李陵，羅白璐，鄭紹文

1 海軍裝備部，北京 100841

2 中國艦船研究設(shè)計中心，湖北武漢 430064

0 引 言

焊接工藝具有高效、可靠、低成本三大特點(diǎn)，作為一種有效的連接手段，其在制造加工業(yè)中的應(yīng)用越來越廣泛。但焊接過程是一個局部不均勻加熱的過程，加熱范圍小，溫度梯度大，加熱過程使得結(jié)構(gòu)產(chǎn)生復(fù)雜的熱應(yīng)力與變形，冷卻后會形成殘余應(yīng)力和變形。研究認(rèn)為，殘余應(yīng)力的存在在很大程度上影響著結(jié)構(gòu)的疲勞壽命以及承載能力［1］。特別是在結(jié)構(gòu)投入使用的過程中，當(dāng)遭遇到交替變換的波浪等外加載荷時，焊接結(jié)構(gòu)內(nèi)部的應(yīng)力狀態(tài)會由于自身初始的殘余應(yīng)力與這種交替載荷的反向組合作用而發(fā)生重新分布，即殘余應(yīng)力松弛。這些改變可能會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)出現(xiàn)不可預(yù)知的破壞和斷裂。為了確保結(jié)構(gòu)安全可靠，準(zhǔn)確掌握交變循環(huán)載荷下結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力的實(shí)時變化規(guī)律顯得十分必要。目前，在該領(lǐng)域已有一些研究對殘余應(yīng)力的松弛演變過程進(jìn)行了報道，并取得了一定的預(yù)期成果。

對于交變載荷作用下焊接結(jié)構(gòu)力學(xué)行為的規(guī)律性演變過程，國內(nèi)外學(xué)者曾做過相應(yīng)的研究。例如：Yuan等［2］用固有應(yīng)變法分析了焊接接頭的殘余應(yīng)力松弛問題；也有研究者利用試驗(yàn)方法，就等幅拉伸循環(huán)載荷下簡單焊接結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力松弛行為進(jìn)行研究，借助數(shù)據(jù)歸納的手段，對結(jié)構(gòu)內(nèi)部的應(yīng)力進(jìn)行實(shí)時監(jiān)測，最終提出了殘余應(yīng)力松弛量的計算公式［3-5］；Dattoma等［6］針對等幅拉伸循環(huán)載荷下殘余應(yīng)力的松弛問題，利用數(shù)值仿真手段進(jìn)行了模擬。由于存在初始?xì)堄鄳?yīng)力，即使施加恒定的應(yīng)力幅值，在試件截面上所施加的應(yīng)力也是不均勻分布的［7］。

已有的研究對象多局限于厚度較小的焊接試件，對于大厚度的焊接試件少有問津。眾所周知，隨著焊接構(gòu)件厚度的不同，焊接殘余應(yīng)力的大小以及分布特征均發(fā)生著根本性的轉(zhuǎn)變。例如，對于厚度較大的試件，其應(yīng)力不再是雙軸的，而應(yīng)力的分布狀態(tài)也不再滿足普遍適用于小厚度焊接試件的平面應(yīng)力模型［8-9］。由此類推，在交變載荷作用下，二者在殘余應(yīng)力的松弛行為上也會存在顯著差異。因此，在對厚板焊接試件的強(qiáng)度以及使用性能進(jìn)行合理化評估時，必須有適用于厚板焊接試件的殘余應(yīng)力松弛演變模型。鑒于上述原因，本文擬針對厚板焊接試件在交變載荷作用下的應(yīng)力松弛行為進(jìn)行量化分析，同時，基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，提出適用于厚板焊接試件的殘余應(yīng)力松弛演變模型。通過該模型，將可預(yù)測各循環(huán)階段下殘余應(yīng)力的松弛量，為工程結(jié)構(gòu)的安全應(yīng)用起到一定的指導(dǎo)作用。

1 試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)材料

用于進(jìn)行試驗(yàn)以及研究焊接殘余應(yīng)力松弛行為的材料為A105閥門用鋼，它具有良好的機(jī)械性能和焊接性能，其材料化學(xué)成分見表1，物理力學(xué)性能見表2。

