(上海交通大學(xué) 海洋工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 200240)

0 引 言

焊接具有經(jīng)濟(jì)、高效、便捷的特點(diǎn)，被廣泛運(yùn)用于船舶和海洋平臺(tái)建造的各個(gè)環(huán)節(jié)。由于焊接是一個(gè)瞬間加熱再冷卻的過(guò)程，焊縫附近材料發(fā)生不均勻膨脹和收縮，使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生變形和殘余應(yīng)力，影響裝配精度和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度[1]。海洋結(jié)構(gòu)物在波浪環(huán)境中頻繁遭受交變載荷的作用，容易造成焊縫附近具有較高殘余應(yīng)力區(qū)域的應(yīng)力重新分布，發(fā)生應(yīng)力釋放現(xiàn)象[2-4]，影響結(jié)構(gòu)的疲勞壽命。本文研究焊縫附近區(qū)域焊接殘余應(yīng)力的釋放規(guī)律，分別對(duì)交變載荷作用下垂直和平行于焊縫方向的殘余應(yīng)力的變化特點(diǎn)進(jìn)行研究，并討論載荷幅值、應(yīng)力比等因素對(duì)應(yīng)力釋放的影響規(guī)律。

1 研究方法

采用順序耦合熱彈塑性有限元法[5-6]計(jì)算焊接接頭的殘余應(yīng)力和變形，整個(gè)過(guò)程分為兩個(gè)步驟：首先，根據(jù)特定的焊接條件確定熱源模型，考慮材料屬性和熱分析邊界條件，忽略應(yīng)力場(chǎng)的影響進(jìn)行焊接溫度場(chǎng)計(jì)算；其次，將溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果以載荷的形式作用于力學(xué)模型，根據(jù)材料力學(xué)屬性和邊界約束條件計(jì)算結(jié)構(gòu)的力學(xué)響應(yīng)，得到焊接應(yīng)力場(chǎng)。在此基礎(chǔ)上，采用非線性有限元法研究交變載荷作用下焊接接頭的殘余應(yīng)力釋放問(wèn)題，定義材料隨動(dòng)強(qiáng)化模型，施加多工況交變載荷，計(jì)算得到焊接接頭在不同外載荷作用下的應(yīng)力場(chǎng)，與焊接初始應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行對(duì)比，研究殘余應(yīng)力的變化規(guī)律。整個(gè)分析流程如圖1所示。

圖1 分析流程圖

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 試件尺寸

研究平板焊接接頭沿垂直和平行于焊縫方向的殘余應(yīng)力釋放問(wèn)題，忽略沿板厚方向的殘余應(yīng)力。研究對(duì)象包括焊縫垂直和平行于交變載荷方向的兩種試件，分別測(cè)量?jī)煞N試件位于焊縫一側(cè)的3個(gè)測(cè)量點(diǎn)沿交變載荷方向的應(yīng)力。試件材料為Q235鋼，外形尺寸相同，具體試件尺寸與測(cè)點(diǎn)布置情況如圖2所示。試件尺寸為430 mm×140 mm、厚度為3.6 mm，測(cè)試段尺寸為160 mm×80 mm，夾持段尺寸為80 mm×140 mm，測(cè)試段與夾持段之間通過(guò)半徑為65 mm的圓弧連接，焊縫長(zhǎng)度為80 mm，L1和L2為測(cè)點(diǎn)所在直線，測(cè)點(diǎn)A、B、C在L1和L2上分別距離焊縫中心線12 mm、20 mm、32 mm和10 mm、18 mm、28 mm。

圖2 兩種試件的尺寸及測(cè)點(diǎn)位置

2.2 焊接和拉伸試驗(yàn)

焊接試驗(yàn)包含3塊試件，其中：試件1、2的焊縫垂直于交變載荷方向，用于研究垂直于焊縫方向的殘余應(yīng)力釋放規(guī)律，焊接速度略有不同，兩個(gè)試件相互對(duì)照以分析偶然誤差對(duì)焊接試驗(yàn)驗(yàn)證的干擾；試件3的焊縫平行于交變載荷方向，用于研究平行于焊縫方向殘余應(yīng)力的釋放規(guī)律。焊接采用手工表面堆焊的方式，焊接電流為120 A、電壓為25 V、焊絲規(guī)格為SH507Φ3.2 mm。分別記錄3次焊接的焊接時(shí)間和焊縫尺寸，如表1所示，其中焊縫寬度和高度為多次測(cè)量的平均值。試件焊接效果如圖3所示，方框?yàn)楹缚p邊緣所在位置。

