王 果 ， 張延昌 ， 劉 昆

（1江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200011）

計及焊縫的U型激光焊接夾層板壓皺力學行為研究

王 果1，2， 張延昌2， 劉 昆1

（1江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200011）

U型激光焊接夾層板在艦船防護結構設計中具有廣闊的應用前景。文章基于非線性有限元軟件Abaqus研究了激光穿透焊T型接頭在彎矩載荷作用下結構的變形特征和極限承載能力，并對加載速率、焊縫尺寸對極限承載能力的影響進行了研究；然后研究了計及焊縫的U型夾層板的壓皺力學行為，并分析了穿透焊縫處理方式及焊縫尺寸參數(shù)對壓皺性能的影響。結果表明：激光穿透焊T型接頭在彎曲變形模式下夾芯壁板趾端與面板發(fā)生接觸，使得載荷重新分配，提高了結構的極限承載能力；加載速率對極限承載能力影響不大，不同的焊縫尺寸對極限承載能力均有不同程度的影響。U型激光焊接夾層板在壓皺過程中夾芯屈曲、壓皺變形，有效吸收沖擊能量；壓皺性能隨焊縫尺寸的增加呈現(xiàn)小幅度增加，但焊縫尺寸變化較大會對壓皺性能產(chǎn)生較大影響；焊縫簡化處理方式計算得到的壓皺性能較實際焊縫大，在有限元技術中兩種焊縫簡化處理方式可以通用。

U型激光焊接夾層板；穿透焊T型接頭；極限承載能力；壓皺性能；參數(shù)影響

1 引 言

U型激光焊接夾層板（U-LASCOR）作為一種新型船用夾層板殼結構，由上、下面板及多個垂直夾芯壁板通過激光穿透焊接制造加工而成；具有重量輕、比強高、防護性能優(yōu)良、防振、防火、耐腐蝕等諸多優(yōu)點，結構預制程度高、易組裝，適合模塊化制造[1-3]。應用于艦船結構中不僅可以有效地解決常規(guī)船體結構設計中的難點問題，同時也可以提高結構的抗沖擊性能，提高艦船設計水平。在艦船上層建筑中使用該新型結構，不僅可以減輕艦船結構重量、降低艦船重心、提高艦船性能，而且可以提高艦船作戰(zhàn)生命力。

夾層板結構在碰撞、沖擊波載荷作用下表現(xiàn)出優(yōu)良的吸能特性。Tilbrook[4]對折疊式、Y型夾芯層壓皺力學行為進行了實驗研究，并與數(shù)值仿真分析結果進行分析對比。Coté[5]通過數(shù)值仿真及實驗研究分析了蜂窩夾芯層壓潰性能，基于夾芯層單元彈性及塑性屈曲提出簡化理論分析模型，并與試驗分析結果進行對比。張延昌[6-7]分析了折疊式夾芯板結構在準靜態(tài)載荷模式下的壓皺力學行為，評估了平均壓皺強度及結構吸能特性，并指出通過優(yōu)化結構尺寸可以進一步提高結構吸能特性。目前金屬夾層板結構實際應用方面的研究相對較少，主要專注于夾層板本身力學性能的研究，而且研究中對夾芯與面板的連接焊縫采用簡化處理，忽略了夾層板激光穿透焊縫對力學性能的影響[6，8-9]。

本文以U型激光焊接夾層板為研究對象，分析夾芯壁板與上、下面板連接的穿透焊T型接頭在夾芯彎曲變形模式下的損傷過程及其極限承載能力，并研究加載速率、焊縫尺寸對極限承載能力的影響；基于此分析U型夾層板的壓皺力學行為，并研究不同焊縫處理方式、焊縫尺寸對壓皺性能的影響。

2 U型激光焊接夾層板結構設計

以在某實船上得到應用的U型夾層板作為研究載體，選取長、寬、高分別為L=640 mm，B=20 mm，H=120 mm的夾層板單元作為研究對象；其中夾芯間距l(xiāng)=100 mm，上、下面板板厚tup=tlp=3.5 mm，夾芯壁厚tc=3.5 mm，如圖1所示。

