超聲沖擊處理對(duì)高強(qiáng)鋼焊接接頭殘余應(yīng)力影響的數(shù)值模擬

袁奎霖，角洋一，楊海天，洪明

（1.大連理工大學(xué)工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室船舶工程學(xué)院，遼寧大連116024；2.橫濱國(guó)立大學(xué)工學(xué)府，日本240-8501；3.大連理工大學(xué)工程力學(xué)系，遼寧大連116024）

超聲沖擊處理對(duì)高強(qiáng)鋼焊接接頭殘余應(yīng)力影響的數(shù)值模擬

袁奎霖1，2，角洋一2，楊海天3，洪明1

（1.大連理工大學(xué)工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室船舶工程學(xué)院，遼寧大連116024；2.橫濱國(guó)立大學(xué)工學(xué)府，日本240-8501；3.大連理工大學(xué)工程力學(xué)系，遼寧大連116024）

超聲沖擊處理（UIT）是一種有效的焊后改善焊接接頭疲勞性能的工藝措施，其借助機(jī)械撞擊和超聲振動(dòng)的共同作用，使焊趾表面產(chǎn)生塑性變形從而引入有益的壓縮殘余應(yīng)力。為評(píng)價(jià)UIT技術(shù)對(duì)焊接接頭殘余應(yīng)力的影響，該文提出了一套新的數(shù)值分析方法，包括焊接數(shù)值模擬及隨后的超聲沖擊處理過(guò)程的動(dòng)態(tài)彈塑性有限元分析。在有限元模型中考慮了實(shí)際的工藝參數(shù)和超聲促成的材料軟化效應(yīng)。以船用高強(qiáng)鋼AH36非承載十字焊接接頭為研究對(duì)象，將預(yù)測(cè)的超聲沖擊處理前后的殘余應(yīng)力分布與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，兩者有較好的吻合。在此基礎(chǔ)上，探討了靜態(tài)預(yù)載荷對(duì)超聲沖擊處理態(tài)殘余應(yīng)力再分布的影響。

超聲沖擊處理；超聲軟化；焊接殘余應(yīng)力；預(yù)載荷；有限元分析

0 引言

在船舶大型化和輕量化的發(fā)展趨勢(shì)下，船舶建造中高強(qiáng)鋼的用量將持續(xù)增加。研究和實(shí)踐表明[1]，在交變載荷下船舶結(jié)構(gòu)的疲勞破壞一般集中在焊接接頭焊趾部位。由于焊接接頭存在應(yīng)力集中和焊接殘余應(yīng)力等因素，其疲勞強(qiáng)度并不會(huì)隨母材強(qiáng)度的提高而有顯著改善，這大大限制了高強(qiáng)鋼在承受交變載荷的焊接結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用。因此，如何通過(guò)合理的焊后處理改善焊趾處疲勞裂紋的起裂特性從而提高焊接接頭及結(jié)構(gòu)的疲勞壽命成為一個(gè)重要研究課題[2]。超聲沖擊處理（Ultrasonic Impact Treatment: UIT）是目前國(guó)內(nèi)外比較流行的焊后處理方法之一[3]，通過(guò)改善焊趾部位的外部形狀降低應(yīng)力集中系數(shù)的同時(shí)在沖擊區(qū)域形成有益的殘余壓應(yīng)力，從而大幅提高焊接接頭的疲勞強(qiáng)度。近年來(lái)，國(guó)際焊接學(xué)會(huì)IIW[4]和各國(guó)船級(jí)社[5-6]針對(duì)UIT技術(shù)先后頒布了施工規(guī)范要求和疲勞設(shè)計(jì)準(zhǔn)則。

