焊接應力變形原理若干問題的探討 2_圖文

1、焊接應力變形原理若干問題的探討(二王者昌(中國科學院金屬研究所,沈陽110016摘要:提出焊接殘余應力形成和消除原理:焊接殘余應力不是壓縮塑性應變引起的,而是由于焊縫和近縫區(qū)金屬在“力學熔點”及以下溫度冷卻收縮受阻產生的;消除焊接殘余應力不是產生拉伸塑性應變以減少、抵消和補償壓縮塑性應變,而是將殘余彈性應變轉變?yōu)樗苄詰?消除焊接殘余應力并不是必須去除固有應變,部分去除或完全不去除固有應變也能完全消除殘余應力。提出隨焊后熱精確控制應力變形焊接法,既可實現(xiàn)無應力焊接和無應力無變形焊接,也可實現(xiàn)適當壓應力無變形焊接和較大壓應力微變形焊接;并對傳統(tǒng)方法與有限元法進行了分析比較。關鍵詞:焊接應力應變;

2、壓縮塑性應變;固有應變;無應力焊接;無應力無變形焊接中圖分類號:TG404文獻標識碼:A文章編號:0253-360X(200807-0069- 04王者昌0序言文獻1-5認為,焊接殘余應力是由于局部不均勻加熱產生的壓縮塑性應變引起的,文獻6-8認為:“當物體(結構經受不均勻的溫度變化時產生殘余應力,這種應力又叫熱應力,焊接時復雜的熱應力是由局部加熱引起的”。文獻9認為,不均勻加熱和冷卻是形成內部熱應力和變形的根本原因。文獻10認為,傳統(tǒng)觀點認為的焊縫壓縮塑性應變對焊接殘余應力的形成沒有貢獻。文獻4認為消除焊接殘余應力必須消除固有應變,而文獻10則認為不消除固有應變有時也能消除殘余應力。可以看出

3、上述問題還沒有統(tǒng)一認識,進行深入討論是必要的。1殘余應力形成機制文獻4認為:“若假設無坡口焊縫本身經歷了加熱過程,由于加熱和冷卻的熱應變抵消為零,那么完全冷卻后焊縫存在殘余壓縮塑性應變。若假定焊縫是填充金屬直接從高溫冷卻下來,則完全冷卻后焊縫處存在殘余熱收縮應變?！薄盁o坡口焊縫工件與有坡口焊縫工件焊接時殘余應力與變形的產生結果完全類似”。無坡口焊接時熔池前沿升溫產生壓縮塑性應變,有坡口焊接時則不存在壓縮塑性應變,而冷卻時熱收縮應變兩者是一樣的,這說明傳統(tǒng)觀點認為的焊縫(實際為待熔化金屬壓縮塑性應變對焊接殘余應力的形成不起作用10。設想在焊接過程中,當低碳鋼焊縫中心冷卻到600(低碳鋼的“力學熔

4、點”處的橫斷面都隨焊后熱到600,從此以后整個斷面均勻冷卻。由于此后焊件從零應力狀態(tài)下均勻冷卻,在材料性能均一條件下,到室溫后焊件不會產生縱向殘余應力。此時殘余壓縮塑性應變是否被完全消除,下面進行簡單分析。在后熱到600時,隨距離中心線的遠近不同,升溫幅度不同,為600-T,T為后熱前的溫度分布。在后熱加熱升溫過程中,板邊升溫膨脹將對焊縫及近縫區(qū)進行拉伸,結果產生拉應變,板邊則產生壓應變。由此產生的應變分布如圖1所示。當后熱到600時,全部應變轉變?yōu)樗苄詰?。焊縫引起的拉伸塑性應變與焊縫中心處于600且尚未后熱時的溫度分布相對應(圖1,而文獻4圖4中焊縫殘余壓縮塑性應變與溫度分布無關。兩者的差

