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1、锤击消除焊接接头剩余应力的数值模拟 字体: 小 中 大 | 打印 发表于: 2007-7-02 09:09 作者: 麦蒂 来源: 中国焊接之家社区 邹增大 王新洪 曲仕尧 摘要 建立锤击作用的有限元数学模型，利用该模型对白口铸铁焊补时锤击消除焊接剩余应力进行实例分析。结果说明，在适宜的焊接标准和工艺下，锤击不仅能有效地消除白口铸铁焊缝部位的应力，而且能促进热影响区拉伸剩余应力的释放，甚至可以获得一定值的压应力。当在840360温度区间进行锤击时，可以获得最正确效果。 关键词 锤击 有限元模型 剩余应力 白口铸铁 数值模拟 中国图书资料分类法分类号 TG45712 锤击处理很早被引入焊接领域，初
2、期主要应用于消除焊接变形。通过观察分析，认为适当锤击可以消除和减少焊接裂纹，进而推断锤击有消除焊接剩余应力的作用， 因此在工艺中采用锤击处理，防止焊接裂纹的产生1。一般认为,锤击处理消除焊接剩余应力是使被处理金属通过锤击,在体内局部产生一定的塑性伸长,释放焊接过程产生的剩余拉伸弹性应变,从而到达释放焊接剩余应力的目的。但由于锤击特别是手工锤击的不标准锤击力的大小、频率、基体的力学性能及锤击区的温度等及焊接剩余应力准确测试的困难，故对于锤击处理与剩余应力的关系,至今尚没有一个科学的和系统的研究2。 笔者通过建立锤击处理的有限元数学模型，模拟分析锤击工艺与消除剩余应力的关系。 1 锤击作用的有限元
3、数学模型 根据数值分析在焊接中应用的根本理论3，有外力作用时的 有限元增量表达式为 Kedue=dRe+dFe (1) 式中，Ke为单元刚度矩阵；due为单元位移；dRe为由温差 引起的等效节点载荷；dFe为由外力引起的等效节点载荷,在此指 由锤击作用产生的载荷。 1.1 锤击作用力的简化 单锤重击的波形4见图1a，将其简化为正弦波见图1b，并表 达锤击力 (2) 式中,为载荷持续时间；P为锤击力峰值。 假设1 锤击力不是通过某个点传递到焊件,而是通过一定的作 用面积均布在锤击作用区，锤击强度 p=P(t)/A (3) 式中，p为作用在锤击区的锤击强度；P(t)为瞬时锤击力；A为锤击 的作用面
4、积。 假设2 锤击作用于焊件是以焊缝中心为对称轴,呈轴对称分布。 图2 内边界三角单元示意图 图3 边界外表力作用示意图 图4 试件形状及尺寸示意图 相贯线焊缝纵向收缩对法兰平面影响的的数值分析 字体: 小 中 大 | 打印 发表于: 2007-7-03 14:16 作者: 麦蒂 来源: 中国焊接之家社区 董丕明 顾福明 高进强 王尔德 田锡唐 摘 要 应用数值分析方法研究圆柱形壳体相贯线焊缝对法兰平面度的影响，建立了分析相贯线焊缝所用的纵向收缩力模型；研究说明，圆柱形壳体上的相贯线焊缝将引起法兰平面沿圆周产生局部下凹，法兰平面在宽度方向上的倾斜不明显，数值分析结果与实验结果相吻合，证明了对于
5、薄壁壳体上应用纵向收缩力模型分析相贯线焊缝引起焊接变形的正确性。 关键词： 相贯线焊缝 法兰 平面度 数值分析 Numerical Analysis for Effect of Longitudinal Shrinkage of Perpendicular Intersection Weld on Flange Plane Dong Piming (Dalian Railway Institute) Gu Fuming (Shanghai Yileng Carrier Air-Conditioning Equipment Co.) Gao Jinqiang (Sandong Institute
6、 of Technology) Wang Erde，Tian Xitang (Harbian Institute o f Technology) Abstract The effect of the perpenticular intersection weld between the two cylindrical shells is analyzed by the numerical method. The longitudinal shrinkage model is established to analyze the distortion of the perpendicular i