焊接殘余應(yīng)力的形成過(guò)程極為復(fù)雜，其量值和分布規(guī)律受到諸多因素的影響，了解超聲沖擊處理前后殘余應(yīng)力的變化規(guī)律是研究該技術(shù)作用機(jī)理和評(píng)價(jià)其工藝效果的關(guān)鍵問(wèn)題，目前已有大量實(shí)驗(yàn)測(cè)試對(duì)此進(jìn)行了研究。Cheng等[7]首次采用中子衍射和X射線衍射技術(shù)研究了超聲沖擊處理對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果表明超聲沖擊處理后焊趾部位的殘余應(yīng)力由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力且殘余壓應(yīng)力層深度不小于1 mm。Weich[8]利用中子衍射和盲孔法測(cè)得殘余壓應(yīng)力層深度可達(dá)到1.5～2.0 mm，最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在0.4～0.5 mm層深處，并借助激光位移傳感器觀測(cè)沖擊處理后焊趾處留下過(guò)渡半徑1.5～2.0 mm、深度0.1～0.2 mm的圓滑凹槽。Yekta等[9]以處理不足、適當(dāng)處理、過(guò)度處理三種狀況下的焊接接頭為試驗(yàn)對(duì)象，研究表明焊趾處的凹槽深度可以作為衡量殘余壓應(yīng)力的幅值及范圍和疲勞強(qiáng)度改善效果的質(zhì)量控制參數(shù)。超聲沖擊處理是機(jī)械撞擊和超聲頻振動(dòng)兩者共同作用的結(jié)果[3]，少數(shù)學(xué)者[3，10]觀察到超聲頻振動(dòng)削弱了材料在被沖擊過(guò)程中抵抗變形的能力。

殘余應(yīng)力的實(shí)驗(yàn)測(cè)量費(fèi)時(shí)費(fèi)力且受到許多條件的限制，因此有學(xué)者嘗試用準(zhǔn)靜態(tài)[11-12]或動(dòng)態(tài)有限元模型[13-14]預(yù)測(cè)超聲沖擊處理后的殘余應(yīng)力分布。現(xiàn)有研究大多忽略了焊接殘余應(yīng)力的影響，且沒(méi)有考慮實(shí)際存在的超聲軟化效應(yīng),因而計(jì)算的內(nèi)部殘余應(yīng)力分布與焊趾外部形狀不能同時(shí)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合。船舶服役前，如進(jìn)行密性試驗(yàn)和船舶下水等，船舶結(jié)構(gòu)所承受的靜載荷遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于在服役期間所承受的常規(guī)波浪載荷。此時(shí)船體結(jié)構(gòu)的應(yīng)力狀態(tài)將發(fā)生變化，由超聲沖擊處理引入的有益殘余壓應(yīng)力有可能被釋放掉。盡管有學(xué)者用實(shí)驗(yàn)方法[6，15]對(duì)預(yù)載荷減弱超聲沖擊處理的改善效果進(jìn)行過(guò)一些探討，但通過(guò)數(shù)值模擬定量分析預(yù)載荷對(duì)殘余壓應(yīng)力釋放及其對(duì)疲勞強(qiáng)度的影響還鮮有報(bào)道。

本文利用有限元軟件SYSWELD和LS-DYNA，考慮實(shí)際工藝參數(shù)和超聲軟化效應(yīng)的基礎(chǔ)上，分別對(duì)船用高強(qiáng)鋼AH36非承載十字焊接接頭的焊接過(guò)程及隨后的超聲沖擊過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析超聲沖擊處理對(duì)焊接接頭殘余應(yīng)力分布及焊趾形狀的影響，并與相關(guān)實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比以驗(yàn)證數(shù)值模擬的有效性。在此基礎(chǔ)上，探討了靜態(tài)預(yù)載荷對(duì)殘余壓應(yīng)力再分布的影響。

1 超聲沖擊處理技術(shù)原理

1.1 超聲沖擊

超聲沖擊處理的工作原理如圖1所示，沖擊槍中的磁致伸縮換能器將接收的超聲頻電振動(dòng)信號(hào)轉(zhuǎn)化為同頻率的機(jī)械振動(dòng)，再由與換能器連接的變幅桿將振動(dòng)幅值放大后傳遞給沖擊針，沖擊針在變幅桿與試件間來(lái)回撞擊。

圖1 超聲沖擊處理原理示意圖Fig.1 Schematic diagram of UIT

圖2 超聲沖擊過(guò)程中的塑性變形[3]Fig.2 Plastic deformation during ultrasonic impact[3]

