影响区(HAZ)某点的温度变化曲线；焊接完成后，经砂轮打磨去掉焊缝两侧的飞溅、残渣，用游标卡尺测量试样表面每组钻孔的距离，通过对比焊前所测得值，即为焊接试样的横向收缩；再采用YC-Ⅲ型应力测量仪(盲孔法和环芯法测残余应力的专用仪器)测量Q345/316L异种钢的焊后残余应力. 其中应力测量点位置如图2所示.
图2 残余应力测量点分布示意图(mm)
Fig. 2 Schematic diagram of residual stress measurement
试验通过SYSWELD有限元分析软件对Q345/316L异种钢板对接焊过程的温度场及应力场进行数值模拟分析，整个仿真过程以Visual_Environment和SYSWELD为主进行前后处理和模拟计算过程，模拟流程如图3所示.
图3 基于SYSWELD仿真流程示意图
Fig. 3 Schematic diagram of simulation flow based on SYSWELD
根据实际焊接试板的尺寸建立了完全相同的有限元模型，在实施模拟试验之前着重考虑到焊接过程中焊缝附近存在较大的温度梯度，同时为了兼顾模拟时间，焊缝及热影响区均采用较细的网格进行划分，而在距离焊缝较远处的母材网格划分则较为稀疏，具体模拟试验的网格划分如图4所示. 为了更贴合实际焊接试验，在有限元计算模型中其外部的边界条件仅建立了防止模型发生刚性移动的自由约束.
图4 焊接接头的网格划分
Fig. 4 Meshing of welding joint
在热分析过程中，考虑到了焊接温度场分析是典型的非线性热传导问题、熔池冷却结晶过程中产生的相变潜热以及材料的热物理性能等，同时根据牛顿定律和斯蒂芬–玻尔兹曼定律对焊接边界的对流和辐射换热进行了定义[15]. 热源方面，采用Goldak[16]提出的双椭球热源模型模拟焊接热输入的分布情况. 其中，Q345的熔点温度设为1 350 ℃，316L的熔点温度设为1 400 ℃[17]. 在应力场分析时，将第一步获得的温度场数据作为热载荷施加在模型上进行应力和变形的计算分析，并考虑母材和填充金属的高温力学性能. 此外，根据文献[17-18]对母材和焊缝填充材料均设置了各向同性硬化模型.
质子交换膜，是一种极薄的电解质，对于质子具有渗透性，在水电解中只对氢离子有通透性，可阻挡氧离子及其他离子的通过，做到氢氧分离，即利用电能，将水生成氢气和氧气的过程。
图5是焊接过程中焊接时刻48 s的温度场分布云图，从图5中可以看出，热源在焊缝中心的温度最高，达到2 878 ℃，焊缝熔池和模型的温度分布呈类似椭圆形状. 同时，在焊接热源前方的等温线分布密集，温度梯度较大，反之热源后方的等温线分布则较为稀疏，温度梯度小. 此外，关于焊缝中心线的温度场分布是不对称的，Q345侧的HAZ略宽于316L侧的HAZ，且Q345高温范围也更宽，这主要是由于Q345碳钢的热导率高于316L不锈钢，使得Q345侧比316L侧的热扩散速率和冷却速率更快，导致Q345侧的高温范围更宽，HAZ更大. 图6为316L不锈钢侧HAZ同一位置处模拟计算与实际测得的焊接热循环曲线. 由于试验中采用红外测温仪测定实际焊缝温度变化过程中，其最低测定的温度为385 ℃，所以试验选择从400 ℃开始测定.从图6中可以看出，无论是在升温还是冷却过程中，实测值温度值与模拟计算值均能很好的吻合，变化趋势基本一致；其中实测最高温度为960.8 ℃，模拟最高温度为984.4 ℃.