7、ntersection weld. The result shows that the partial decending along the circumference of the flange plane is caursed by the perpendicular intersection weld between the two cylindrical shells, and the inclination along the width of the flange is not obvious. The calculated results coincide well with
8、the experimental ones. It is proved that the longitudinal shrinkage model for analyzing the distortion of the perpendicular intersection weld is reasonable. Key words perpendicular insertion weld,flange,planeness,numerical analysis 0 序言 利用有限元方法对焊接剩余应力和变形进行数值分析越来越为人们所重视，随着计算机向大容量、高计算速度的开展，对于圆柱形容器上的环形
9、焊缝采用热弹塑性有限元分析焊接应力变形，并得到焊接应力和变形的动态过程1，2。但是，对于大型容器上的相贯线焊缝，由于焊缝是空间曲线，对其进行热弹塑性分析是相当困难的。因此，国内外研究者仅对两相贯筒体直径相差比拟大即可近似认为相贯线焊缝为平面圆形焊缝)进行实验研究及分析3，4。另外，由于焊接过程是一个复杂的热弹塑性力学过程，材料的物理力学常数是温度的函数，对于任何材料在温度场、应变场和微观结构之间存在着密切的内在关系，所以即使是几何形状很简单的问题要涉及上述所有关系进行热弹塑性数值分析，将化费大量的计算时间及存储空间。 因此，本文首先建立了分析相贯线焊缝由纵向收缩引起法兰平面度变化的数学模型，由
10、此用非线性有限元分析直径630 mm筒体与直径1000 mm筒体相贯焊时对法兰平面度的影响，并用实验进行验证，为预计容器相贯线焊缝纵向收缩对法兰平面度影响具有重要指导意义。 1 相贯线焊缝纵向收缩力的数学模型 1.1 纵向收缩力模型 对于相贯线焊缝，由于焊接引起的纵向应力这里指焊缝的切向应力，当由于圆筒直径与厚度之比比拟大，其纵向应力是一个稳定值，对于低碳钢其大小为s，相贯线焊缝的纵向应力引起壳体的变形，法兰平面度变化。因此这种变形可用分布于两个容器塑性区bp的径向力P1、P2近似计算而得，如图1。由于相贯线焊缝是空间曲线，其切线方向以及曲率中心在不断地变化，其分布于圆柱壳体2上的径向力P2的
11、大小及方向在不断变化。任意假设某点的曲率取一个微元体，见图2。其在垂直切线方向与沿切线方向长度均等，于是切向应力2可间接地与载荷P2联系起来： 图1 纵向收缩模型 Fig.1 Model of longitudinal shrinkage 图2 微元体示意图 Fig.2 Diagram of differential element 半径R这里是曲率半径，2为其切向应力，对于低碳钢来说切向应力2=s，h2为壳体厚度，假想载荷P2的方向指向曲率中心。分布于圆柱壳体1上的径向力也在不断地变化，假想力P1的大小近似为P1=1*(h1)/(r1)，其中h1是壳体1的厚度，r1是圆柱体1的半径，1是纵向
12、收缩力沿圆柱体1切线方向的分量。 因此，计算由于相贯焊缝纵向收缩力引起的变形，可应用作用于圆柱筒体1塑性区上的假想力P1和作用于圆柱筒体2塑性区上的假想力P2计算而得。 由前面分析可知，假想力P2的大小与相贯线曲率半径有关，方向指向相贯线曲率中心；假想力P1的大小与相贯线的切线方向有关，假想力P1方向指向圆柱壳体1的中心。因此，为了计算纵向收缩力引起相贯容器的焊接变形，必须计算相贯线的切线方向、相贯线曲率中心以及曲率半径。 1.2 相贯线的切向量 如图3假设两个相贯圆柱体的半径分别为r1、r2，对于圆柱体1的参数方程 对于圆柱体2的参数方程 1 2 那么，相贯线方程 3 图3 两相贯圆柱壳体