如圖2所示，當(dāng)沖擊針與試件相接觸時(shí)，超聲頻振動(dòng)能量借助沖擊針向試件內(nèi)部傳遞，激發(fā)連續(xù)的超聲頻振動(dòng)和超聲頻應(yīng)力波削弱了材料抵抗變形的能力，加快沖擊區(qū)域表面的塑性流動(dòng)，這種現(xiàn)象稱(chēng)為超聲沖擊[3]。

為了在數(shù)值模型中考慮超聲沖擊現(xiàn)象，本文對(duì)其進(jìn)行了一定的簡(jiǎn)化和假設(shè)。如圖3所示，沖擊針每次與試件相接觸時(shí)會(huì)持續(xù)數(shù)次超聲頻振動(dòng)，然后被彈回。其中Tim代表一次撞擊周期，包括超聲沖擊持續(xù)時(shí)間t1和間歇時(shí)間t2。由實(shí)驗(yàn)可知[3]，撞擊頻率范圍fim= 100～120 Hz，t1/Tim范圍為0.1～0.3。本文中假定當(dāng)fim= 100 Hz及t1/Tim=0.1時(shí)，每次沖擊持續(xù)時(shí)間為1 ms，對(duì)于高強(qiáng)鋼焊接接頭常用的超聲工作頻率ful為27 kHz[3]，該時(shí)間內(nèi)會(huì)發(fā)生約30次連續(xù)沖擊。另外，沖擊平均初始速度Vini近似等于變幅桿輸出端的最大速度Vmax[13-14]：

圖3 超聲沖擊模型化Fig.3 Modelling of ultrasonic impact

式中：A為變幅桿輸出端振幅。

圖4 超聲拉伸試驗(yàn)[3]Fig.4 Ultrasonic-assisted tension tests[3]

1.2 超聲軟化效應(yīng)

金屬材料在超聲振動(dòng)作用下會(huì)引發(fā)諸如屈服點(diǎn)，硬化率和延伸率降低等特殊力學(xué)行為，這種現(xiàn)象稱(chēng)為超聲軟化效應(yīng)或Blaha效應(yīng)[16]。通常，超聲軟化效應(yīng)有以下幾點(diǎn)特征：（i）屈服應(yīng)力的下降程度隨著超聲波振幅增大而增大；（ii）軟化效應(yīng)具有瞬時(shí)性即當(dāng)停止超聲振動(dòng)時(shí)，材料特性恢復(fù)原始狀態(tài)；（iii）超聲頻率對(duì)軟化程度幾乎沒(méi)有影響。為驗(yàn)證超聲沖擊過(guò)程中的軟化效應(yīng)，Statnikov分別進(jìn)行了如圖4所示的三種拉伸試驗(yàn)[3]。由圖4b的變形與拉伸力曲線可知，相對(duì)于正常狀態(tài)在超聲沖擊條件下材料的抗張強(qiáng)度有明顯的降低，僅次于直接傳遞超聲振動(dòng)的情況。

在調(diào)查文獻(xiàn)范圍內(nèi)未發(fā)現(xiàn)能夠考慮超聲軟化效應(yīng)的本構(gòu)關(guān)系模型，在本文中根據(jù)其物理現(xiàn)象，在已知的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系中引入一個(gè)假定的屈服應(yīng)力下降率η，如下式：

式中：σo是正常狀態(tài)下塑性應(yīng)變對(duì)應(yīng)的流動(dòng)應(yīng)力，σul是在超聲沖擊下相應(yīng)的流動(dòng)應(yīng)力。

2 數(shù)值模擬

本工作中數(shù)值模擬包括三部分：一是對(duì)高強(qiáng)鋼焊接接頭焊接殘余應(yīng)力預(yù)測(cè)；二是將焊接殘余應(yīng)力作為初始應(yīng)力狀態(tài)，對(duì)超聲沖擊過(guò)程進(jìn)行模擬；三是對(duì)超聲沖擊處理態(tài)接頭施加靜態(tài)預(yù)載荷后的殘余應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行分析。