5、值不可能為零,仍保持部分殘余壓縮塑性應變。也就是說,低碳鋼隨焊后熱600不能完全消除焊縫殘余壓縮塑性應變,但卻不會產生殘余應力。這說明焊接殘余應力不是加熱時產生的壓縮塑性應變引起的。設想對焊件預熱,在焊接時使熔池前沿及兩側直到板邊金屬處在低碳鋼的“力學熔點”以上溫度。由于此時低碳鋼材沒有強度,因此也就沒有拘束和壓縮塑性應變。但在冷卻過程中仍會因焊縫溫度高第29卷第7期2008年7月焊接學報TRANS ACTI ONS OF THE CHI NA WE LDI NG I NSTIT UTI ONV ol.29N o.7July2008收稿日期:2007-03-13 圖1后熱引起的應變分布Fig1

6、1Strain distribution by po stheat于兩側金屬,其降溫幅度和收縮量比兩側金屬大,焊縫收縮受阻而產生殘余拉應力,只是由于焊縫與板邊溫差少了近600,殘余應力小了許多。也就是說,沒有壓縮塑性應變照樣也能產生殘余應力。如果按照傳統(tǒng)觀點,此時的殘余應力是怎么產生的?這說明是由于焊件不均勻冷卻過程中焊縫及近縫區(qū)收縮受到兩側金屬的拘束產生焊接殘余應力。上述例子說明,保留部分壓縮塑性應變可以不產生殘余應力,沒有壓縮塑性應變照樣可以產生殘余應力。這證明焊接殘余應力不是加熱時產生的壓縮塑性應變引起的,焊縫及近縫區(qū)冷卻收縮受到相鄰金屬的拘束才是形成焊接殘余應力的根本原因。整個橫斷面隨

7、焊后熱到金屬“力學熔點”的溫度,然后均勻冷卻將不產生殘余應力,這說明殘余應力是材料在“力學熔點”及以下溫度不均勻冷卻產生的。也就是說,焊縫和近縫區(qū)在“力學熔點”及以下溫度冷卻收縮受阻是產生焊接殘余應力的根本原因。由于焊接殘余應力不是壓縮塑性應變產生的,因此傳統(tǒng)理論認為消除殘余應力的原理在于產生拉伸(延伸塑性應變以減少、抵消和補償壓縮塑性應變的觀點不能成立。消除應力的過程實質上都是將殘余彈性應變轉變?yōu)樗苄詰兊倪^程10。既然焊接殘余應力是由于焊件在“力學熔點”及以下溫度不均勻冷卻產生的,那么整個橫斷面隨焊后熱到不低于“力學熔點”的相同溫度,然后均勻冷卻則不會產生殘余應力,是一種無應力焊接法。在無

8、應力焊接基礎上設法預防瞬態(tài)應力引起的焊件失穩(wěn),則不會產生翹曲變形,是一種無應力無變形焊接法。如果后熱時壓應力區(qū)和板邊加熱溫度超過焊縫和近縫區(qū),則焊縫和近縫區(qū)會產生殘余壓應力。當加熱溫度超過值較小時,焊縫和近縫區(qū)會產生低于臨界失穩(wěn)應力的適當壓應力,不會出現(xiàn)翹曲變形;較大時則產生較大壓應力和微翹曲變形。根據預置溫度場的不同,產生壓應力的部位可以是焊縫、近縫區(qū),也可以是上述兩者。因此可以利用后熱溫度及分布精確控制焊接應力變形。焊縫和近縫區(qū)存在殘余壓應力對預防應力腐蝕開裂(stress corrosion cracking、提高接頭疲勞壽命非常有利。此外,隨焊后熱還可大幅度增加t8/5時間,減少高強度

9、鋼、超高強度鋼淬火傾向,促進擴散氫逸出,從而大大降低該類鋼冷裂紋敏感性,達到預防焊接冷裂紋的目的。較低溫度的隨焊后熱也可能獲得類似效果?！拔矬w(結構經受不均勻的溫度變化時產生殘余應力”6-8的觀點似乎具有高度概括性,但不夠準確。例如當物體經受的不均勻溫度變化較小時,產生的瞬態(tài)應力未達到屈服強度,冷卻到室溫后不會產生殘余應力。再如,加熱過程是不均勻的,在“力學熔點”以上溫度冷卻都也是不均勻的,但在“力學熔點”及以下溫度冷卻是均勻的,此時也不會產生殘余應力。這兩例說明,“物體經受不均勻的溫度變化產生殘余應力”的觀點欠妥。2關于固有應變固有應變這一概念由藤本二男11最先提出,又叫殘余應力源12或不協(xié)