夾層板在激光焊接加工過程中不可避免地存在加工誤差，面板與夾芯之間存在相對微小的間隙，使得面板與夾芯主要依靠間隙內(nèi)的激光穿透焊縫連接，其中主要的焊縫尺寸參數(shù)為焊縫寬度 tw和焊縫厚度 hrg。 Romanoff、Janusz 等[10-11]通過對實際激光穿透焊T型接頭試件進行測量統(tǒng)計，研究表明夾芯板厚為3 mm時，tw的范圍為1.0～2.5 mm，其中tw=1.2～1.5 mm所占比例較大；hrg的范圍為0～0.2 mm，其中hrg=0.05～0.1 mm所占比例較大。本文選取T型接頭焊縫尺寸為tw=1.4 mm，hrg=0.1 mm，如圖1所示。

圖1 U型激光焊接夾層板結構尺寸示意圖Fig.1 Dimensions of U-LASCOR

3 穿透焊T型接頭極限承載能力研究

3.1 研究方案及有限元模型

U型夾層板在壓皺載荷模式下夾芯產(chǎn)生褶皺彎曲變形，該變形模式下穿透焊T型接頭主要承受夾芯變形產(chǎn)生的橫向載荷作用?；谟邢拊浖嗀baqus采用準靜態(tài)法研究穿透焊T型接頭在彎矩載荷下的損傷變形過程及其極限承載能力，并在此基礎上分析加載速率、焊縫尺寸對極限承載能力的影響。通過耦合點施加垂直于夾芯的橫向位移載荷vx=0.001 m/s模擬T型接頭所受到的橫向載荷，約束T型接頭面板六自由度（θx=θy=θz=x=y=z=0），夾芯頂端僅放松 X、Y 位移及繞 Z 軸轉角（θx=θy=z=0）。

T型接頭的夾芯壁板高度不宜過大，否則在夾芯壁板根部易產(chǎn)生塑性鉸，影響極限承載能力的確定，而且同樣加載速率下夾芯壁板高度越大需要的加載時間越長，浪費計算資源；T型接頭面板寬度太小不能較好地觀察接頭區(qū)域的應力分布。因此選取T型接頭夾芯壁板高度HT=20 mm，面板寬度LT=120 mm，采用平面應變單元建立有限元模型如圖2所示。材料密度為7 800 kg/m3，泊松比為 0.3，彈性模量為 2.1×1011Pa，最大塑性應變?yōu)?.3，采用Cowper-Symonds彈塑性材料模型[12]。定義夾芯壁板趾端與面板之間面—面接觸來模擬實際結構接觸作用。

圖2 典型穿透焊T型接頭有限元模型Fig.2 FEM model of fully penetration welding T-joint

3.2 計算結果分析

根據(jù)計算得到的T型接頭載荷—位移曲線（如圖3），可將結構損傷變形過程分為三個階段：①焊縫彈性變形階段（OA段）：載荷隨位移線性增加，應力—變形云圖如圖4（a）所示；② 焊縫塑性變形階段（AB段）：該階段隨著位移的增加，焊縫結構應力達到屈服，材料進入明顯塑性流動階段，焊縫結構的繼續(xù)承載能力較低，曲線呈現(xiàn)近似水平，但此時材料并沒有失效。其中B點對應的載荷為焊縫單獨承受的最大載荷，應力—變形云圖如圖4（b）所示；③接觸階段（BCD段）：當夾芯壁板趾端開始與面板接觸后，焊縫結構的受力發(fā)生變化，載荷重新分配，載荷—位移曲線在B點出現(xiàn)明顯的轉折點，隨后T型接頭的繼續(xù)承載能力顯著提高，如曲線BC段所示；隨著接觸區(qū)域夾芯壁板材料進入塑性，接頭的繼續(xù)承載能力下降，曲線斜率減小，應力—變形云圖如圖4（c）所示，最終由于結構材料失效而達到極限狀態(tài)D點。因此焊縫變形引起夾芯壁板趾端與面板發(fā)生接觸，使得載荷重新分配，提高了焊縫結構的極限承載能力。