2.1 分析對(duì)象

分析對(duì)象選取了Suzuki等[17]在殘余應(yīng)力測(cè)試實(shí)驗(yàn)中使用的船用高強(qiáng)鋼AH36非承載十字焊接接頭，其形狀尺寸如圖5所示。試件焊接過(guò)程采用單道CO2電弧焊，焊接工藝參數(shù)如下：電壓29 V，電流250 A，焊速300 mm/min，電弧熱效率約80%。超聲沖擊處理采用設(shè)備EsonixTM27UIS，參數(shù)如下：沖擊針直徑3 mm，超聲發(fā)生器頻率27 kHz，振幅30 μm，沿焊縫處理速度約10 mm/s。Suzuki等[17]采用X線衍射和中子衍射技術(shù)的組合方法測(cè)得超聲沖擊處理前后焊趾表面及沿板厚方向的殘余應(yīng)力分布，并利用激光位移傳感器記錄焊趾外部形狀的變化情況。

圖5 試件形狀尺寸Fig.5 Geometry and dimensions of specimen

圖6 焊接有限元模型Fig.6 FE model for welding

2.2 焊接殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬

利用焊接有限元軟件SYSWELD對(duì)接頭的焊接過(guò)程進(jìn)行模擬?？紤]計(jì)算對(duì)單元尺寸要求很高，為減少計(jì)算時(shí)間同時(shí)保證計(jì)算精度，經(jīng)過(guò)反復(fù)數(shù)值試驗(yàn)[18]后確定建立一厚度4 mm的對(duì)稱(chēng)的三維有限元模型，如圖6所示。根據(jù)模型對(duì)稱(chēng)性特點(diǎn)，模型采用關(guān)于Z軸的對(duì)稱(chēng)邊界條件（UX=0），在該模型前后兩截面上的Z方向位移被固定（UZ=0）相當(dāng)于平面應(yīng)變狀態(tài)，另外為防止焊件在焊接過(guò)程中的剛性移動(dòng)，約束主板底面端部的Y方向位移（UY=0）。對(duì)焊趾附近進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化，網(wǎng)格尺寸為0.2×0.1×0.2 mm。

溫度場(chǎng)分析中，將熱輸入量1 160 J/mm以單元內(nèi)部生熱的瞬態(tài)熱源方式[19]施加在焊縫單元上。20℃環(huán)境溫度條件下在模型的對(duì)稱(chēng)面和前后兩截面上施加絕熱邊界條件，自由表面上施加輻射和對(duì)流的散熱條件，主板上下兩側(cè)焊接過(guò)程間的冷卻時(shí)間設(shè)為1小時(shí)。應(yīng)力分析中，材料模型選取Mises屈服準(zhǔn)則和雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型。此外，考慮了材料隨溫度變化的熱物理和力學(xué)性能參數(shù)[20]，如圖7所示。

圖7 AH36鋼隨溫度變化的材料性能[20]Fig.7 Temperature-dependent material properties of AH36[20]

2.3 超聲沖擊處理的數(shù)值模擬

如圖8所示，在焊接接頭模型上添加沖擊針模型，將預(yù)測(cè)得到的焊接殘余應(yīng)力作為初始預(yù)應(yīng)力，基于LS-DYNA的動(dòng)態(tài)顯式分析對(duì)超聲沖擊過(guò)程進(jìn)行模擬。直徑3 mm的半橢球頭沖擊針模型為彈性模量206 GPa，泊松比0.3，質(zhì)量1.5 g[12]的彈性體。利用LS-DYNA的重啟動(dòng)功能，控制沖擊針沿斜向67.5°以初速度5m/s連續(xù)撞擊焊趾同一位置30次，相當(dāng)于上述的1次超聲沖擊?？紤]實(shí)際處理過(guò)程中沖擊槍需沿焊縫移動(dòng)，因此每次超聲沖擊后以0.1 mm步長(zhǎng)沿Z方向平移沖擊針。按照先上后下的順序?qū)χ靼迳舷聝蓚?cè)的焊縫執(zhí)行超聲沖擊處理。此外，沖擊過(guò)程的接觸參數(shù)做如下設(shè)定：以懲罰算法定義沖擊處理的接觸過(guò)程，沖擊針與處理表面間摩擦系數(shù)取0.2。