13、Fig.3 Perpendicuar intersection of two cylindrical shells 相贯线的切向量为 4 1.3 相贯线的曲率半径及曲率中心 根据文献 5, 空间曲线的曲率 因此要求的二阶导数由式4得 6 5 令： 那么曲率半径 7 相贯线的曲率中心矢量 8 这样曲率中心方程 (9) (10) (11) 这样，作用于相贯圆柱体塑性区上的假想力P1和P2的大小、方向都已确定。 2 相贯线焊缝的试验及有限元分析 2.1 试件尺寸 为研究相贯线焊缝对筒体上法兰平面度的影响，做了直径为1000 mm的圆柱形筒体与直径630 mm筒体相贯试验，圆柱壳体的尺寸如图4a，壳体
14、厚度为2 mm，高度1358 mm，法兰截面尺寸如图4b。 图4 试件尺寸 Fig.4 Size of speimen 2.2 有限元分析网格 针对两个圆柱形壳体的相贯焊接，建立了如图5的有限元分析模型，考虑到圆柱壳体的对称性，取圆柱体的1/2作为分析对象，壳体局部采用三维壳体元，法兰局部采用三维固体元，分析过程中采用非线性有限元。 图5 630 mm相贯有限元网格 Fig.5 FE mesh for perpendicular intersection weld of 630 mm and 1000 mm tube 2.3 塑性区的近似计算 前面分析了壳体相贯焊缝引起的焊接变形，可通过作用于
15、塑性区域上的纵向收缩力计算而得。因此，计算焊接塑性区的大小就可以通过有限元分析圆柱形壳体环形焊缝的焊接变形，当时加工过程是非对称的，计算时按文献2的假定，焊接为均匀对称的。 根据文献2，单道焊的塑性区宽度为 b=k1FH/s 其中：板的厚度； FH焊缝截面积； k1系数，与焊接方法及材料有关，可查文献6； 因此,对于相贯壳体单层焊引起的塑性区宽度为 b=(0.053)/(150.0012)=50 (mm) 由此, 相贯壳体两侧塑性区宽度分别约为25 mm。 3 结果分析 图6是630 mm筒体与1000 mm筒体相贯焊接时，下法兰平面度沿圆周方向上的变化，由图可见，法兰相贯焊接时下法兰产生局部
16、下凹，实验值比计算值略大，但两者吻合较好。这主要由于试验所测值是由纵向收缩、横向收缩两者同时影响造成的，而这里的计算结果仅考虑了纵向收缩；从图也可看出，纵向收缩对法兰的影响起决定作用。 图6 630 mm相贯时下法兰平面度沿圆周方向变化 Fig.6 Changes of plsneness along circumference of lower flange after welding 630 mm tube 图7是630 mm筒体与1000 mm筒体相贯焊接时下法兰平面度在截面方向上变化， 其中， 图7a是试验结果，图7b是用纵向收缩力分析的结果。由图可见，630 mm筒体与1000 mm
17、筒体相贯时，下法兰宽度方向上的变化不明显，即法兰的倾斜不明显，倾斜值引起法兰内外侧高度差比下凹值差一个数量级。 4 结论 1 利用所建立的纵向收缩力模型分析相贯线焊缝对法兰平面影响所得结果与试验测量值相一致，说明使用该数学模型的可行性。 图7 630 mm相贯下法兰平面度沿法兰宽度方向的变化 Fig.7 Clange of planeness along width of lower flange after welding 630 mm tube 2 630 mm筒体与1000 mm筒体相贯焊时，会引起法兰平面沿圆周方向产生局部下凹，最大下凹值为2.5 mm左右。 3 630 mm筒体与10
18、00 mm筒体相贯焊时，引起法兰平面度在宽度产生的倾斜不明显，由倾斜引起法兰内外侧高度差比法兰最大下凹值小一个数量级。 作者简介 董丕明,1944年生,副教授。1968年毕业于吉林大学数学系，又1980年毕业于吉林大学数学系计算数学进修班。主要研究领域：微分方程，应用数学，信息管理。在国内著名学术刊物、国际会议上等公开发表论文28篇，参加编写并公开出版著作2部。?计算机?系列计算机辅助教学软件获1997年辽宁省教学成果二等奖。 作者单位： 董丕明 大连铁道学院 顾福明 上海一冷开利空调公司 高进强 济南 山东工业大学 王尔德 田锡唐 哈尔滨工业大学 参考文献 1 Karlsson R I，et