圖3 典型穿透焊T型接頭載荷—位移曲線Fig.3 Force versus displacement of typical fully penetration welding T-joint

圖4 不同時刻對應的應力—變形云圖Fig.4 The stress-deformation graphs in different time

工程中常把出現(xiàn)顯著塑性流動時的載荷定義為實際極限承載能力或者工程極限載荷。根據(jù)“顯著塑性流動”的判據(jù)不同，確定實際極限承載能力的定義準則也多種多樣[13]。T型接頭在變形過程中存在接觸問題，為準確判定結構整體的極限承載能力，本文采用以下評判方法：①如果載荷—位移曲線在結構材料斷裂之前出現(xiàn)零曲率點，根據(jù)零曲率準則[14]判定該點對應的載荷為極限承載能力；②如果載荷—位移曲線無零曲率點，選取結構材料斷裂時所對應的載荷作為極限承載能力。因此該T型接頭的極限載荷為84.2 kN，對應極限狀態(tài)位移為6.16 mm，應力—變形云圖如圖4（d）所示。

3.3 加載速率對T型接頭極限承載能力的影響

采用準靜態(tài)法分析結構極限承載能力時，選擇合理的加載速率是決定分析結果的關鍵。選取v=0.005、0.01、0.015、0.02、0.025、0.03 m/s六組不同的加載速率，研究加載速率對穿透焊T型接頭極限承載能力的影響。各加載速率對應的載荷—位移曲線如圖5所示，不同加載速率對應的極限狀態(tài)位移及極限載荷如表1所示。

表1 不同加載速率對應的極限載荷計算結果Tab.1 Ulitmate load of different loading rate

圖5 不同加載速率對應的載荷—位移曲線Fig.5 Force versus displacement of different loading rate

可以看出：不同加載速率所對應的載荷—位移曲線基本重合，各加載速率下T型接頭極限狀態(tài)對應的位移及極限載荷相對誤差均在3%之內(nèi)。因此加載速率對T型接頭極限承載能力的影響較?。徊捎脺熟o態(tài)法分析極限承載能力時可以根據(jù)需要選擇合適的加載速率以提高計算精度和計算效率。

3.4 焊縫尺寸參數(shù)對T型接頭極限承載能力的影響

3.4.1 焊縫寬度

為了研究焊縫寬度對穿透焊T型接頭極限承載能力的影響，引入焊縫寬度無因次量kw=tw/tc；取hrg=0.1 mm作為基準參數(shù)，選取kw=0.1～1.0共10組數(shù)據(jù)，計算得到kw對應的T型接頭載荷—位移曲線如圖6所示。由圖中可以看出：①載荷—位移曲線呈現(xiàn)出明顯的變化規(guī)律，隨著kw增加焊縫塑性變形階段越來越不明顯，夾芯壁板趾端與面板接觸所對應的轉折點（B點）逐漸消失，當焊縫寬度等于板厚時AB段消失；主要由于焊縫寬度增加使得夾芯壁板趾端與面板接觸時間推后、接觸范圍、影響減小，同時焊縫自身的承載能力增加，使得AB段逐漸消失。②隨著kw增加結構極限載荷呈現(xiàn)近似線性的增加趨勢（如圖7所示）；主要是因為隨著焊縫寬度的增加，焊縫單獨承載的能力提高，接觸發(fā)生的時間推后，T型接頭整體承載能力提高。因此U型夾層板中增加焊縫寬度可以有效地提高焊接接頭的極限承載能力，進而提高U型夾層板的力學性能。