表1 A105鋼化學(xué)成分Tab.1 The chemical components of A105 steel

表2 A105鋼力學(xué)性能Tab.2 The mechanical property of A105 steel

1.2 試件的制備

試件采用窄間隙帶襯底U形坡口，平板對接焊接，平板兩端用上、下夾持板固定。焊接坡口形狀見圖1（單位：mm），焊道順序見圖2。

試件焊接時先使用手工電弧焊打底，焊道2層，然后采用埋弧自動焊，直流反接進(jìn)行多道焊接，焊道3～43層，其焊接參數(shù)見表3。

圖1 坡口形狀Fig.1 Shape of the groove

圖2 焊道順序Fig.2 The order of weld bead

制備試件的厚度為100 mm，結(jié)構(gòu)示意圖如圖3所示。

2 交變載荷試驗(yàn)

試驗(yàn)設(shè)備為一臺100 t的液壓MTS疲勞試驗(yàn)機(jī)。試驗(yàn)中，施加軸向壓縮的周期性循環(huán)疲勞載荷，并保持應(yīng)力峰值不變。取循環(huán)油壓上限為Smax=85 t，循環(huán)油壓下限為Smin=5 t。為防止在試件內(nèi)產(chǎn)生熱量，同時考慮到松弛速率的影響，試驗(yàn)中，疲勞應(yīng)力的循環(huán)頻率取1 Hz，試件的疲勞循環(huán)次數(shù)在5000～100000范圍內(nèi)。

交變載荷循環(huán)下，在厚板焊接結(jié)構(gòu)上，加載指定循環(huán)次數(shù)的周期性載荷，然后通過布置在試驗(yàn)試件表面的光纖光柵傳感器測定試件表面各測點(diǎn)的殘余應(yīng)力，最后得到整個焊縫區(qū)域附近的殘余應(yīng)力分布狀態(tài)。在本研究的試驗(yàn)中，施加的三角波形循環(huán)載荷的循環(huán)次數(shù)為5000，10000，30000和50000。對試件施加規(guī)定次數(shù)的循環(huán)載荷后，將試件取出，用X射線衍射法對試件表面焊接殘余應(yīng)力的分布進(jìn)行測定。由于焊縫兩側(cè)結(jié)構(gòu)完全對稱，所以可以認(rèn)為，在垂直于焊縫方向上，兩側(cè)相對應(yīng)的位置有著相同的殘余應(yīng)力分布狀態(tài)，因此，試驗(yàn)時測點(diǎn)均分布在焊縫的一側(cè)，如圖4所示。

表3 焊接參數(shù)Tab.3 Weld parameters

圖3 厚板橫向?qū)雍附咏宇^試件Fig.3 Thick plate specimen with transversal butt joints

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

圖4 測點(diǎn)的布置Fig.4 Arrangement of the test points

應(yīng)力松弛的過程可以認(rèn)為就是應(yīng)力在逐步釋放。焊接結(jié)構(gòu)在經(jīng)過局部過熱、焊后急速冷卻而產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力的基礎(chǔ)上，再遭受外載荷作用時，很可能會使結(jié)構(gòu)內(nèi)部的應(yīng)力水平大于材料的屈服極限。此時，由于殘余應(yīng)力所引起的部分彈性應(yīng)變轉(zhuǎn)化為了塑性應(yīng)變，殘余應(yīng)力也就相應(yīng)出現(xiàn)了釋放現(xiàn)象，主要表現(xiàn)為殘余應(yīng)力水平在交變載荷作用下一步步降低。取理想彈塑性材料為研究對象。其應(yīng)力—應(yīng)變曲線如圖5（a）所示；試件的殘余應(yīng)力如圖5（b）所示［10］；外加載荷的形式如圖5（c）所示；當(dāng)試件整體還處于彈性范圍時，殘余應(yīng)力與外載荷應(yīng)力疊加后的總應(yīng)力如圖5（d）中的曲線2所示，而疊加后的曲線2與原殘余應(yīng)力分布曲線1之間的范圍則代表了外載荷應(yīng)力的大小。但注意到，此時AC處已超過了屈服應(yīng)力，多余的應(yīng)力載荷將被釋放，被釋放的應(yīng)力等同于給構(gòu)件施加了一個假想的彎矩，該彎矩最終轉(zhuǎn)化為殘余應(yīng)力場的變化，而生成如曲線3所示的應(yīng)力分布圖。當(dāng)外載荷消失時，試件所有區(qū)域?qū)a(chǎn)生彈性卸載，但由于AC處已產(chǎn)生了塑性變形，不能全部復(fù)原，因此，最終的殘余應(yīng)力穩(wěn)定后的分布如曲線4所示。當(dāng)外載荷持續(xù)作用在結(jié)構(gòu)上時，最終的殘余應(yīng)力穩(wěn)定后的分布會介于曲線4與曲線3之間。

