袁奎霖，洪明

1大連理工大學(xué)運(yùn)載工程與力學(xué)學(xué)部船舶工程學(xué)院，遼寧大連116024

2工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧大連116024

超聲沖擊處理改善焊接接頭疲勞性能的數(shù)值研究

袁奎霖1，2，洪明1，2

1大連理工大學(xué)運(yùn)載工程與力學(xué)學(xué)部船舶工程學(xué)院，遼寧大連116024

2工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧大連116024

超聲沖擊處理（UIT）作為一種有效的焊后改善焊接接頭疲勞性能的工藝措施，近年來在國內(nèi)外船舶行業(yè)受到了廣泛關(guān)注。為評(píng)價(jià)UIT技術(shù)對(duì)焊接接頭疲勞強(qiáng)度的影響，提出一套新的數(shù)值分析方法，包括焊接數(shù)值模擬、超聲沖擊處理過程的彈塑性動(dòng)態(tài)有限元分析，以及基于斷裂力學(xué)的疲勞強(qiáng)度評(píng)估。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)。以非承載十字焊接接頭為研究對(duì)象，將預(yù)測的超聲沖擊處理前后的殘余應(yīng)力分布及疲勞強(qiáng)度與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，兩者吻合較好。

超聲沖擊處理；殘余應(yīng)力；有限元分析；超聲波促成軟化效應(yīng)；斷裂力學(xué)；疲勞強(qiáng)度

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20160921.1326.014.html期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

引用格式：袁奎霖，洪明.超聲沖擊處理改善焊接接頭疲勞性能的數(shù)值研究［J］.中國艦船研究，2016，11（5）：91-99.

YUAN Kuilin，HONG Ming.Numerical study on fatigue properties of welded joints improved by ultrasonic impact treatmen［tJ］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（5）：91-99.

0　引言

隨著艦船大型化和輕量化的發(fā)展，采取有效的工藝措施改善高強(qiáng)度鋼焊接接頭疲勞性能成為一個(gè)重要的研究課題［1］。超聲沖擊處理（Ultrasonic Impact Treatment，UIT）是一種效果顯著的焊后改善接頭疲勞性能的工藝措施［2］，近年來，國際焊接學(xué)會(huì)IIW［3］和各國船級(jí)社［4-5］先后對(duì)其頒布了相應(yīng)的規(guī)范要求和疲勞設(shè)計(jì)準(zhǔn)則。

了解UIT前后殘余應(yīng)力的變化規(guī)律是研究UIT改善焊接結(jié)構(gòu)疲勞性能的關(guān)鍵問題。目前，對(duì)此主要是通過實(shí)驗(yàn)測試進(jìn)行［6-8］，由于受到費(fèi)用條件的限制，有學(xué)者就嘗試采用準(zhǔn)靜態(tài)［9-10］或動(dòng)態(tài)［11-12］有限元分析對(duì)UIT后的殘余應(yīng)力場進(jìn)行數(shù)值模擬。現(xiàn)有的研究大多忽略了焊接殘余應(yīng)力的影響，且忽略了實(shí)際存在的超聲促成材料軟化效應(yīng)［2，13］，因而計(jì)算的內(nèi)部殘余應(yīng)力分布與焊趾形狀不能同時(shí)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合。

利用有限元軟件SYSWELD和LS-DYNA，在考慮實(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)度鋼AH36非承載十字焊接接頭的焊接過程及隨后的UIT過程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析UIT對(duì)焊接接頭殘余應(yīng)力分布及焊趾形狀的影響。并在此基礎(chǔ)上利用斷裂力學(xué)方法，對(duì)UIT前后的焊接接頭疲勞強(qiáng)度進(jìn)行定量評(píng)估。

1　超聲沖擊處理裝備工作原理

1.1超聲沖擊

UIT技術(shù)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回撞擊。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)的超聲頻振動(dòng)和超聲頻應(yīng)力波會(huì)削弱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)象稱為超聲沖擊［2］。