19、 al. Three-dimensional finite element analysis of temperatures and stresses in a single-passs butt-welded pipe. Trans of ASME Journal of Pressure Vessel Technology, 1990(112):7684. 2 Rybicky E F, et al. A fininte-element model for residual stress and deformations in girth-butt welede Pipes. Trans of
20、 ASME, Journal of Pressure Vessel technology, 1978(100): 256262. 3 田锡唐, 顾福明, 高进强. 大型圆柱形壳体上圆形焊缝焊接变形的研究. 焊接学报, 1997(1)： 3136. 4 Pavlosvsky V I,et al. Research in the U.S.S on residual stresses and distortion in welded structures. WRC Bullentin 388. January 1994, 3548. 5 苏步青等. 实用微分几何引论. 北京：科学出版社, 1986,
21、 2527. 6 田锡唐.焊接结构. 北京：机械工业出版社，1982，2123. 起重机箱形梁自由变形状态下的焊接 字体: 小 中 大 | 打印 发表于: 2007-7-03 14:17 作者: 麦蒂 来源: 中国焊接之家社区 王培河 耿雪霏 摘要 作为非专业生产起重机厂家，在无专用工装条件下，通过仔细分析焊接内应力，采取有效工艺措施，合理利用焊接变形，在自由变形状态下一次成功地进行了箱形梁的焊接。 关键词：焊接内应力 工艺措施 焊接变形 自由变形状态 WELDING OF CRANE BOX BEAM UNDER FREE DEFORMATION Wang Peihe Harbin Hong
22、gong Boiler(Group) CO. Geng Xuefei Heilongjing Communications College Abstract Under conditions of no special equipment and of free deformation，through analyzing welding stress, adopting technological measure and making use of welding distortion, the crane box beam has been successfully welded. Key
23、words:welding stress, technological measures, welding distortion, free deformation 0 前 言 我厂由于生产能力提高，需要上一台双梁桥式起重机，材质为Q235-B，跨度L为19.5 m，起重能力103 t，为节约资金和尽快使该起重机投入使用，我厂决定自制全部焊接结构件。 箱形主梁是起重机最重要的承载构件，它的质量直接关系到起重机的承载能力。主梁尺寸如图1所示。主梁焊接量大，易变形，主梁的上挠度和旁弯要求都 非常严格，不允许扭曲变形，一旦变形后校正困难，要求上挠fL，即f29.25 mm，旁弯LL，即L9.75 m
24、m，要在没有工装和焊后自由变形条件下制作就更加困难。有利条件是箱形梁结构对称，我们通过采取一定工艺措施，合理利用焊接内应力产生的焊接变形，使两根主梁一次焊接成形，到达了设计要求。 图1 1 焊前准备 腹板下料时预制上挠度55 mm；全部焊缝采用4.0 mm的J422焊条，焊前经150烘干，保温2 h；选用两台同型号电焊机，以确保施焊时两人使用相同的焊接参数。 采用边组装边焊接的方式，严格按规定的焊接顺序进行施焊。焊接顺序分组时，先焊1组，再焊1组，依此类推。采用双层焊的焊缝,均为第一层焊缝全部焊接完且冷却到室温后，再同样采用第一层焊缝的焊接方法焊接盖面焊缝。 板缝拼接时，坡口两侧每隔200 m