圖5 交變載荷下殘余應(yīng)力的松弛Fig.5 Relaxation of residual stress under alternating loads

當(dāng)周期性的交變載荷作用在試件上時，可發(fā)現(xiàn)橫向焊接殘余應(yīng)力出現(xiàn)明顯的松弛現(xiàn)象。對于縱向焊接殘余應(yīng)力，卻并未觀察到出現(xiàn)明顯的變化，如圖6和表4所示。試件經(jīng)施加交變載荷后的橫向焊接殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)見表5，其分布特征分別見圖7和圖8。

圖6 交變載荷后試件表面焊接殘余應(yīng)力松弛演變Fig.6 Variation of surface residual stress under alternating loads

表4 垂直于焊縫的測點(diǎn)的縱向焊接殘余應(yīng)力Tab.4 Longitudinal residual stress of the test points，vertical to the welding line

表5 垂直焊縫的測點(diǎn)的橫向焊接殘余應(yīng)力Tab.5 Transversal residual stress of the test points，vertical to the welding line

圖7 施加交變載荷后試件橫向焊接殘余應(yīng)力橫向分布特征（測點(diǎn)垂直于焊縫）Fig.7 Distribution diagram of transversal residual stress（test points vertical to the welding line）

圖8 施加交變載荷后試件橫向焊接殘余應(yīng)力橫向分布特征（測點(diǎn)平行于焊縫）Fig.8 Distribution diagram of transversal residual stress（test points parallel to the welding line）

研究表明，在施加交變載荷后，橫向焊接殘余應(yīng)力的松弛量較大，而縱向焊接殘余應(yīng)力則未見明顯的松弛行為發(fā)生，這主要與交變載荷的作用方向有關(guān)。在本試驗(yàn)中，交變載荷的施加方向與橫向焊接殘余應(yīng)力方向一致，因而試件表面焊接殘余應(yīng)力場的松弛以橫向?yàn)橹?。?jīng)施加循環(huán)交變載荷后，試件表面殘余應(yīng)力的分布特征不發(fā)生變化，焊縫區(qū)的金屬填充部位是焊接殘余應(yīng)力最大值所在位置，而位于近焊縫區(qū)的兩側(cè)區(qū)域，應(yīng)力狀態(tài)主要表現(xiàn)為壓縮焊接殘余應(yīng)力，其應(yīng)力水平較焊縫區(qū)明顯降低，這主要是由于在循環(huán)壓縮載荷的作用下，處于焊縫金屬區(qū)的拉伸殘余應(yīng)力與外加交變應(yīng)力相疊加，致使該處的拉伸殘余應(yīng)力相應(yīng)下降。由于焊接殘余應(yīng)力屬于結(jié)構(gòu)內(nèi)力，在焊件的任一截面上自相平衡，因而兩側(cè)區(qū)域的壓縮殘余應(yīng)力也會下降，即整個殘余應(yīng)力場表現(xiàn)出松弛行為。在交變載荷作用的初期（N=5000次循環(huán)），焊縫金屬區(qū)域的拉伸殘余應(yīng)力峰值降至初始值的50%。當(dāng)繼續(xù)加載時，焊縫金屬區(qū)域的殘余應(yīng)力峰值會進(jìn)一步降低，但焊接殘余應(yīng)力的降低速率會隨著循環(huán)次數(shù)的增加而下降。在垂直于焊縫方向上，試件表面橫向焊接殘余應(yīng)力的松弛速率見圖9，測點(diǎn)的初始?xì)堄鄳?yīng)力見表6。

圖9 縱向焊接殘余應(yīng)力沿試件表面不同路徑的松弛速率Fig.9 Relaxation rate of longitudinal residual stress along the specimen surface

表6 垂直于焊縫的測點(diǎn)的初始?xì)堄鄳?yīng)力Tab.6 Initial residual stress along the vertical direction of the welding line