接頭模型為雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化的彈塑性體。為考慮超聲軟化效應(yīng)，假定了軟化區(qū)域SZ和非軟化區(qū)域NSZ，相應(yīng)的應(yīng)力-應(yīng)變定義值如圖9所示。前期工作中通過(guò)反復(fù)比較預(yù)測(cè)和實(shí)測(cè)的焊趾形狀，間接確定了軟化區(qū)域的屈服應(yīng)力下降率η為40%。

圖8 超聲沖擊處理有限元模型Fig.8 FE model for UIT

圖9 軟化區(qū)域與非軟化區(qū)域的應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.9 Input stress-strain curves for softening zones and non-softening zones

2.4 殘余應(yīng)力釋放的數(shù)值模擬

本節(jié)中對(duì)超聲沖擊處理接頭施加靜態(tài)預(yù)載荷（見(jiàn)表1）進(jìn)行殘余壓應(yīng)力釋放的數(shù)值研究。其中預(yù)載荷工況T351和C234參考Okawa等[15]對(duì)超聲沖擊處理AH36鋼非承載十字焊接接頭施加預(yù)載荷前后的殘余應(yīng)力測(cè)試實(shí)驗(yàn)，因?yàn)樵搶?shí)驗(yàn)中試件的材料、尺寸及UIT工藝參數(shù)與Suzuki等[17]相同，故認(rèn)為兩次實(shí)驗(yàn)中沖擊處理區(qū)域的殘余應(yīng)力分布基本一致。在此基礎(chǔ)上還增加了T312和C312兩種工況作為補(bǔ)充比較。具體分析步驟如下：利用LS-DYNA的準(zhǔn)靜態(tài)隱式分析功能，將超聲沖擊處理模擬的計(jì)算結(jié)果作為初始應(yīng)力狀態(tài)，建立包含新邊界條件的殘余應(yīng)力釋放的三維彈塑性有限元模型。如圖10所示，在模型的端面以面載荷的形式逐漸施加預(yù)載荷應(yīng)力后再卸載。需要說(shuō)明的是由于超聲軟化效應(yīng)的瞬時(shí)性，利用LS-DYNA的重啟動(dòng)功能重新定義超聲沖擊處理后的模型服從正常應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系。

表1 靜態(tài)預(yù)載荷工況Tab.1 Simulation cases of static preloads

圖10 施加預(yù)載荷示意圖Fig.10 Schematic diagram of preload

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 屈服應(yīng)力下降率的確定

實(shí)際超聲沖擊處理后，要求從外觀上保證焊態(tài)的焊趾被去除，在沖擊區(qū)域留下深度0.1～0.2 mm的相對(duì)圓滑的凹槽[8-9]。如圖11所示，本工作中反復(fù)嘗試將1次超聲沖擊后（連續(xù)撞擊焊趾同一位置30次）預(yù)測(cè)的壓痕深度d以及焊趾過(guò)渡半徑r與實(shí)測(cè)結(jié)果[17]作比較，間接確定軟化區(qū)域的屈服應(yīng)力下降率η。由圖11可知，當(dāng)數(shù)值模擬中考慮超聲軟化效應(yīng)時(shí)，沖擊區(qū)域會(huì)產(chǎn)生更大的塑性變形，且當(dāng)η= 40%時(shí)模擬結(jié)果出現(xiàn)了深度d=0.167 mm、過(guò)渡半徑r=2.05 mm的凹槽與測(cè)量結(jié)果最好的吻合。

圖11 通過(guò)比較焊趾形狀確定屈服應(yīng)力下降率ηFig.11 Determination of yield stress reduction parameter η by comparing the treated weld toe shapes

3.2 超聲沖擊處理前后焊趾部位殘余應(yīng)力分布

由于疲勞裂紋通常萌生于焊趾處，因此垂直于焊縫方向的橫向殘余應(yīng)力是影響非承載十字焊接接頭疲勞裂紋擴(kuò)展行為及疲勞壽命的主要因素之一。圖12為超聲沖擊前后焊趾附近橫向殘余應(yīng)力云圖對(duì)比，可以看到焊趾處的焊接殘余拉應(yīng)力在超聲沖擊處理后轉(zhuǎn)變?yōu)闅堄鄩簯?yīng)力。

圖12 超聲沖擊處理前后焊趾部位橫向殘余應(yīng)力云圖Fig.12 Predicted transverse residual stress distributions at weld toe