图5 异种钢焊接接头温度云图
Fig. 5 Temperature contour of the dissimilar steel joint
图6 实测温度曲线和模拟值的对比
Fig. 6 A comparison of the thermal cycle curve between simulation and experiment
图7 、图8分别比较了异种钢焊接接头在如图2所示位置处由应变花所测得的纵向残余应力、横向残余应力和数值模拟计算值，从图中可知，实际测量的残余力与数值模拟结果基本吻合，证明了利用SYSWELD软件有限元方法模拟该焊接过程的有效性和可行性. 从图7a和图7b中模拟结果可知，在Q345侧内沿着焊缝方向的纵向残余应力呈一个驼峰形状分布，在靠近中央截面处的残余拉应力值最大达到384.4 MPa，与母材常温屈服强度390 MPa非常接近；而在316L侧其纵向残余应力分布大致呈现帽状分布，在沿焊缝方向50 ～ 150 mm基本表现为一个平均值特征，均值保持在320 MPa左右，远远高于母材的常温屈服强度172.3 MPa，这可能是考虑到加工硬化模型所以模拟值较高. 同时因为在焊接过程中，当焊接热源没达到焊缝中部时，该处母材基本不会受到纵向的应力，随着热源移动到此处，靠近焊缝处母材受热受到纵向上的压应力，而又随着热源的远离，材料冷却收缩受到两端给予的拉应力，因此在焊缝两侧的HAZ经历了压应力–拉应力，并最终达到或超过材料的屈服强度[18]，所以两侧纵向残余应力总是在焊缝中部出现最大值，根据图7c所示，在垂直于焊缝方向上的纵向残余应力分布则较为复杂，尤其是在焊缝和靠近Q345侧焊缝熔合线处，从图7c可知，靠近Q345侧的焊缝熔合线处存在非常大的应力梯度，残余应力峰值在该处达到540 MPa，这主要是由于异种材料在物理性能上显著的差异造成的；由于Q345的热膨胀系数小于316L，导致在焊接加热和冷却过程中两种材料的收缩不同，进而在冷却后产生较大的残余应力，此外，不同的热导率和不均匀的温度场在冷却时也会产生较大的热应力[4, 19].
图7 纵向残余应力实测值与模拟值的对比
Fig. 7 A comparison of the longitudinal residual stress between simulation and experiment
图8 横向残余应力实测值与模拟值的对比
Fig. 8 A comparison of the transverse residual stress between simulation and experiment
图8 是与图7相同位置处的横向残余应力曲线分布，从图8a、图8b可知，Q345侧和316L侧沿焊缝方向的横向残余应力变化趋势基本一致，均呈帽状分布，都是在焊缝中部位置出现最大的拉伸残余应力，分别为174.6和116.4 MPa，均小于其母材在常温的屈服强度，也远远小于在同一位置的纵向残余应力. 同时，观察发现在焊接开始端和结束端两处，无论是横向残余应力还是纵向残余应力均出现了一定程度的不均匀分布，变化梯度较大，这可能是由于在焊接开始和结束时电弧的起弧和收弧不稳定造成这两个部位的热输入变化，从而导致残余应力的变化. 从图8c可知，在垂直于焊缝方向的中部位置横向残余应力基本上表现为拉应力特征，同样是在焊缝位置和两侧熔合线处的应力变化最为复杂，在Q345侧熔合线处出现最大的拉伸残余应力为256 MPa，而在邻近的焊缝中心位置则出现最小的残余应力为0.2 MPa，应力梯度较大，如前分析所示，造成这种大的应力梯度主要和两种材料之间热物理性能较大差异有关，且这应该也是异种钢焊接残余应力分布的一个特点. 此外，结合图8a，b的纵向残余应力可知，Q345侧的残余应力较316L侧更高，这主要与母材的屈服强度有关，文献[4, 19]指出，材料的屈服强度和热膨胀系数对焊后变形和残余应力有显著影响，即
式中：T是屈服温度；ReL屈服强度；α是热膨胀系数；E是弹性模量. 在Q345和316L弹性模量差异不大时，材料的屈服强度越大，热膨胀系数越小
利用游标卡尺对实际异种钢焊接后进行横向收缩的测量，经由试验测量的横向收缩数据与数值模拟计算结果见表2. 对比表中数据可知，横向收缩实测值和模拟值吻合良好，且随着沿焊缝距离的增加，焊缝的横向收缩逐渐增大，这主要是由于在整个焊接过程中先焊接部位产生的横向收缩对后续焊接的焊缝会造成一个挤压作用，从而使后焊部位的横向收缩增加. 图9为Q345/316L异种钢焊接接头沿板厚方向的整体变形模拟结果，从图9中可知，整个焊接接头在焊后发生了明显的变形，最大变形量约为1.09 mm. 就该异种钢焊接接头整体而言，其变形关于焊缝大体上呈对称分布，但对比来看，Q345侧的变形情况较316L的变形略微大一点.