表1 焊接數(shù)據(jù)記錄

圖3 試件焊接效果圖

圖4 電解拋光效果

采用X射線應(yīng)力測(cè)量?jī)x測(cè)量試件沿拉伸方向的表面殘余應(yīng)力。在測(cè)量前，對(duì)試件測(cè)試區(qū)域進(jìn)行打磨除銹、電解拋光等表面處理，以防止氧化膜對(duì)測(cè)量精度產(chǎn)生不利影響。經(jīng)表面處理后的試件如圖4所示。

在焊接試驗(yàn)基礎(chǔ)上選取試件1進(jìn)行單次循環(huán)拉伸試驗(yàn)。拉伸試驗(yàn)在MTS試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，如圖5所示。采用準(zhǔn)靜態(tài)加卸載方式對(duì)試件進(jìn)行拉伸，此為線性單次循環(huán)載荷，最大拉伸載荷29 kN，加卸載速度為5.8 kN/s，當(dāng)拉伸載荷達(dá)到最大值時(shí)，對(duì)應(yīng)試件測(cè)試段內(nèi)的平均拉應(yīng)力為100 MPa。

圖5 拉伸試驗(yàn)過(guò)程

3 數(shù)值模擬

3.1 有限元模型

通過(guò)ABAQUS/standard軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，根據(jù)試件幾何尺寸建立三維有限元模型，采用SOLID模型建模[7]。在焊接過(guò)程中，熱量輸入集中在焊縫區(qū)域附近，為保證溫度場(chǎng)模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，同時(shí)提高計(jì)算效率，在溫度梯度較大的焊縫及其附近區(qū)域采用精細(xì)有限元網(wǎng)格，在遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域逐漸過(guò)渡為較稀疏網(wǎng)格。焊縫垂直于測(cè)試段長(zhǎng)邊方向的試件模型包含67 520個(gè)單元和82 794個(gè)節(jié)點(diǎn)，焊縫平行于測(cè)試段長(zhǎng)邊方向的試件模型包含79 072個(gè)單元和95 768個(gè)節(jié)點(diǎn)。采用3點(diǎn)約束模擬焊接過(guò)程中的自由狀態(tài)，有限元模型及約束條件如圖6所示。

圖6 有限元模型及約束條件

3.2 模擬結(jié)果驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性，分別對(duì)試件焊后及拉伸后的殘余應(yīng)力測(cè)量值和計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。圖7為試件焊后沿x軸方向(拉伸載荷方向)殘余應(yīng)力S11的分布云圖。試件1、2焊縫中段具有較高的拉應(yīng)力，首尾端為壓應(yīng)力，由于試件1熱輸入量高于試件2，因此殘余應(yīng)力數(shù)值和高應(yīng)力區(qū)域面積更大；試件3靠近焊縫區(qū)域有較高的拉應(yīng)力，沿垂直于焊縫方向逐漸過(guò)渡為壓應(yīng)力，在焊縫橫截面上的殘余拉壓應(yīng)力保持平衡狀態(tài)。圖8和圖9分別為焊接后和拉伸后應(yīng)力模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖。由圖8和圖9可以看出，焊接、拉伸數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較吻合，驗(yàn)證了本文采用的數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性。

圖7 沿x軸方向殘余應(yīng)力分布云圖

圖8 焊接后殘余應(yīng)力測(cè)量值與計(jì)算結(jié)果對(duì)比

圖9 試件1焊接和拉伸后應(yīng)力測(cè)量值與計(jì)算結(jié)果對(duì)比

圖10 載荷幅值為29.0 kN時(shí)的加卸載時(shí)歷曲線

4 應(yīng)力釋放因素分析

4.1 加載幅值對(duì)應(yīng)力釋放的影響

為討論單向拉伸時(shí)交變載荷幅值對(duì)應(yīng)力釋放的影響規(guī)律，選取加載幅值為29.0 kN、43.5 kN、58.0 kN和72.5 kN等4種工況，對(duì)應(yīng)加載達(dá)到最大值時(shí)試件測(cè)試段平均拉應(yīng)力σa分別為100 MPa、150 MPa、200 MPa和250 MPa。采用準(zhǔn)靜態(tài)線性加卸載方式，循環(huán)加載時(shí)最小載荷與最大載荷的比值(應(yīng)力比)為0，周期為10 s，循環(huán)次數(shù)為10次。載荷幅值為29.0 kN時(shí)的加卸載時(shí)歷曲線如圖10所示。

圖11為試件1在不同幅值載荷作用下，分別經(jīng)歷1次和10次載荷循環(huán)后，L1直線上的點(diǎn)沿x軸方向殘余應(yīng)力的分布情況。從圖11可以看出：4種工況下試件均出現(xiàn)應(yīng)力釋放現(xiàn)象，且載荷幅值越高，加載后應(yīng)力分布曲線偏離原曲線的程度越大，應(yīng)力釋放越明顯；1次和10次循環(huán)加載后的應(yīng)力分布曲線完全重合，循環(huán)次數(shù)對(duì)應(yīng)力釋放無(wú)明顯影響。