圖13所示為超聲沖擊處理前后焊趾處沿板厚方向橫向殘余應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果和實(shí)測(cè)結(jié)果[17]的對(duì)比，可以看出兩者有較好的吻合，但沖擊處理后表面處的殘余壓應(yīng)力計(jì)算結(jié)果同實(shí)測(cè)存在一定誤差。產(chǎn)生誤差的主要原因是：（1）如凹槽等不平整區(qū)域影響X線衍射法的測(cè)試精度[7]；（2）實(shí)際沖擊過(guò)程中沖擊區(qū)域表面很可能有金屬屑釋放出來(lái)[9]，而本次計(jì)算模型未能體現(xiàn)出金屬屑的脫離，保留了這部分高應(yīng)力的節(jié)點(diǎn)。關(guān)于超聲沖擊處理前后內(nèi)部殘余應(yīng)力的變化規(guī)律，在焊接過(guò)程中焊縫金屬熔化后隨降溫冷卻凝固產(chǎn)生收縮，附近的金屬阻礙其收縮，結(jié)果在焊趾表面附近出現(xiàn)殘余拉應(yīng)力，又因殘余應(yīng)力的自相平衡性在接頭內(nèi)部產(chǎn)生壓應(yīng)力；超聲沖擊處理過(guò)程中在焊趾區(qū)表面形成一定深度的壓縮塑性變形層，塑性層受到周?chē)饘俚膹椥约s束因而造成沖擊區(qū)域表層產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力，且壓應(yīng)力隨著深度增加急劇下降，而后主板中心附近變成拉應(yīng)力。

圖13 計(jì)算和實(shí)測(cè)沿板厚方向橫向殘余應(yīng)力分布的對(duì)比Fig.13 Comparison of the predicted and measured throughthickness transverse residual stress distributions

圖14 計(jì)算和實(shí)測(cè)表面殘余應(yīng)力釋放的對(duì)比Fig.14 Comparison of the predicted and measured surface residual stress relaxation

3.3 靜態(tài)預(yù)載荷下殘余應(yīng)力的釋放

圖14為預(yù)載荷工況T351和C234施加前后，垂直于焊縫方向主板表面上橫向殘余應(yīng)力分布的有限元分析結(jié)果與測(cè)量結(jié)果。其中，Okawa等[15]利用X射線衍射法的測(cè)量結(jié)果作為對(duì)比以驗(yàn)證有限元分析的有效性。從圖中可以看出在超聲沖擊處理后，在焊趾區(qū)表面形成的殘余壓應(yīng)力可達(dá)到350～400 MPa。當(dāng)預(yù)載荷卸載后，殘余壓應(yīng)力雖然下降到220～300 MPa，但沒(méi)有被完全消除仍保留5～6 mm范圍的殘余壓應(yīng)力區(qū)域。有限元分析與試驗(yàn)結(jié)果總體上一致，因此采用有限元分析超聲沖擊處理后的殘余應(yīng)力釋放是合適的。

為了深入探究預(yù)載荷負(fù)載過(guò)程中殘余應(yīng)力的釋放機(jī)理，需要把握焊趾處沿板厚方向殘余應(yīng)力分布的變化情況[21]。如圖15所示，當(dāng)施加拉伸預(yù)載荷351 MPa（0.9倍屈服應(yīng)力）時(shí)，在4 mm和12 mm層深附近的初始拉應(yīng)力與作用應(yīng)力之和大于拉伸屈服應(yīng)力即產(chǎn)生塑性變形，當(dāng)卸載后該區(qū)域的拉應(yīng)力降低，又因?yàn)闅堄鄳?yīng)力的自相平衡性表面附近的殘余壓應(yīng)力也相應(yīng)變小。相反，拉伸預(yù)載荷312 MPa（0.8倍屈服應(yīng)力）卸載后并未觀察到明顯的殘余應(yīng)力再分布，這是因?yàn)樨?fù)載過(guò)程中沿板厚方向各處應(yīng)力狀態(tài)仍處于彈性階段。

圖15 拉伸預(yù)載荷過(guò)程中內(nèi)部殘余應(yīng)力分布的變化Fig.15 Predicted in-depth residual stress change during the application of tensile preloads