6.预防措施：正确使用安全套，采取安全的性行为；不吸毒，不共用针具；推行无偿献血，对献血人群进行HIV筛查；加强医院管理，严格执行消毒制度，控制医院交叉感染；预防职业暴露与感染；控制母婴传播；对HIV/AIDS患者的配偶和性伴、与HIV/AIDS患者共用注射器的静脉药物依赖者，以及HIV/AIDS患者所生的子女，进行医学检查和HIV检测，为其提供相应的咨询服务。
表2 横向收缩实测值与模拟值对比(mm)
Table 2 Comparison of transverse shrinkage between measure and simulation
沿焊缝方向的距离d/mm 实测值 模拟值50 0.734 0.793 8 150 1.140 1.074 99 100 1.022 0.993 5
图9 异种钢接头焊接变形模拟结果
Fig. 9 Simulation results of welding deformation of dissimilar steel joint
对比了不同热输入条件下在垂直于焊缝的中央横截面方向上的横向残余应力和纵向残余应力分布状态，模拟计算所采用的热输入分别为0.8Q,Q和1.2Q，其中
图10 不同热输入条件下异种钢焊接接头的残余应力
Fig. 10 Residual stress across the dissimilar steel welded joint with different heat input
图11 比较了不同热输入情况下模型沿板厚方向的整体变形，从图11中可知，焊接热输入对Q345/316L异种钢焊接接头的变形有一定的影响，但不同热输入情况下模型的变形趋势是一致的；随着热输入从0.8Q增大至1.2Q，整个焊件模型的最大变形量由1.077 mm变为1.119 mm. 这主要是由于焊接热输入的增加，焊接时加热的高温区域范围越大，造成焊缝区和HAZ冷却速率的降低，整个焊缝附近的塑性变形区增大，从而导致接头的总体变形量增加. 另一方面，随着焊接热输入的增大，熔池变
图11 不同热输入条件下接头的整体变形结果
Fig. 11 Integral deformation of dissimilar joint with different heat input
大，熔敷金属填充量增多，在冷却收缩过程中对焊缝附近区域产生的拉伸塑性变形就越大，所以引起的焊接变形也越大. 因此，综合焊接残余应力和变形结果来看，实际焊接应用时，在确保整个异种钢焊接接头质量的前提下应尽可能采用较小的热输入，以控制接头的焊接残余应力和变形.
(1) 文中通过焊接试验和SYSWELD有限元仿真对Q345/316L异种钢焊接过程瞬态温度分布、残余应力和变形进行了分析. 结果表明，在焊接热循环、残余应力分布以及焊后变形情况，实际测量结果与数值模拟结果均能很好的吻合，验证了利用SYSWELD有限元分析异种钢焊接有效性和可靠性.
(2) 瞬态温度分布结果表明，异种钢焊接过程中由于材料热物理性能的差异，导致其瞬态温度场关于焊缝中心呈不对称分布，Q345碳钢侧高温范围较316L不锈钢侧大，HAZ也相对较宽.
3) 现场条件。油站与阀门的高差Z=15 m；主管敷设距离L1=5 m，支管敷设距离L2=25 m；重力加速度g=9.81 m/s2。
(3) 不论是纵向残余应力还是横向残余应力，在Q345侧和316L侧沿焊缝方向上均呈现帽状分布趋势，最大拉伸残余应力也都出现焊缝中部位置；在垂直于焊缝的中央截面上，纵向残余应力和横向残余应力在焊缝和焊缝附近区域的分布明显不连续，存在较大的应力梯度，应力状态也极为复杂，最大的残余应力出现在Q345侧靠近焊缝的熔合线处.
(4) 不同热输入条件下的模拟结果表明，随着焊接热输入的增加，异种钢接头焊后残余应力和变形都有所增加，因此在确保接头质量的前提下可采用小热输入焊接工艺.
参考文献：
[1]Song Y M, Chen G H, Wang J Q, et al. Short-term high-temperature tensile tests and prediction of long-term strength of welded joints of dissimilar steels T92/HR3C[J]. Metal Science and Heat Treatment, 2014, 55(11-12): 614 − 621.
[2]张 祺, 王家庆, 陈国宏, 等. T92/Super304H异种钢焊接接头的组织结构和力学性能[J]. 中国有色金属学报, 2013, 23(2):396 − 402.Zhang Qi, Wang Jiaqing, Chen Guohong, et al. Microstructure and mechanical properties of T92/Super304H dissimilar steel weld joints[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2013,23(2): 396 − 402.
[3]Wu W Y, Hu S S, Shen J Q. Microstructure, mechanical properties and corrosion behavior of laser welded dissimilar joints between ferritic stainless steel and carbon steel[J]. Materials and Design, 2015, 65: 855 − 861.
[4]蔡建鹏, 何 静, 张彦杰, 等. Q345/SUS304异种钢对接接头残余应力和变形的分析[J]. 焊接学报, 2016, 37(1): 71 − 75.Cai Jianpeng, He Jing, Zhang Yanjie, et al. Study on welding residual stress and distortion of Q345/SUS304 dissimilar steel butt weld[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2016,37(1): 71 − 75.