根據(jù)Statnikov的沖擊力測試結(jié)果［2］，本文對(duì)超聲沖擊現(xiàn)象進(jìn)行了一定的簡化和假設(shè)。如圖2所示，沖擊針每次與試件相接觸時(shí)都會(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［2］，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)度鋼焊接接頭常用的超聲頻率ful為27 kHz［2］，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［11-12］：

式中，A為變幅桿輸出端振幅。

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

圖2　超聲沖擊模型化Fig.2Modeling of ultrasonic impact

1.2超聲軟化效應(yīng)

金屬塑性加工業(yè)應(yīng)用超聲波技術(shù)起源于20世紀(jì)50年代奧地利的Blaha等［14］對(duì)單晶鋅進(jìn)行的一次靜態(tài)拉伸試驗(yàn)，當(dāng)施加了超聲振動(dòng)時(shí)，首次觀察到材料屈服應(yīng)力和流動(dòng)應(yīng)力降低的現(xiàn)象，這種現(xiàn)象稱為超聲軟化效應(yīng)或Blaha效應(yīng)。之后，許多學(xué)者［15-16］發(fā)現(xiàn)超聲軟化效應(yīng)同樣存在于諸如鋁、銅、鋼等不同金屬材料中，并利用其對(duì)塑性加工獨(dú)特的作用機(jī)理發(fā)展了超聲切割［17］、擠壓［18］和焊接［19］等工藝。

在超聲沖擊過程中，由于沖擊針與試件接觸處于動(dòng)態(tài)變化狀態(tài)，因而超聲振動(dòng)的傳遞是間斷性的，致使其中的超聲軟化現(xiàn)象變得更加復(fù)雜。為了確認(rèn)超聲沖擊處理中超聲軟化效應(yīng)的機(jī)理，Statnikov［2］分別進(jìn)行了如圖3所示的3種拉伸試驗(yàn)，以驗(yàn)證超聲沖擊過程中的軟化效應(yīng)。由圖3（b）的變形與拉伸力曲線可知，相對(duì)于正常狀態(tài)，材料的抗張強(qiáng)度在超聲沖擊下有明顯的降低，僅次于直接傳遞超聲振動(dòng)的情況。

圖3　超聲拉伸試驗(yàn)［2］Fig.3Ultrasonic-assisted tension tests［2］

在所調(diào)查的文獻(xiàn)范圍內(nèi)，未發(fā)現(xiàn)有能夠考慮超聲軟化效應(yīng)的本構(gòu)關(guān)系模型。因此，本文根據(jù)其物理現(xiàn)象，在已知的應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系中引入了一個(gè)假定的屈服應(yīng)力下降率η，如下式：

式中：σo為正常狀態(tài)下塑性應(yīng)變對(duì)應(yīng)的流動(dòng)應(yīng)力；σul為在超聲振動(dòng)下相應(yīng)的流動(dòng)應(yīng)力。

2　數(shù)值模擬分析

如圖4所示，通過有限元分析，模擬焊接以及隨后的超聲波沖擊處理過程，得到超聲沖擊處理前后焊接接頭殘余應(yīng)力分布，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比驗(yàn)證了模型有效性。

圖4　數(shù)值模擬流程圖Fig.4Flowchart of numerical simulation

2.1分析對(duì)象

分析對(duì)象選取了Suzuki等［20］在殘余應(yīng)力測試實(shí)驗(yàn)中使用的船用高強(qiáng)度鋼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：直徑3 mm針頭，超聲發(fā)生器頻率27 kHz，振幅30 μm，處理速度約10 mm/s。超聲沖擊處理前后焊趾表面及沿板厚方向的殘余應(yīng)力分布由X線法和中子衍射法的組合方法測得。