25、m焊一个隔板图2，以保证板拼接后的平面度。 图2 2 焊接工艺 21 肋板和上盖板的焊接 由于主梁成形后，需在梁一侧焊接走台，考虑到焊接走台会产生的变形，因此在肋板和上盖板焊接时有意使上盖板产生适当的旁弯作为反变形。肋板在上盖板上装配点固后采用如图3所示的焊接顺序进行焊接(箭头所示为焊接方向)，焊接时两人从中间分别向两端跳焊，每隔两块焊一块，大局部肋板两侧焊缝焊接方向相反，以使同一肋板两侧的焊接内应力方向相反，尽量互相抵消，减少焊接变形。大约三分之一的肋板两侧焊缝焊接方向相同，使焊接内应力叠加，以产生有利旁弯。焊接两层。焊后自由变形，冷却后上盖板形成了有利旁弯9 mm。 图3 22 腹板和上盖
26、板焊接 1两侧腹板与上盖板和肋板装配后点固，上盖板两端用支点支撑，使梁中部离开地面，保证梁焊接后自由变形，腹板外侧焊缝焊接时采用分段对称跳焊法，以分散应力，减少变形，焊接方法和焊接顺序如图4所示，每段长400 mm，两人在梁两侧同时焊接两侧板，使上盖板两边和两侧板受力大小根本相同，方向相同，梁不会产生扭曲变形。焊接两层。 图4 2焊接腹板内侧接缝时，采用跳焊法，焊接方法和焊接顺序如图5所示，以两块肋板的间距尺寸为焊接长度，两人分别由梁中心向两端顺序施焊，两条焊缝要同时焊接，使上盖板两边和两侧腹板受力大小根本相同，方向相同，防止梁产生扭曲变形，焊接两层，腹板和上盖板焊接后上挠度减少28 mm。
27、图5 23 腹板和肋板的焊接 采用向上立焊法，焊接方法和焊接顺序如图6、图7所示，两名焊工分别由梁中心向两端顺序施焊，焊接一层，焊后上挠度减少5 mm。 图6 图7 24 腹板和下盖板的焊接 腹板与下盖板装配点固后，将支点位置放在主梁中心，保证梁焊后自由变形，腹板与下盖板的焊接方法和焊接顺序如图8所示，使下盖板两侧和两侧腹板受力大小根本相同，方向相同，防止梁产生扭曲变形。焊接两层，焊后上挠度增加12 mm。 图8 3 焊后效果 焊接肋板时腹板产生轻微波浪变形，最后校正腹板变形，上挠度减少4 mm。通过采取措施控制焊接变形，使两根主梁一次焊接成形f=30 mm，L=9 mm到达设计要求，免去了复
28、杂的焊后校正过程。此种方法简单有效，对于非专业生产厂家焊接箱形梁有参考意义。起重机投入使用至今已一年有余，工作情况良好，与购置专业生产厂家的同类型起重机相比拟，为工厂节省资金5万元。 作者简介：王培河，1972年生，学士。 作者单位：王培河 哈尔滨红光锅炉集团公司150050 耿雪霏 黑龙江交通高等专科学校(哈尔滨市 150050) 我也来说两句 查看全部回复 最新回复 ? fengjiwu01 (2007-8-15 21:13:29) 肋板和上盖板的焊接 由于主梁成形后，需在梁一侧焊接走台，考虑到焊接走台会产生的变形，因此在肋板和上盖板焊接时有意使上盖板产生适当的旁弯作为反变形。肋板在上盖板
29、上装配点固后采用如图3所示的焊接顺序进行焊接(箭头所示为焊接方向)，焊接时两人从中间分别向两端跳焊，每隔两块焊一块，大局部肋板两侧焊缝焊接方向相反，以使同一肋板两侧的焊接内应力方向相反，尽量互相抵消，减少焊接变形。大约三分之一的肋板两侧焊缝焊接方向相同，使焊接内应力叠加，以产生有利旁弯。焊接两层。焊后自由变形，冷却后上盖板形成了有利旁弯9 mm。 ? fengjiwu01 (2007-8-15 21:18:03) 焊接肋板时腹板产生轻微波浪变形，最后校正腹板变形，上挠度减少4 mm。通过采取措施控制焊接变形，使两根主梁一次焊接成形f=30 mm，L=9 mm到达设计要求，免去了复杂的焊后校正过
30、程。此种方法简单有效，对于非专业生产厂家焊接箱形梁有参考意义 缝匹配影响焊接剩余应力的研究 字体: 小 中 大 | 打印 发表于: 2007-7-03 14:14 作者: 麦蒂 来源: 中国焊接之家社区 林德超 史耀武 摘要 采用有限元法对相同温度场的焊缝与母材强度和线膨胀系数匹配影响焊接剩余应力的规律进行了数值模拟。计算结果说明：等强等胀匹配的焊缝区纵向剩余拉应力水平高达母材的屈服强度，等强低胀匹配的焊缝区纵向剩余应力水平低于母材屈服强度，等强高胀匹配的焊缝区纵向剩余应力水平还与焊缝应变硬化指数有关。测试结果也证实了局部计算结果。 关键词 有限元法；强度匹配；线膨胀系数匹配；焊接剩余应力 中