圖6 不同kw所對應的載荷—位移曲線Fig.6 Force versus displacement of different kw

圖7 kw與極限載荷的關系曲線Fig.7 The relationship between ultimate load and kw

3.4.2焊縫厚度

為了研究焊縫厚度對穿透焊T型接頭極限承載能力的影響，引入焊縫厚度無因次量krg=hrg/tc；取tw=2.4 mm作為基準參數(shù)，選取krg=0.005～0.125共17組數(shù)據(jù)，計算得到載荷—位移曲線如圖8所示?？梢钥闯觯孩?載荷—位移曲線趨勢基本相同并呈現(xiàn)出明顯的變化規(guī)律，隨著krg增加焊縫塑性變形階段越來越明顯，夾芯壁板趾端與面板接觸所對應的轉折點（B點）推后而且對應載荷增加，接觸階段范圍減?。恢饕捎诤缚p厚度增加使得夾芯壁板趾端與面板接觸的時間明顯推后，焊縫塑性變形階段時間增加，使得焊縫區(qū)域材料更易失效，因此極限載荷與krg呈現(xiàn)減小趨勢（如圖9所示），但在0.01≤krg≤0.075范圍內(nèi)極限載荷減小幅度較小。

圖8 不同krg所對應的載荷—位移曲線Fig.8 Force versus displacement of different krg

圖9 krg與極限載荷的關系曲線Fig.9 The relationship between ultimate load and krg

4 壓皺力學行為數(shù)值仿真分析

4.1 研究方案及有限元模型

采用重物低速沖擊U型激光焊接夾層板模擬準靜態(tài)壓皺載荷，利用非線性軟件Abaqus數(shù)值仿真分析U型夾層板的壓皺力學行為；同時研究不同的焊縫寬度及焊縫簡化處理方式、焊縫厚度對壓皺性能的影響，為U型激光焊接夾層板制造加工提供技術指導。其中重物質(zhì)量為1.5×106kg，速度為0.5 m/s；夾層板下面板約束六自由度，上面板僅放松夾層板高度方向一個自由度。夾層板結構中焊縫尺寸為：焊縫寬度tw=2.1 mm，焊縫厚度hrg=0.2 mm。采用Hex體單元建立計及焊縫的U型夾層板有限元模型，如圖10所示。

圖10 U型激光焊接夾層板有限元模型Fig.10 The FEM model of U-LASCOR

圖11 U型夾層板壓皺力—行程曲線Fig.11 Crushing loads versus compressive displacement of U-LASCOR

4.2 計算結果分析

計算得到的U型夾層板壓皺力—行程曲線（如圖11所示）中存在幾個關鍵的壓皺時刻點A、B、C、D、E、F，其中A點為壓皺力的第一個峰值點，B點為壓皺力波動階段的典型代表，C、E點為壓皺力的第二、三個峰值點，D、F分別為C、E對應的谷值點。各關鍵時刻點所對應的壓皺損傷變形圖及T型接頭處的應力—變形云圖如圖12所示，結合壓皺力—行程曲線可清楚地反映各關鍵時刻U型夾層板的損傷變形及夾芯壁板的壓皺漸進屈曲過程：

①U型夾層板受到?jīng)_擊載荷作用后壓皺力急劇增加，由于夾芯壁板屈曲失穩(wěn)，使得壓皺力達到第一峰值點A，在夾芯壁板中間出現(xiàn)塑性鉸，壓皺力急劇下降，T型接頭處于焊縫承載階段；由于初始塑性變形的存在，相鄰兩片夾芯壁板逐漸形成“X”型的變形模式，隨著壓皺行程的不斷增加，壓皺力逐漸趨于穩(wěn)定，由于T型接頭自身進入接觸階段，使得該階段T型接頭區(qū)域沒有出現(xiàn)塑性鉸（如圖12中B對應的損傷變形圖所示）。

②隨著壓皺行程的繼續(xù)增加，產(chǎn)生“X”型變形模式的相鄰兩片夾芯壁板在塑性鉸處開始相互接觸，壓皺力小幅度增加至峰值點C；夾芯壁板與下面板連接的T型接頭開始出現(xiàn)塑性鉸。之后隨著壓皺行程的繼續(xù)增加，兩片夾芯壁板形成的“X”型的下半段開始分別與下面板接觸，壓皺力再次增加至峰值點E。T型接頭進入接觸階段后，由于接頭區(qū)域塑性鉸的出現(xiàn)使得T型接頭所承受的橫向載荷始終保持在極限載荷范圍之內(nèi)，T型接頭均未被破壞。