圖11 試件1焊接殘余應(yīng)力在不同載荷作用下的分布情況

圖11中5～15 mm區(qū)域初始?xì)堄鄳?yīng)力較高，在載荷作用下應(yīng)力超出屈服強(qiáng)度而產(chǎn)生塑性應(yīng)變，使得局部區(qū)域累積塑性應(yīng)變?cè)黾?。圖12為載荷幅值為72.5 kN工況下，L1直線上距焊縫中心線12 mm的A點(diǎn)沿x軸方向殘余應(yīng)力和累積塑性應(yīng)變的時(shí)歷曲線，可以看出：在第一個(gè)循環(huán)的加載階段，A點(diǎn)應(yīng)力超出屈服強(qiáng)度后產(chǎn)生塑性應(yīng)變，累積塑性應(yīng)變?cè)黾?；?dāng)加載達(dá)到最大值時(shí)，A點(diǎn)應(yīng)力低于初始?xì)堄鄳?yīng)力σ0與載荷幅值作用下平均應(yīng)力σa之和，此時(shí)累積塑性應(yīng)變達(dá)到最大值，卸載后應(yīng)力值σ0′低于σ0，出現(xiàn)應(yīng)力釋放現(xiàn)象；在隨后的載荷循環(huán)周期內(nèi)，A點(diǎn)的應(yīng)力為σ0′與σa的線性疊加，累積塑性應(yīng)變保持不變，未出現(xiàn)新的應(yīng)力釋放現(xiàn)象。

圖12 載荷幅值為72.5 kN工況應(yīng)力和累積塑性應(yīng)變時(shí)歷曲線

將應(yīng)力變化量與初始應(yīng)力的比值定義為應(yīng)力釋放率。表2為不同載荷作用下A點(diǎn)累積塑性應(yīng)變與殘余應(yīng)力釋放率之間的關(guān)系。當(dāng)載荷幅值為29.0 kN時(shí)，雖然A點(diǎn)累積塑性應(yīng)變未發(fā)生變化，但是附近材料內(nèi)的應(yīng)力場(chǎng)發(fā)生了改變導(dǎo)致A點(diǎn)應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生變化；隨著載荷幅值的增加，累積塑性應(yīng)變和殘余應(yīng)力釋放率逐漸提高；當(dāng)載荷幅值為72.5 kN時(shí)，殘余應(yīng)力釋放率達(dá)到72.31%，A點(diǎn)的應(yīng)力顯著減小。由圖11、圖12和表2可見(jiàn)，載荷幅值提高會(huì)產(chǎn)生更大的塑性應(yīng)變，應(yīng)力釋放現(xiàn)象更明顯。

表2 不同載荷作用下A點(diǎn)累積塑性應(yīng)變與殘余應(yīng)力釋放率

4.2 加載順序?qū)?yīng)力釋放的影響

為研究加載順序?qū)?yīng)力釋放的影響規(guī)律，分別對(duì)4種載荷幅值采用幅值遞增和遞減兩種加載順序，即按29.0 kN、43.5 kN、58.0 kN、72.5 kN和72.5 kN、58.0 kN、43.5 kN、29.0 kN的加載順序，計(jì)算A點(diǎn)處殘余應(yīng)力和累積塑性應(yīng)變。不同加載順序下的殘余應(yīng)力和累積塑性應(yīng)變時(shí)歷曲線如圖13所示。由圖13可見(jiàn)：當(dāng)幅值遞增時(shí)，A點(diǎn)應(yīng)力在每次加載結(jié)束后均出現(xiàn)下降，累積塑性應(yīng)變?cè)?3.5 kN、58.0 kN和72.5 kN等3個(gè)加載中出現(xiàn)增加，數(shù)值與表2中等幅加載結(jié)果一致；當(dāng)幅值遞減時(shí)，累積塑性應(yīng)變僅在第一次加載中出現(xiàn)增加，后續(xù)加載對(duì)殘余應(yīng)力和累積塑性應(yīng)變無(wú)影響。兩種加載順序最終的應(yīng)力、應(yīng)變結(jié)果與72.5 kN等幅加載一致，可見(jiàn)應(yīng)力釋放與加載順序無(wú)關(guān)，受最大加載幅值影響。

圖13 不同加載順序下殘余應(yīng)力和累積塑性應(yīng)變時(shí)歷曲線

4.3 應(yīng)力比對(duì)應(yīng)力釋放的影響

為研究不同應(yīng)力比對(duì)應(yīng)力釋放的影響，選取載荷幅值為66.7 kN(平均應(yīng)力230 MPa)、應(yīng)力比分別為0.5、0、-0.5和-1.0等4種情況，計(jì)算多次循環(huán)后殘余應(yīng)力和累積塑性應(yīng)變的變化情況。