由圖16可知，因沖擊處理區(qū)域的殘余壓應(yīng)力與壓縮作用應(yīng)力相疊加很快達(dá)到壓縮屈服應(yīng)力，與拉伸預(yù)載荷相比壓縮預(yù)載荷更容易引起的殘余壓應(yīng)力的釋放。隨著壓縮預(yù)載荷由234 MPa（0.6倍屈服應(yīng)力）增加到312 MPa（0.8倍屈服應(yīng)力），主板上下表面附近產(chǎn)生的壓縮塑性變形的區(qū)域增大，隨之卸載后殘余壓應(yīng)力不斷降低但并未完全消除。綜上所述，只要預(yù)載荷應(yīng)力與初始?xì)堄鄳?yīng)力相互作用超過(guò)材料的屈服應(yīng)力時(shí)，拉伸和壓縮預(yù)載荷都有可能引起沖擊處理區(qū)域殘余壓應(yīng)力的釋放，減弱超聲沖擊處理的改善效果。

圖16 壓縮預(yù)載荷過(guò)程中內(nèi)部殘余應(yīng)力分布的變化Fig.16 Predicted in-depth residual stress change during the application of compressive preloads

4 結(jié)論

（1）利用彈塑性有限元法，建立了船用高強(qiáng)度鋼焊接接頭的焊接和超聲沖擊處理模型；經(jīng)過(guò)驗(yàn)證當(dāng)模型中考慮超聲軟化效應(yīng)時(shí)，沖擊區(qū)域更容易產(chǎn)生塑性變形，且預(yù)測(cè)的內(nèi)部殘余應(yīng)力分布及焊趾外部形狀與實(shí)驗(yàn)測(cè)量能夠較好地吻合。

（2）由有限元分析可知，超聲沖擊處理后的有益殘余壓應(yīng)力的釋放取決于外載荷和殘余應(yīng)力相疊加是否超過(guò)材料的屈服應(yīng)力，并且壓縮外載荷更有可能削弱超聲沖擊處理的改善效果，與相關(guān)實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。值得注意的是在0.8倍屈服應(yīng)力程度的過(guò)大載荷條件下，沖擊處理焊趾區(qū)域仍保留相當(dāng)可觀的殘余壓應(yīng)力，因此認(rèn)為超聲沖擊處理技術(shù)對(duì)船舶及海洋結(jié)構(gòu)物疲勞壽命的改善效果是持續(xù)有效的。

[1]Mori T,Shimanuki H,Tanaka M.Effect of UIT on fatigue strength of web-gusset welded joints considering service condition of steel structures[J].Welding in the World,2012,56(4):141-149.

[2]ISSC Committee III.2:Fatigue and Fracture[C]//Proceedings of the 19th International Ship and Offshore Structures Congress. Cascais,Portugal,2015,web report.

[3]Statnikov E.Physics and mechanism of ultrasonic impact treatment[R].IIW Document XIII-2004-04,2004.

[4]Marquis G,Mikkola E,Yildirim H C,et al.Fatigue strength improvement of steel structures by high-frequency mechanical impact:proposed fatigue assessment guidelines[J].Welding in the World,2013,57(6):803-822.

[5]American Bureau of Shipping:Commentary on the guide for the fatigue assessment of offshore structures[S].July 2014.

[6]Polezhayeva H,Howarth D,Kumar M,et al.The effect of compressive fatigue loads on fatigue strength of non-load carrying specimens subjected to ultrasonic impact treatment[J].Welding in the World,2015,59:713-721.

[7]Cheng X,Fisher J W,Prask H J,et al.Residual stress modification by post weld treatment and its beneficial effect on fatigue strength of welded structures[J].International Journal of Fatigue,2003,25(9):1259-1269.

[8]Weich I.Edge layer condition and fatigue strength of welds improved by mechanical post-weld treatment[J].Welding in the World,2011,55:3-12.

[9]Yekta R T,Ghahremani K,Walbridge S.Effect of quality control parameter variations on the fatigue performance of ultrasonic impact treated welds[J].International Journal of Fatigue,2013,55:245-256.