10、調應變13。固有應變可以簡單地理解為殘存于焊縫和近縫區(qū)的應變。如果知道固有應變的大小,把它作為初始應變置于焊縫及近縫區(qū),就可通過一次彈性有限元分析求得整個構件的焊接變形,從而可大量減少計算機運算時間。文獻4提出:“消除焊接殘余應力必須去除產生殘余應力的固有應變源”。在此,文獻4提出固有應變源這一新概念,但未做具體定義。顧名思義,固有應變源應為固有應變的源頭,一般認為是焊接時的不均勻加熱和不均勻冷卻(前面的分析表明,關鍵是不均勻冷卻,這是不能去除的,如果去除則無法進行熔焊。況且文獻4所引用固有應變的文獻12中并沒有固有應變源、只有固有應變即殘余應力源的提法。顯然固有應變源的提法欠妥。文獻4提出:

11、“只有當拉伸塑性應變完全抵消收縮的殘留固有應變量時,才能完全消除殘余應力”。眾所周知,高溫回火是消除焊接殘余應力的有效手段,重要結構往往要求用此法消除應力。此法消除應力是借助于高溫材料屈服強度的降低和應力松弛過程產生蠕變應變13實現(xiàn)的。高溫回火時,拉應力區(qū)產生拉伸塑性應變,壓應力區(qū)則可能產生壓縮塑性應變,兩者都會導致殘余應力降低。待到全部殘余彈性應變都轉變?yōu)樗苄詰儠r,在材料性能均一條件下,殘余應力完全消除?？梢钥闯?高溫回火法消除應力時,產生的拉伸或壓縮塑性應變都70焊接學報第29卷不會超過1個常溫條件下的屈服應變。由此可知,在材料性能均一條件下,高溫回火時只需要產生不超過1個屈服應變的應變

12、量就可以完全消除殘余應力。按照文獻4的觀點,此時尚保留大約0.5個屈服應變的殘余壓縮塑性應變。這個例子說明,不全部消除固有應變也能完全消除殘余應力。在文獻10中,作者提出機械壓縮法消除殘余應力,指出完全不消除固有應變也能全部消除焊接殘余應力?？梢钥闯?消除殘余應力時,高溫回火法只需要部分消除固有應變,而機械壓縮法完全不消除固有應變,但是都可完全消除殘余應力。也就是說消除殘余應力并不是必須完全消除固有應變,部分消除甚至不消除固有應變也可以全部消除殘余應力。圖2分別給出低碳鋼、鈦合金和鋁合金不協(xié)調應變即固有應變分布11,13。比較可知,圖2所示的固有應變分布與文獻4中圖4所示的B 0KK B 0殘

13、余壓縮塑性應變分布完全不相似。文獻13指出,不協(xié)調應變主要是由于焊縫縱向收縮引起的, 不協(xié)圖2焊接時的固有應變分布Fig 12Inherent strain distribution in welded plate調應變量相應于產生殘余拉應力的收縮應變量。這些也證明,焊接殘余應力是由于焊縫和近縫區(qū)冷卻收縮受阻引起的,而不是加熱時產生的壓縮塑性應變引起的。3關于傳統(tǒng)方法與有限元分析方法20世紀50年代,奧凱爾勃洛姆1建立了焊接應力與變形的理論基礎。基于該理論,在采用平截面假設和其他一些假定的基礎上,提出以殘余塑性應變來計算焊接變形的方法。此法對于鋼材平板和梁架等簡單結構的變形計算還是比較適用的,