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

2.2焊接模擬

利用焊接有限元軟件SYSWELD對(duì)接頭的焊接過程進(jìn)行模擬。考慮到計(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)反復(fù)數(shù)值試驗(yàn)［21］后確定建立一厚度4 mm的對(duì)稱的三維有限元模型。如圖6所示，對(duì)試件施加對(duì)稱面約束（UX=0），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 mm×0.1 mm×0.2 mm。

溫度場分析中，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［22］施加在焊縫單元上。環(huán)境溫度20℃下，對(duì)模型的對(duì)稱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)焊接過程間的冷卻時(shí)間設(shè)為1 h。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)化模式。此外，還考慮了材料隨溫度變化的熱物理和力學(xué)性能參數(shù)，如圖7所示。

圖6　焊接有限元模型Fig.6FE model for welding

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

2.3超聲沖擊模擬

如圖8所示，在焊接接頭模型上添加沖擊針模型，將預(yù)測得到的焊接殘余應(yīng)力作為初始預(yù)應(yīng)力，利用LS-DYNA的動(dòng)態(tài)顯式分析方法對(duì)超聲沖擊過程進(jìn)行模擬。直徑3 mm的半橢球頭沖擊針模型是彈性模量206 GPa，泊松比0.3，質(zhì)量1.5 g［10］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5 m/s連續(xù)撞擊焊趾同一位置30次，相當(dāng)于1次超聲沖擊?？紤]到實(shí)際處理過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步長沿Z方向平移沖擊針。按照先上后下的順序?qū)χ靼迳蟽傻篮缚p執(zhí)行超聲沖擊處理。此外，沖擊過程的接觸參數(shù)做如下設(shè)定：以懲罰算法定義沖擊處理的接觸過程，沖擊針與處理表面間摩擦系數(shù)取0.2。

圖8　超聲沖擊處理有限元模型Fig.8FE model for UIT

圖9　軟化區(qū)域與非軟化區(qū)域的應(yīng)力—應(yīng)變輸入Fig.9Input data of stress-strain for softening zones and non-softening zones

接頭模型為雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化的彈塑性體。為了考慮超聲軟化效應(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。本文通過反復(fù)比較預(yù)測和實(shí)測的焊趾形狀，間接確定了軟化區(qū)域的屈服應(yīng)力下降率η=40%。

2.4模擬結(jié)果與分析

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0.1～0.2 mm深的相對(duì)圓滑的凹槽［6-8］。如圖10所示，本文通過反復(fù)比較預(yù)測的和由激光位移傳感器實(shí)測［20］的壓痕深度d以及焊趾過渡半徑r，間接確定了軟化區(qū)域的屈服應(yīng)力下降率η。由圖10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、過渡半徑r=2.05 mm的凹槽，與測量結(jié)果吻合很好。

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11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)榱藲堄鄩簯?yīng)力。

圖10　通過比較焊趾形狀確定屈服應(yīng)力下降率ηFig.10Determination of yield stress reduction parameterηby comparing the treated weld toe shapes

圖11橫向殘余應(yīng)力云圖Fig.11Contours of transverse residual stress

圖12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)果與實(shí)測結(jié)果［20］的對(duì)比，可以看出兩者吻合較好，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)測存在一定的誤差。產(chǎn)生誤差的主要原因是：

1）例如，凹槽等不平整區(qū)域影響X線衍射法的測試精度［8］。

圖12　計(jì)算和實(shí)測［20］橫向殘余應(yīng)力分布對(duì)比Fig.12Comparison of the predicted transverse residual stress distributions to experimental measurements［20］

2）在實(shí)際沖擊過程中，沖擊區(qū)域表面很可能有金屬屑釋放出來［7］，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：在焊接過程中，焊縫金屬熔化后隨降溫冷卻凝固產(chǎn)生收縮，而附近的金屬阻礙其收縮，結(jié)果在焊趾表面附近出現(xiàn)了殘余拉應(yīng)力，又因殘余應(yīng)力的自相平衡性，在接頭內(nèi)部產(chǎn)生了壓應(yīng)力；在超聲沖擊處理過程中，在焊趾區(qū)表面形成一定深度的壓縮塑性變形層，塑性層因受周圍金屬的彈性約束而使沖擊區(qū)域表面產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力，且該壓應(yīng)力隨著深度的增加急劇下降，而后主板中心附近變成拉應(yīng)力。