[10]Dutta R K,Petrov R H,Delhez R,et al.The effect of tensile deformation by in situ ultrasonic treatment on the microstructure of low-carbon steel[J].Acta Materialia,2013,61(5):1592-1602.

[11]Roy S.Experimental and analytical evaluation of enhancement in fatigue resistance of welded details subjected to postweld ultrasonic impact treatment[D].Lehigh University,2006.

[12]Lequilliec G,Lieurade H,Bousseau M,et al.Mechanics and modeling of high frequency mechanical impact and its effect on fatigue[J].Welding in the World,2013,57(1):97-111.

[13]Yang X J,Ling X,Zhou J X.Optimization of the fatigue resistance of AISI304 stainless steel by ultrasonic impact treatment[J].International Journal of Fatigue,2014,61:28-38.

[14]Guo C B,Wang Z J,Wang D P,et al.Numerical analysis of the residual stress in ultrasonic impact treatment process with single-impact and two-impact models[J].Applied Surface Science,2015,347:596-601.

[15]Okawa T,Shimanuki H,Funatsu Y,et al.Effect of preload and stress ratio on fatigue strength of welded joints improved by ultrasonic impact treatment[J].Welding in the World,2013,57(2):235-241.

[16]Blaha F,Langenecker B.Tensile deformation of zinc crystal under ultrasonic vibration[J].Naturwissenschaften,1955,44: 556-556.

[17]Suzuki T,Okawa T,Shimanuki H,et al.Effect of ultrasonic impact treatment(UIT)on fatigue strength of welded joints[J]. Advanced Materials Research,2014,996:736-742.

[18]Yuan K L.Residual stress analysis and fatigue strength assessment of welded joints with ultrasonic impact treatment(UIT) [D].Yokohama National University,2015.

[19]Terasaki T,Akiyama T,Kitamura T,et al.On application conditions of instantaneous source for welding heat conduction [J].Quarterly Journal of the Japan Welding Society,2005,23(1):48-52.(in Japanese)

[20]SYSWELD[CP].ESI GROUP,2014.

[21]Yuan K L,Sumi Y.Welding residual stress and its effect on fatigue crack propagation after overloading[C]//Proceedings of the 4th International Conference on Marine Structures.Espoo,Finland,2013:447-455.

Numerical simulation on residual stress distribution of high-strength steel welded joints treated by ultrasonic impact

YUAN Kui-lin1,2,SUMI Yoichi2,YANG Hai-tian3,HONG Ming1
(1.State Key Lab of Structural Analysis for Industrial Equipment,School of Naval Architecture Engineering, Dalian University of Technology,Dalian 116024,China;2.Department of Engineering,Yokohama National University,Japan 240-8501;3.Department of Engineering Mechanics,Dalian University of Technology, Dalian 116024,China)

Ultrasonic impact treatment(UIT)is an efficient post-weld fatigue improvement technique,which applies mechanical impacts in combination with ultrasonic oscillations into welded joints and plastically deforms the weld toe,consequently introducing beneficial compressive residual stress in the region of the weld toe.In order to evaluate the effect of UIT on welding residual stress,a novel 3D numerical analysis approach including thermo-mechanical welding simulation and dynamic elastic-plastic FE analysis of ultrasonic impact treatment process for welded joints was proposed.In the FE model,the actual process parameters and ultrasonic-induced material softening,which was appropriately adjusted to fit experimental results,were considered.The predicted residual stress distributions before and after UIT in the non-load-carrying cruciform joints of AH36 shipbuilding high-strength steel were compared with experimental results,showing a fairly good agreement with each other.In addition,the influence of static preloads on the redistribution of UIT-induced residual stress was also discussed.

ultrasonic impact treatment(UIT);ultrasonic softening;welding residual stress;preload; finite element analysis

TB55

A

10.3969/j.issn.1007-7294.2017.08.010

1007-7294（2017）08-1009-09

2017-05-06

中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專(zhuān)項(xiàng)資金資助項(xiàng)目（DUT16RC3018）

袁奎霖（1987-），男，博士，講師，E-mail:yuan_kuilin@dlut.edu.cn；角洋一（1948-），男，博士，日本橫濱國(guó)立大學(xué)教授。