14、但對于鈦等材料及復雜結構的焊接變形計算則難以勝任。奧凱爾勃洛姆建立的基礎理論尚未過時,目前國內大學焊接應力變形教學仍在采用,只是某些局部環(huán)節(jié)需要修正。后來的固有應變法也是基于殘余塑性應變即固有應變進行計算的,可以認為固有應變法是基于奧凱爾勃洛姆理論加上有限元數值分析方法發(fā)展起來的。20世紀70年代,上田幸雄14運用計算機技術和有限元數值分析方法,提出了焊接熱彈性分析理論,導出各種表達式,使復雜的動態(tài)焊接應力應變過程的分析成為可能,焊接應力應變的有限元分析方法從此誕生。此法可以半定量甚至定量計算焊接變形,是一種有力工具,也是近來焊接力學領域的最大成果。近年來隨著微型計算機的普及和新軟件的開發(fā),許

15、多焊接工作者可以采用此法計算焊接應力和變形,并取得不少成果。同時不得不指出,焊接應力應變的熱彈性有限元分析法做了多達十幾項簡化和假設,盡管有的學者認為計算結果與測量結果有良好的一致性,但還是必然要給計算結果的準確性帶來負面影響。例如用0Cr13Ni5M o 制造的混流式水輪機葉片與上冠焊接的熱影響區(qū)橫向殘余應力實測結果為856MPa 15,而同材料、同結構、同部位、同方向的殘余應力有限元方法計算值則為117MPa 16,不足實測值的1/7。造成如此大誤差的原因,除了其它假設外,將熔池看作是偽固態(tài),把本來不是連續(xù)介質(因被液態(tài)熔池破壞,焊件已不完全是連續(xù)介質看成是連續(xù)介質、以及熔池的存在使溫度的

16、分布在熔合線處出現(xiàn)拐點,破壞了溫度分布的連續(xù)性規(guī)律等有關。有限元法還在發(fā)展,也需要不斷完善。文獻17指出:“液態(tài)金屬只能承受很小的應力,但在較小應力作用下發(fā)生流動或變形”,“在固液界面可以消除原有的應力應變,使重新凝固后的固態(tài)金屬變成無應力應變狀態(tài)”,“如果在建立應力、第7期王者昌:焊接應力變形原理若干問題的探討(二71應變本構方程及有限元計算時,把焊接熔池與它外部的固態(tài)金屬看成連續(xù)的固體,那么計算后就會在熔池內部產生一些塑性應變。熔池的變形還會引起熔池附近區(qū)域進一步變形,這與熔池的性質相矛盾,因此積累在熔池中的全部應力、應變應該被消除掉?！睘榇宋墨I17采用單元再生法進行處理。當單元被加熱到超

17、過固液區(qū)上限溫度時,把它從有限元模型中除掉;而當冷卻到固液區(qū)上限溫度后又把它放回到模型中去;當單元加到模型中時假設單元被“退火”即沒有任何形變;當不采用單元再生法時,熔池產生較大的壓應力,而液態(tài)金屬是不能承受較大應力的。文獻17指出:“這是由于把焊接構件當作了連續(xù)的固體而沒有考慮熔池液體金屬作用的緣故”。采用單元再生法后,焊接熔池則完全沒有應力。奧凱爾勃洛姆的傳統(tǒng)理論,具有材料力學知識的人就可以掌握,而上田幸雄的有限元法則需要具有熱彈性理論基礎的人才能掌握和運用。后者不是每個焊接工作者、特別是生產第一線的焊接技術人員都能勝任的,因此傳統(tǒng)理論定性的應力應變知識還是有用的;況且對于焊接工作者來說,

18、掌握焊接力學的發(fā)展史對進一步推進焊接力學的發(fā)展是有幫助的,因此傳統(tǒng)觀點不宜輕易放棄。鑒于傳統(tǒng)觀點有其不足之處,對其進行修正是必要的。有限元法在發(fā)展中不斷完善也是必要的。有限元法只用冷卻過程來模擬殘余應力的形成,這也說明焊縫和近縫區(qū)冷卻收縮受阻是產生焊接殘余應力的根本原因,而不是由于加熱時產生的壓縮塑性應變引起的。4結論(1焊接時不是不均勻加熱、而是不均勻冷卻產生殘余應力。殘余應力不是加熱過程產生的壓縮塑性應變引起的,焊縫和近縫區(qū)金屬降溫收縮受到相鄰金屬的拘束是產生焊接殘余應力的根本原因。(2焊接殘余應力是由于焊縫和近縫區(qū)金屬在“力學熔點”及以下溫度冷卻收縮受到相鄰金屬的阻礙產生的。(3提出精確