圖9中顯示了與焊縫正交的方向上（y=0）橫向焊接殘余應(yīng)力的松弛分布。圖中曲線顯示，在循環(huán)周期為5000次時，（0，0）點(diǎn)的松弛速率明顯高于點(diǎn)（10，0），（30，0）及（70，0）；但點(diǎn)（30，0）與（70，0）的松弛速率始終保持一致，變化甚小。當(dāng)?shù)竭_(dá)循環(huán)的后期（N=30000次）時，各點(diǎn)的松弛速率趨于一致，接近于零。對比曲線下方各點(diǎn)的初始焊接殘余應(yīng)力值可以看出，（0，0）點(diǎn)的初始?xì)堄鄳?yīng)力值最大，其次為（10，0）點(diǎn)，而點(diǎn)（30，0）與（70，0）的初始?xì)堄鄳?yīng)力值相近。研究認(rèn)為，焊接殘余應(yīng)力的松弛速率與各點(diǎn)的初始?xì)堄鄳?yīng)力值的大小緊密相關(guān)。當(dāng)循環(huán)進(jìn)入后期，一方面，由于各截面上的焊接殘余應(yīng)力的分布已趨于均勻化，因而圖9中的松弛速率曲線匯交于一點(diǎn)；另一方面，由于此時殘余應(yīng)力已不再發(fā)生松弛，因而松弛速率趨于零?？紤]到殘余應(yīng)力的峰值在交變載荷作用下的變化速率較為突出，因此，基于試驗(yàn)結(jié)果，本文就厚板對接焊試件在循環(huán)交變載荷下的表面殘余應(yīng)力的釋放行為進(jìn)行了分析研究，提出了在循環(huán)交變載荷作用下，厚板對接焊試件表面殘余應(yīng)力松弛的時變模型，如式（1）所示。

式中：ΔσR為殘余應(yīng)力松弛量，MPa；σRZ為初始?xì)堄鄳?yīng)力，MPa；σR為最終殘余應(yīng)力，MPa。

研究表明，在式（1）中，變量 ΔσR越大，最終的殘余應(yīng)力σR將越小，同時，當(dāng)σRZ增加時，結(jié)構(gòu)的焊接殘余應(yīng)力將更快地釋放［11］。

結(jié)合式（1），可得

式中：ΔσR(Ni)為循環(huán)次數(shù)為Ni時的殘余應(yīng)力松弛量，MPa；σR0T(Ni-1)為循環(huán)次數(shù)為Ni-1時的殘余應(yīng)力，MPa；σR(Ni)為循環(huán)次數(shù)為Ni時的殘余應(yīng)力，MPa。

按照式（3）中各變量對焊接殘余應(yīng)力釋放的不同影響，可以得到任一循環(huán)次數(shù)Ni時焊接試件表面的松弛量

和任一循環(huán)次數(shù)Ni時的殘余應(yīng)力

式中，σa為外加交變載荷幅值，MPa。

在試驗(yàn)中，對交變載荷下焊接殘余應(yīng)力松弛模型的可靠性做了實(shí)測。在試件表面任取一點(diǎn)（10，70）進(jìn)行交變載荷作用下焊接殘余應(yīng)力的實(shí)時監(jiān)測，實(shí)測值如圖10所示。

圖10 試件表面（10，70）點(diǎn)的松弛模型預(yù)測值與試驗(yàn)測量值Fig.10 Comparison between predicted values of relaxation model and test values for the surface point（10，70）

分析表明，試件表面任意測點(diǎn)的實(shí)測數(shù)據(jù)與該點(diǎn)在松弛模型中所預(yù)測數(shù)值的分散性較小，吻合度好。

4 結(jié) 論

為了研究厚板在交變載荷作用下焊接殘余應(yīng)力的松弛行為，對使用埋弧自動焊制備的對接厚板試件進(jìn)行了交變載荷作用下焊接殘余應(yīng)力的松弛試驗(yàn)。主要結(jié)論如下：

1）焊接殘余應(yīng)力在釋放的過程中只改變應(yīng)力水平的大小，而殘余應(yīng)力的分布特征不會發(fā)生改變。

2）焊接殘余應(yīng)力松弛量的大小與試件表面各點(diǎn)的初始?xì)堄鄳?yīng)力有關(guān)。

3）在交變載荷作用的初期，殘余應(yīng)力的釋放速率最大，繼續(xù)加載時，釋放速率保持不變。研究認(rèn)為，殘余應(yīng)力的釋放主要集中在交變載荷作用的初期，而交變載荷作用的后期對于殘余應(yīng)力的釋放影響不大。

4）研究表明，焊接殘余應(yīng)力場的松弛行為受外加交變載荷的作用方向的影響。在本試驗(yàn)中，外加交變載荷的作用方向垂直于焊縫，試件表面橫向殘余應(yīng)力松弛明顯，縱向殘余應(yīng)力未出現(xiàn)明顯的應(yīng)力松弛行為。

5）基于試驗(yàn)研究，提出的焊接殘余應(yīng)力的松弛演變曲線與試驗(yàn)實(shí)測數(shù)據(jù)的分散性較小，測量值與擬合值的一致性相當(dāng)好，對于工程實(shí)際應(yīng)用具有指導(dǎo)作用。

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