圖14和圖15為一次加載循環(huán)后L2直線上的點(diǎn)沿x軸方向殘余應(yīng)力的分布情況。從圖14可以看出，當(dāng)應(yīng)力比為-1.0時(shí)，殘余應(yīng)力釋放程度更大，其他工況應(yīng)力分布曲線完全重合。將應(yīng)力比為-1.0工況的首個(gè)加載循環(huán)以1/4周期為間隔輸出應(yīng)力數(shù)值，如圖15所示。從圖15可以看出，殘余應(yīng)力在一個(gè)周期內(nèi)經(jīng)歷兩次釋放過(guò)程：第一次發(fā)生在0T～0.25T的拉伸加載階段，高拉應(yīng)力區(qū)域出現(xiàn)塑性應(yīng)變，發(fā)生應(yīng)力釋放現(xiàn)象，其他區(qū)域應(yīng)力值有所降低；第二次則發(fā)生在0.50T～0.75T的壓縮加載階段。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，圖15中0.50T時(shí)刻的殘余應(yīng)力分布與圖14中應(yīng)力比為0.5、0和-0.5等3種工況下的殘余應(yīng)力分布一致，可見(jiàn)在這3種工況下，由于不存在反向加載或反向加載未能超過(guò)材料屈服強(qiáng)度，試件僅能在第一個(gè)循環(huán)的拉伸階段產(chǎn)生塑性應(yīng)變，后續(xù)加載使試件變形處于彈性范圍，對(duì)應(yīng)力釋放無(wú)影響。

圖14 不同工況殘余應(yīng)力分布情況 圖15 應(yīng)力比為-1.0時(shí)不同階段殘余應(yīng)力分布情況

當(dāng)應(yīng)力比為-1.0，正、反向加載達(dá)到最大值時(shí)，測(cè)試段均能產(chǎn)生230 MPa的平均應(yīng)力，由于包辛格效應(yīng)[8]，材料一個(gè)方向屈服強(qiáng)度的提高會(huì)使反向加載屈服強(qiáng)度降低，試件上存在一點(diǎn)由于拉伸發(fā)生硬化導(dǎo)致壓縮時(shí)屈服強(qiáng)度低于230 MPa，在循環(huán)載荷作用下產(chǎn)生持續(xù)的塑性應(yīng)變。選取距L2直線45 mm、距焊縫中心線13 mm、初始?xì)堄鄳?yīng)力為31.8 MPa的D點(diǎn)，該點(diǎn)在拉伸、壓縮兩個(gè)加載階段均會(huì)超過(guò)屈服強(qiáng)度產(chǎn)生塑性應(yīng)變，累積塑性應(yīng)變不斷增大，如圖16所示。

圖16 累計(jì)塑性應(yīng)變時(shí)歷曲線

表3為D點(diǎn)沿x軸方向殘余應(yīng)力在每個(gè)循環(huán)末的數(shù)值。從表3可以看出：在第一個(gè)循環(huán)后該點(diǎn)由拉應(yīng)力變?yōu)閴簯?yīng)力，應(yīng)力數(shù)值明顯降低，后續(xù)循環(huán)使該點(diǎn)壓應(yīng)力數(shù)值略有提高，在2～10次循環(huán)后殘余應(yīng)力變化量與初始值的比為0.092 8，在11～50次循環(huán)后比值變?yōu)?.023 6。可見(jiàn)持續(xù)的塑性應(yīng)變會(huì)引起應(yīng)力的持續(xù)釋放，然而循環(huán)次數(shù)的增加對(duì)應(yīng)力釋放效果的影響迅速降低。

表3 每個(gè)循環(huán)末橫向殘余應(yīng)力數(shù)值

5 結(jié) 論

采用數(shù)值模擬方法研究載荷幅值、應(yīng)力比等因素對(duì)焊接接頭殘余應(yīng)力釋放的影響規(guī)律，主要結(jié)論如下：

(1) 在單向加載時(shí)，殘余應(yīng)力釋放程度與加載最大幅值有關(guān)，與加載順序和周期數(shù)無(wú)關(guān)。

(2) 當(dāng)存在反向加載但加載幅值較小時(shí)，試件無(wú)法在反向加載階段再次產(chǎn)生塑性應(yīng)變,應(yīng)力釋放效果與僅拉伸的工況相同；當(dāng)反向加載幅值較大時(shí)，試件會(huì)出現(xiàn)持續(xù)的應(yīng)力釋放現(xiàn)象，第一個(gè)加載周期對(duì)應(yīng)力釋放起主要作用。

(3) 累積塑性應(yīng)變的增加是產(chǎn)生應(yīng)力釋放現(xiàn)象的關(guān)鍵因素，提高殘余應(yīng)力釋放率需要從有效增加相關(guān)區(qū)域塑性應(yīng)變的角度考慮。