19、控制應力變形焊接法,隨焊后熱既可實現(xiàn)無應力焊接和無應力無變形焊接,也可實現(xiàn)適當壓應力無變形焊接和較大壓應力微變形焊接。(4焊接殘余應力消除原理不是產生拉伸塑性應變以減少、抵消和補償壓縮塑性應變,而是將殘余彈性應變轉變?yōu)樗苄詰儭?5固有應變源的提法是不恰當的。消除焊接殘余應力并不是必須去除固有應變,部分去除甚至不去除固有應變也能完全消除殘余應力。(6傳統(tǒng)觀點與有限元法各有優(yōu)勢,也各有不足,都需要不斷完善。參考文獻:1奧凱爾勃洛姆H O.焊接變形與應力M.雷原,譯.北京:機械工業(yè)出版社,1958.2田錫唐.焊接結構M.北京:機械工業(yè)出版社,1997.3中國機械工程學會焊接學會.焊接手冊:第3卷M

20、.北京:機械工業(yè)出版社,1992.4汪建華,陸?zhàn)?焊接殘余應力形成機制與消除原理若干問題的討論J.焊接學報,2002,23(3:75-79.5曹陽,關橋,劉紀達.焊接動態(tài)熱應變云紋測試技術的研究J.機械工程學報,1990,26(1:35-39.6AS MJoining Division C ouncil.M etal handbook:V olume6M.10thed.OHIO:American S ociety for M etals,1993.7American W elding S ociety.W elding handbook:V olume1M.8thed.New Y ork:Am

21、erican W elding S ociety,1987.8M asubuchi A.Analysis of welded structuresM.Ox ford New Y ork:Pergam on Press,1980.9李菊,關橋,史耀武,等.鈦合金薄板帶熱沉的TIG焊溫度場J.焊接學報,2003,24(1:69-72.10王者昌.關于焊接應力變形問題的再探討J.焊接學報,2006,27(8:108-112.11Fujim oto T.A method for analysis of residual welding stresses and de2formation based o

22、n the inherent strainJ.Journal of the Japan W eld2ing S ociety,1970,39(4:236-252.12Ueda Y,K im Y C,Y uan M G.A prediction method of weldingresidual stress using s ource of residual stress(Report IJ.T ransac2tions of JWRI,1989,18(1:135-141.13中國機械工程學會焊接學會.焊接手冊:第3卷M.2版.北京:機械工業(yè)出版社,2001.14Ueda Y.Analysis

23、 of thermal elastic2plastic stress and strain duringweldingJ.T ransactions of the Japan W elding S ociety,1971(2:90-100.15陳其良.水輪機轉輪葉片焊接殘余應力分析J.焊接技術,2002(2:46-47.16黃文,吳彤峰,毛漢領.水輪機轉輪葉片的應力分布及其裂紋成因J.實用測試技術,1999(3:33-34.17魏艷紅,劉仁培,董祖玨.不銹鋼焊接凝固裂紋應力應變場數值模擬結果分析J.焊接學報,2000,21(2:36-38.作者簡介:王者昌,男,1938年出生,研究員。主要從事

24、鈦合金焊接、焊接氣孔、焊接熱裂紋、焊接力學、堆焊材料和抗磨蝕用鋼研究工作。研究成果獲國家、院、部獎6項,獲國家發(fā)明專利3項。發(fā)表論文100余篇。Email:wanghy9872焊接學報第29卷FC AW slag.The results show that the same weight CaO replacing MgO has an obvious im provement on the hydrogen diss olving capacity in slag.I ts because the radius of the Ca2+is bigger than the radius of

25、the Mg2+which has12match places,and easy to form the perox2 ide CaO,which can im prove the oxygen content in slag.S ome Al2O3 replacing MgO in FC AW slag will im prove the hydrogen diss olving capacity in slag;the reas on is the hydrogen has better s olubility and diffusion coefficient in Al2O3.K ey