3　焊接接頭疲勞強(qiáng)度評(píng)估

目前，關(guān)于超聲沖擊處理后的焊接接頭疲勞強(qiáng)度評(píng)估主要采用基于名義應(yīng)力或熱點(diǎn)應(yīng)力的S-N曲線法［3］。本文采用了基于裂紋擴(kuò)展理論的疲勞壽命評(píng)估方法，以考慮初始缺陷、應(yīng)力集中和殘余應(yīng)力等的影響。

3.1應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算

因按照實(shí)際焊趾形狀建立焊接接頭有限元模型的過程相當(dāng)繁瑣，在此采用Tsuji［23］的經(jīng)驗(yàn)公式，簡便地計(jì)算了受拉伸載荷時(shí)非承載十字焊接接頭焊趾處的應(yīng)力集中系數(shù)Kt。

根據(jù)試件的實(shí)際尺寸，式中：主板板厚T=16 mm；聯(lián)接板板厚Tp=16 mm；焊腳長度l=7 mm；焊趾傾角θ=45°；處理前、后焊趾過渡半徑r分別為0.25和2 mm［20］。由計(jì)算可知，超聲沖擊處理后焊趾表面的應(yīng)力集中系數(shù)Kt從焊態(tài)的4.22下降到了2.22。

為進(jìn)一步研究疲勞裂紋的擴(kuò)展行為，利用Glinka［24］切口根附近的應(yīng)力近似公式（圖13和式（6））與彈性有限元分析相結(jié)合的方法，對(duì)超聲沖擊處理前后焊接接頭承受拉伸載荷時(shí)焊趾處沿板厚方向應(yīng)力分布σx（y）的變化規(guī)律進(jìn)行了分析。由于應(yīng)力分布沿板厚方向呈對(duì)稱性，因此取1/2板厚計(jì)算結(jié)果，如圖14所示。

式中：σn為名義應(yīng)力；Kt為焊趾表面的應(yīng)力集中系數(shù)；r為切口根半徑（相當(dāng)于焊趾過渡半徑）。

圖13　Glinka公式中記號(hào)和坐標(biāo)Fig.13Symbol and coordinate in Glinka's equation

圖14　Kt沿板厚方向的變化Fig.14Ktalong thickness direction

3.2疲勞裂紋擴(kuò)展分析

采用權(quán)函數(shù)法［25］，分別計(jì)算半橢圓表面裂紋最深點(diǎn)A處和表面點(diǎn)C處（圖15）的應(yīng)力強(qiáng)度因子KI。

式中：σx（y）為沿板厚Y方向上的應(yīng)力分布；a為表面裂紋深度；c為表面裂紋半長；mA（y，a，c）和mC（y，a，c）分別為對(duì)應(yīng)于表面裂紋最深處和表面處的權(quán)函數(shù)［25］；B和T分別為主板寬度和厚度。

圖15　焊趾處的表面裂紋Fig.15Surface crack at the weld toe

采用基于有效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值ΔKeff的修正Paris-Elber裂紋擴(kuò)展速率公式［26］：

式中：Kmax和Kmin分別為最大和最小載荷時(shí)的應(yīng)力強(qiáng)度因子；Kres為殘余應(yīng)力對(duì)應(yīng)的應(yīng)力強(qiáng)度因子；Reff為可以反映殘余應(yīng)力影響的有效循環(huán)應(yīng)力比；（ΔKeff）th為有效應(yīng)力強(qiáng)度因子幅值下限；C和m為材料常數(shù)。假定在主板中央焊趾處萌生了深度0.2 mm的單一半圓形表面裂紋，裂紋深度擴(kuò)展到80%主板厚時(shí)計(jì)算停止。因本方法主要針對(duì)船用高強(qiáng)度鋼，故取C=1.45×10-11，m=2.75，（ΔKeff）th=2.45MPa·m1/2［26］。