31、图分类号TG441.3 文献标识码A 文章编号 1001-4381(1999)06-0024-03 Study of the Influence on Weld Mis-matching about the Welding Residual Stresses LIN De-chao(Beijing Aero.Mfg.Tech.Res.Institute,Beijing 100024,China) SHI Yao-wu(Beijing Polytechnic University,Beijing 100022,China) Abstract：The influence of strength a
32、nd thermal expansion coefficient (TEC) mis-matching between the weld metal and the parent metal on the distribution of welding residual stresses was simulated by using the method of thermal elasto-plastic finite element analysis in this paper. Results of the computation under the same welding temper
33、ature field show that the longitudinal residual stresses in the weld are as high as the yield strength of the plate in the strength and TEC evenmatched joints, lower than the yield strength of the plate in the strength evenmatched and TEC undermatched joints. It also has something to do with the str
34、ain hardening exponent of the weld metal in the strength evenmatched and TEC overmatched joints. The experimental results of the residual stress have verified some computational results. Key words：finite element; strength mis-matching; expansion coefficient mis-matching; welding residual stress 焊接时的
35、动态应力和剩余应力是影响焊接结构断裂强度、疲劳强度以及抗腐蚀性等工作性能的重要因素。计算机的开展以及考虑材料力学性能随温度变化的热弹塑性有限元法的应用促进了对焊接过程中力学行为的研究14。 熔焊过程中，可通过填充材料来改变焊缝熔合比，到达改善焊接性以及提高焊接接头力学性能的目的。其中必然牵涉到焊缝与母材的各种匹配问题。近年来，有关强度匹配对焊缝抗开裂性能以及抗止裂性能的研究较多5，但对焊接剩余应力的影响研究较少。另外，由于焊缝冷却阶段发生的相变过程中所产生的线膨胀系数突变对焊接剩余应力的影响很大6，因此有必要对强度和线膨胀系数匹配影响焊接剩余应力的规律进行分析。 1 计算模型 焊接试件为300
36、mm300mm6mm的平板，焊缝位于平板中心，材料为低碳钢。考虑到几何对称性以及采用高速移动热源作为焊接热源，本文仅取14进行计算。计算条件和材料参数与文献4相同。 为了揭示焊缝与母材强度和线膨胀系数匹配对焊接剩余应力的影响规律，假定焊缝与母材的其它性能参数相同(低碳钢母材屈服强度约250MPa，线膨胀系数为10-5/)，通过调整焊缝的强度和线膨胀系数可实现焊接接头等强低胀、等强等胀、等强高胀、低强等胀和高强等胀等匹配。 2 计算结果及讨论 2.1 等强等胀匹配焊接剩余应力的分布 在焊缝与母材等强等胀匹配时，比方sW=sP =250 MPa， W=10-5/，其焊接动态应力分布如图1所示，图中