26、 w ords:welding;slag;diffusible hydrogen;diss olve hy2 drogen capacityModeling method for pulsed GTAW w elding process b ased on variable precision rough setLI Wenhang1,CHE N Shanben2, W ANGJiay ou1,Y ANG Feng1(1.Institute of Welding Engineering, Jiangsu University of Science and T echnology,Zhenjia

27、ng212003, China;2.Institute of Welding Engineering,Shanghai Jiaotong Uni2 versity,Shanghai200030,China.p57-59,63Abstract:C onsidering the characters of welding process,a VPRS(variable precision rough setm odeling meth od is proposed for pulsed G T A W welding process.T he VPRS m odel that can predic

28、t the backside width of welding pool is obtained.T he main procedure of the m odeling meth od and the key problems are ex patiated.T he result sh ows that the precise and com plexity of the m odel is acceptable.K ey w ords:welding automation;m odeling;variable preci2 sion rough set;G T AWC alculatio

29、n and discussion of w elding plastic strainFANG H ongyuan,ZH ANG Xueqiu,Y ANG Jianguo,LI U Xues ong(S tate K ey Laboratory of Advanced Welding Production T echnology,Harbin Institute of T echnology,Harbin150001,China.p60-63 Abstract:Numerical simulation method is em ployed to dis2 cuss welding longi

30、tudinal plastic strain distribution.Residual com2 pressive plastic strain presents in the weld from traditional views,but the new view point supports that the tensile plastic strain presents in the weld.Based on the tw o different view points,the welding longitu2 dinal plastic strain distribution is

31、 analysed with and without the fusion phenomenon according to the calculation results.The simulated re2 sults show that there exists little different in the tw o situations,and com pressive plastic strain in the heating process is larger than tensile plastic strain in the cooling process.When a fusi

32、on phenomenon is considered,the heat affected zone still keeps the com pressive plastic strain all the time,and only the plastic strain value in the cooling process is smaller than the one in the heating process.K ey w ords:residual stress;com pressive strain;numerical simulation;tem perature field;

33、fusion phenomenonWear resistance of TiB22316L stainless steel m atrix composite coatings deposited by atmospheric plasm a sprayingCHE NG Hanchi,LI Zhuoxin,AN Shuchun,W U Y ongzhi,LI H ong,SHI Y aowu(C ollege of Material Science and Engineering,Beijing Uni2 versity of T echnology,Beijing100022,China.

34、p64-68,80Abstract:T iB22316L stainless steel matrix com posite pow2 ders contained10mass%and40mass%T iB2were prepared by high energy ball milling and spray2drying processes respectively.Atm o2 spheric plasma spraying deposited corresponding coatings and316L stainless steel coating.High velocity bloc

35、k2on2ring wear tester was used to test wear resistance of as2sprayed coatings.X2ray diffraction analyzed the constitution of as2sprayed coatings.Scanning electron microscope was em ployed to character as2sprayed coatings,feed2 stocks and the w orn sur face m orphology.Results show that wear re2 sist

36、ance of as2sprayed T iB22316L stainless steel matrix com posite coatings is prior to316L stainless steel coating.T iB2particles act as rein forcement com ponent in the coating and oxides from tribo2oxida2 tion of T iB2in the tribo contact,which possessed self2lubricating function,can reduce mass los

37、s of the coatings during sliding wear.K ey w ords:titanium2diboride;316L stainless steel;ball2 milling;spray2drying;atm ospheric plasma sprayDiscussion on principle of w elding stress and distortion(2W ANG Zhechang(Institute of Metal Research,Chinese Academy of Sciences,Shenyang110016,China.p69-72Ab

38、stract:F ormation and relief mechanism of welding residu2 al stress were addressed.C om pressive plastic strain dose not play a role in the formation of welding residual stress.The residual stress is produced by the contraction of weld metal and its vicinity during the cooling process at the tem per

39、ature below its“mechanical melting point”.Residual stress elimination does not em ploy the tensile plas2 tic strain to reduce,withdraw or com pensate the com pressive plastic strain,but to convert the residual elastic strain to a plastic one.The elimination of the inherent strain is not a prerequisite to eliminate wel