[5]Duranton P, Devaux J, Robin V, et al. 3D modelling of multipass welding of a 316L stainless steel pipe[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2004, 153-154: 457 − 463.
[6]黄本生, 杨 江, 卢东华, 等. Q345/316L异种钢焊接接头显微组织结构与力学性能[J]. 材料热处理学报, 2016, 37(5): 45 −51.Huang Bensheng, Yang Jiang, Lu Donghua, et al. Microstructure and mechanical properties of the Q345/316L dissimilar steel welded joints[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2016,37(5): 45 − 51.
[7]Ming H L, Zhang Z M, Wang J Q, et al. Microstructure of a safeend dissimilar metal weld joint(SA508-52-316L) prepared by narrow-gap GTAW[J]. Materials Characterization, 2017, 123: 233 −243.
[8]Ramkumar K D, Singh A, Raghuvanshi S, et al. Metallurgical and mechanical characterization of dissimilar welds of austenitic stainless steel and super-duplex stainless steel-A comparative study[J].Journal of Manufacturing Process, 2015, 19: 212 − 232.
[9]Sadeghian M, Shamanian M, Shafyei A. Effect of heat input on microstructure and mechanical properties of dissimilar joints between super duplex stainless steel and high strength low alloy steel[J]. Materials and Design, 2015, 60: 678 − 684.
[10]Huang B S, Yang J, Lu D H, et al. Study on the microstructure,mechanical properties and corrosion behavior of S355JR/316L dissimilar welded joint prepared by gas tungsten arc welding multi-pass welding process[J]. Science and Technology of Welding and Joining, 2016, 21(5): 381 − 388.
[11]蔡建鹏, 邓德安, 蒋小华, 等. V形坡口和K形坡口Q345/SUS 304异种钢对接接头残余应力和变形[J]. 焊接学报, 2016,37(4): 69 − 72.Cai Jianpeng, Deng Dean, Jiang Xiaohua, et al. Study on welding residual stress and distortion in Q345/SUS304 dissimilar steel butt weld of V and K groove type[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2016, 37(4): 69 − 72.
[12]蔡建鹏, 蒋小华, 张彦杰, 等. 坡口形式对SUS304奥氏体不锈钢对接接头残余应力和变形的影响[J]. 焊接学报, 2016, 37(2):63 − 66.Cai Jianpeng, Jiang Xiaohua, Zhang Yanjie, et al. Influence of groove type on residual stress and distortion in SUS304 austenitic stainless steel butt weld[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2016, 37(2): 63 − 66.
[13]蔡建鹏, 叶延洪, 张彦杰, 等. 坡口形式对Q345/SUS304异种钢对接接头残余应力和变形的影响[J]. 机械工程学报, 2015,51(10): 55 − 61.Cai Jianpeng, Ye Yanhong, Zhang Yanjie, et al. Study on influence of groove type on welding residual stress and deformation inQ345/ SUS304 dissimilar steel butt-welded joint[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2015, 51(10): 55 − 61.
[14]Ranjbarnodeh E, Serajzadeh S, Kokabi A H. Effect of welding parameters on residual stress in dissimilar joint of stainless steel to carbon steel[J]. Journal of Materials Science, 2011, 46(9): 3225 −3232.
[15]董志波, 魏艳红, 刘仁培, 等. 不锈钢焊接温度场的三维数值模拟 [J]. 焊接学报, 2004, 25(2): 9 − 16.Dong Zhibo, Wei Yanhong, Liu Renpei, et al. The dimensional simulation of thermal distributions of welding stainless steels[J].Transactions of the China Welding Institution, 2004, 25(2): 9 − 16.[16]Goldak J, Chakravarti A, Bibby M. A new finite element model for welding heat sources[J]. Metallurgical Transactions B-Process Metallurgy, 1984, 15(2): 299 − 305.
[17]徐济进. 材料硬化模型对316L不锈钢焊接残余应力的影响[J].焊接学报, 2014, 35(3): 97 − 100.Xu Jijin. Effect of material hardening model on welding residual stress of 316L stainless steel[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2014, 35(3): 97 − 100.
[18]Xu J J, Gilles P, Duan Y G, et al. Temperature and residual stress simulations of the NeT single-bead-on plate specimen using SYSWELD[J]. International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2012, 99-100: 51 − 60.
[19]Zhu X K, Chao T J. Effect of temperature-dependent material properties on welding simulation[J]. Computers and Structures,2002, 80(11): 967 − 976.
[20]Akbari D, Sattari-Far I. Effect of the welding heat input on residual stresses in butt-welds of dissimilar pipe joints[J]. International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2009, 86(11): 769 − 776.
联系客服