③隨著壓皺行程的繼續(xù)增加，夾芯壁板開始進入壓實階段，壓皺力開始迅速增加。

圖12 U型激光焊接夾層板損傷變形圖和T型接頭應力—變形云圖Fig.12 Deformation graphs of U-LASCOR and stress-deformation graphs of T-joint

4.3 焊縫寬度及焊縫簡化處理方式對壓皺性能的影響

在基準參數(shù)的基礎上選取焊縫寬度無因次量kw=tw/tc=0.4、0.6、0.8、1.0，研究焊縫寬度以及焊縫簡化處理方式對壓皺性能的影響。有限元技術中常用的穿透焊縫簡化處理方式有：①焊縫簡化方式1：理想穿透焊縫—焊縫寬度與夾芯壁板壁厚相同，即kw=1.0時對應焊縫寬度tw=3.5 mm；②焊縫簡化方式2：理想連接—夾芯與面板直接連接，不考慮焊縫的存在。三種不同穿透焊縫處理方式對應的焊縫區(qū)域有限元網(wǎng)格分布如表2所示。

表2 不同焊縫處理方式對應的焊縫區(qū)域網(wǎng)格分布Tab.2 The mesh of different laser welds model

圖13 不同焊縫處理方式對應的壓皺力—行程曲線Fig.13 The crushing loads versus compressive displacement of different twand modeling methods of welds

根據(jù)各模型計算得到的壓皺力—行程曲線（如圖13所示）可以看出：T-1、T-2和T-3對應的壓皺力—行程曲線趨勢基本相同，壓皺力峰值大小相對誤差均在5%以內(nèi)；S-2對應的壓皺力峰值載荷、平穩(wěn)階段的壓皺力載荷均明顯高于S-1結構，壓皺力峰值點增加19.8%。典型穿透焊縫對應的壓皺力曲線與簡化方式對應的壓皺力曲線區(qū)別在于：典型穿透焊縫的壓皺力先經(jīng)歷一段緩慢增加后進入壓實階段，但簡化方式焊縫對應的壓皺力直接進入壓實階段。

表3 不同焊縫寬度及焊縫處理方式對應的壓皺性能參數(shù)Tab.3 Crushing performance of twand laser welds model

根據(jù)不同焊縫寬度及不同焊縫處理方式對應的壓皺性能參數(shù)（如表3所示）可以看出：① 隨著焊縫寬度的增加，夾層板結構的各項壓皺性能參數(shù)均呈現(xiàn)小幅度增加趨勢，但焊縫寬度變化較大對壓皺性能影響較大；② 兩種簡化處理方式（S-1、2）對應的各項壓皺性能參數(shù)明顯大于典型穿透焊縫（T-1、2、3）對應的壓皺性能參數(shù)，而且比吸能、比壓皺強度相對誤差均大于5%；③S-2與S-1對應的壓皺性能參數(shù)相當，各壓皺性能參數(shù)相對誤差均在5%以內(nèi)。因此，焊縫寬度增加可以提高U型夾層板壓皺性能，在夾層板制造中應盡量提高激光穿透焊T型接頭的焊縫寬度；焊縫處理方式對U型夾層板壓皺性能有一定程度的影響，采用焊縫簡化處理方式計算得到的壓皺性能較大，兩種簡化處理方式在有限元技術中可以通用。

圖14 不同焊縫厚度對應的T型焊縫處有限元模型Fig.14 The mesh of different thickness of laser welds

4.4 焊縫厚度對壓皺性能的影響

在基準參數(shù)的基礎上選取焊縫厚度無因次量krg=hrg/tc=0.028 5、0.042 8、0.057 1、0.071 4、0.142 8，研究焊縫厚度對壓皺性能的影響。不同焊縫厚度hrg對應的U型夾層板焊縫處的網(wǎng)格分布如圖14所示。

不同焊縫厚度對應的壓皺力—行程曲線如圖15所示。可以看出：不同焊縫厚度對應的壓皺力峰值點大小相當，相對誤差都在7%以內(nèi)；不同焊縫厚度對應的壓皺力曲線趨勢相同，區(qū)別僅在于壓實階段壓皺力的增加趨勢。