37、为焊缝冷却时间。当焊缝冷却至室温时(=)，焊缝区纵向剩余应力x值高达母材屈服强度。 2.2 等胀匹配下强度匹配对焊接剩余应力的影响 图2是等胀低强(SW=200MPa)和等胀高强(SW=480MPa)匹配的焊接动态应力分布。比拟图1和图2a，b可知，在焊缝冷却初期，无论低强、等强或高强匹配，由于熔化金属不能承受载荷，因而焊缝区应力均为0值，且板内应力分布根本相同。由于焊缝和母材的热胀冷缩程度与等强等胀匹配相同，因此随着焊缝的冷却，焊缝区的剩余拉应力也总是能到达焊缝屈服强度，这样低强焊缝的剩余拉应力水平较低，高强焊缝的剩余拉应力水平较高。 图1 等强等胀匹配时焊接动态应力分布 Fig.1 The
38、 welding transient stresses in the strength and TEC evenmatched joint (a)低强匹配，sW=200MPa (b)高强匹配，sW=480MPa 图2 等胀匹配下焊接动态应力分布 Fig.2 The welding transient stresses in the TEC evenmatched joint 2.3 等强匹配下线膨胀系数匹配对焊接剩余应力的影响 采用强度较低的母材(如sP=250MPa)，等强等胀匹配时焊缝中心纵向剩余应力x能到达母材屈服强度。进一步的计算说明，焊缝中心x值与焊缝线膨胀系数w和应变硬化指数Hw有
39、图3所示的关系。从图中可知，低胀匹配(WP)时，焊缝中心x随W的减小而降低。当W约为10-5/时，焊缝中心x出现压应力，因而明显低于母材sP；而在高胀匹配时(W>P)，焊缝中心x值还与焊缝应变硬化指数Hw有关，Hw较低时(如Hw=0.11)，焊缝中心x值在到达sP后变化不大。而Hw较高时(如Hw=21)，焊缝中心x值在到达sP后还会有所增加，但增加的幅度也不大。另外，低胀匹配和等胀匹配时的焊缝中心x值与焊缝应变硬化指数Hw关系不大。 比拟低胀(图3)、等胀(图1)和高胀(图3)匹配时的焊接剩余应力分布可知，当母材sp为250 MPa时，由于焊缝线膨胀系数不同，低胀匹配时的焊缝中心x值低于
40、母材屈服强度sP，等胀匹配时x值能到达sP，高胀匹配时x值可高于sP。因此焊缝强度匹配一定时，焊缝线膨胀系数匹配对焊接动态应力和剩余应力的水平影响很大。 图3 焊缝中心x与焊缝线膨胀系数的关系 Fig.3 The relation of the longitudinal welding residual stresses with TEC of the weld 3 剩余应力的测试结果和分析 本文对低碳钢母材(A3钢)选用不同牌号焊条(J422，J507和J807)进行了手工电弧堆焊试验，以比拟母材屈服强度较低时，强度匹配对焊接剩余应力影响的计算结果和实测结果的差异。试验中所用的几种材料屈服强
41、度分别为：A3钢sP为235MPa，J422焊缝金属sw为330MPa，J507焊缝金属sw为410MPa，J807焊缝金属sw为690MPa7，均属于高强焊缝匹配情况。试验板件尺寸为300mm300mm6mm(长宽厚)，焊前磨削上下两外表后在其中线上刨出一个宽8mm深的U形坡口，并在600下保温2h以消除加工过程中产生的剩余应力。焊条经 350烘干1h，随烘随用。焊接标准采用表1所示参数，以保证一次焊透并得到宽度为10mm的焊缝。焊完后用手动砂轮和砂布去掉焊缝堆高，使焊缝与母材平整。采用盲孔法8测试焊接剩余应力。测试时，先在被测部位贴上电阻应变花，然后按照ASTM标准E837-85在应变花中
42、心打出规定的小孔，以释放焊接剩余应力并产生相应的应变，再由应变仪将释放的应变量进行测量和记录。根据释放应变量即可算出剩余应力值，计算中采用了分级修正并考虑了加工塑性应变。所用仪器设备有：静态电阻应变仪、专用钻孔装置、特制箔式应变花(应变花的型号为BE-120-2CA)和粘贴剂HJ-61。测试结果如图4所示。由图可知，对于低碳钢母材，焊缝中心的纵向剩余应力水平总能到达焊缝屈服强度sw，高强匹配的焊缝中心x较高，如采用J807焊条的焊缝中心x为698MPa，采用J507焊条的焊缝中心x为415MPa，采用J422焊条的焊缝中心x为322MPa，其中x高于屈服强度sW可能是应变硬化的结果。 表1 手工电弧焊接标准参数 Table 1 The arc welding parameters