根據(jù)不同焊縫厚度對應的壓皺性能參數(shù)（如表4所示）可以看出：隨著焊縫厚度的增加各壓皺性能參數(shù)均呈現(xiàn)小幅度增加趨勢，但焊縫厚度變化較大必然對U型夾層板壓皺性能產(chǎn)生較大的影響。

圖15 不同焊縫厚度對應的壓皺力—行程曲線Fig.15 The crushing loads versus compressive displacement of different hrg

表4 不同焊縫厚度對應的壓皺性能參數(shù)Tab.4 Crushing performance of different hrg

5 結 語

1 ）在整理U型激光焊接夾層板T型穿透型焊縫結構尺寸參數(shù)的基礎上，利用有限元軟件Abaqus數(shù)值仿真研究得到了彎曲變形模式下T型接頭的損傷過程及極限承載能力，研究表明焊縫變形引起夾芯壁板趾端與面板發(fā)生接觸，使得載荷重新分配，提高了T型接頭的極限承載能力。準靜態(tài)加載速率對極限承載能力影響不大，焊縫寬度與極限承載能力近似呈現(xiàn)線性關系，焊縫厚度在一定范圍內(nèi)對極限承載能力有較大影響。

2 ）計及焊縫的U型激光焊接夾層板在橫向壓皺載荷作用下夾芯發(fā)生屈曲、褶皺變形，承擔主要的承載、吸能結構，初始塑性變形可引導夾芯壁板形成“X”型的變形模式，T型接頭處產(chǎn)生的塑性鉸保護了T型接頭不進入極限狀態(tài)。U型夾層板壓皺性能隨焊縫寬度、焊縫厚度的增加呈現(xiàn)小幅度增加趨勢，但焊縫尺寸變化較大會對壓皺性能產(chǎn)生較大影響，因此在夾層板制造中應盡量提高激光焊接加工精度，提高焊縫尺寸。

3 ）采用焊縫簡化處理方式計算得到的壓皺性能比實際焊縫的壓皺性能大，兩種焊縫簡化處理方式對應計算得到的壓皺性能相當，在有限元技術中兩種簡化方式可以通用。在U型激光焊接夾層板壓皺性能有限元分析時，如果焊縫寬度無因次量kw≤0.8則須采用實際穿透焊縫型式進行有限元分析；如果焊縫無因次量kw＞0.8則可以根據(jù)需要采用兩種簡化方式中的任何一種進行近似計算。

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Research of crushing behavior of laser-welded corrugated-U type-core sandwich panels considering laser fully penetration welds

WANG Guo1,2,ZHANG Yan-chang2,LIU Kun1

(1 School of Naval Architecture and Ocean Engineering,Jiangsu University of Science and Technology,Zhenjiang 212003,China;2 Marine Design and Research Institute of China,Shanghai 200011,China)

Laser-welded corrugated-U type-core sandwich panels(U-LASCOR)is wide application prospect in vessel protection.Based on the nonlinear finite element software Abaqus the deformation and ultimate strength of laser fully penetration welding T-jiont in the U-LASCOR under moment was researched.And the influence of the loading rate and the welds size was discussed.Then the crushing resistance performance of U-LASCOR was researched and the influence of the welds model methods and the welds size on the crushing behavior was researched.Results show that the contact between the shell surface and the core plate improves the ultimate strength of T-jiont.The loading rate has little influence on the ultimate strength,while different laser welds size have different influence.The core plates of U-LASCOR shows excellent energy absorption characteristic during the crushing behavior.The crushing resistance performance has little increase when the welds size increases;and the crushing resistance performance of the model with sim-

plified welds is superior to laser welds model.

laser-welded corrugated-U type-core sandwich panels(U-LASCOR);fully penetration welding T-jiont;ultimate strength;crushing resistance performance;parametric influence

U663 O344

A

10.3969/j.issn.1007-7294.2014.05.011

1007-7294（2014）05-0565-09

2013-09-21

王 果（1988-），男，碩士研究生，E-mail：wg198885@126.com;

張延昌（1977-），男，博士，江蘇科技大學副教授；

劉 昆（1984-），男，博士研究生。

book=573,ebook=421