3.3計(jì)算結(jié)果

Suzuki等［20］分別對(duì)焊態(tài)接頭（圖16中的AW）和超聲沖擊處理接頭（圖16中的UIT）施加了應(yīng)力幅值為80～200 MPa和220～300 MPa的循環(huán)拉伸載荷，在應(yīng)力比R=0.1的恒幅載荷條件下進(jìn)行了疲勞試驗(yàn)。該疲勞試驗(yàn)結(jié)果［20］與本文計(jì)算結(jié)果的對(duì)比如圖16和表1所示。作為參考，IIW推薦的超聲沖擊處理前后非承載十字焊接接頭（屈服強(qiáng)度范圍355～550 MPa，應(yīng)力比R≤0.15）的疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)等級(jí)分別為FAT80和FAT140［3］。可以看出，因本文方法可以考慮應(yīng)力集中和殘余應(yīng)力的影響，疲勞強(qiáng)度的計(jì)算值與試驗(yàn)值基本一致，特別是相對(duì)于S-N曲線方法，超聲沖擊處理后的計(jì)算結(jié)果吻合較好。需要說明的是，焊態(tài)接頭的計(jì)算結(jié)果略偏危險(xiǎn)是因?yàn)楸疚挠?jì)算模型沒有考慮焊趾處可能發(fā)生多點(diǎn)初始裂紋萌生、成長與合并的行為，對(duì)此，在將來的工作中需要進(jìn)一步改進(jìn)。

圖16　計(jì)算S-N曲線與疲勞試驗(yàn)結(jié)果［20］對(duì)比Fig.16Comparison of the predicted S-N curves to the fatigue test results［20］

表1　2×106周次情況下的疲勞強(qiáng)度Tab.1Fatigue strength at 2×106cycles

圖17為在相同循環(huán)載荷條件下，焊態(tài)接頭和超聲沖擊處理態(tài)接頭中表面裂紋擴(kuò)展形態(tài)模擬結(jié)果的對(duì)比。在焊態(tài)接頭中，因焊趾表面存在較高的應(yīng)力集中和焊接殘余拉應(yīng)力，裂紋沿表面方向的擴(kuò)展速率高于沿板厚方向的，使得初始半圓形表面裂紋逐漸擴(kuò)展為扁長的半橢圓狀形態(tài)。另一方面，超聲沖擊后焊趾附近的殘余壓應(yīng)力阻礙了表面處裂紋的開口，從而延緩了裂紋擴(kuò)展，最終裂紋演變?yōu)榭v橫比a/c相對(duì)較大的半橢圓狀。

4　結(jié)論

本文給出了一套評(píng)價(jià)超聲沖擊處理對(duì)焊接接頭疲勞性能影響的數(shù)值分析方法，針對(duì)非承載十字焊接接頭的焊接過程和超聲沖擊處理過程，在考慮實(shí)際工藝參數(shù)和超聲軟化效應(yīng)的基礎(chǔ)上，建立了有限元模型，對(duì)處理前后焊接接頭的殘余應(yīng)力分布進(jìn)行了分析比較，然后利用基于裂紋擴(kuò)展理論的斷裂力學(xué)方法對(duì)焊接接頭疲勞強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)估，得到以下結(jié)論：

1）當(dāng)超聲沖擊數(shù)值模型中考慮了超聲軟化效應(yīng)時(shí)，沖擊區(qū)域更容易產(chǎn)生塑性變形，且預(yù)測的內(nèi)部殘余應(yīng)力分布及焊趾形狀與實(shí)驗(yàn)測量的結(jié)果吻合較好。

2）相對(duì)于S-N曲線方法，本文采用的基于裂紋擴(kuò)展理論的疲勞強(qiáng)度評(píng)價(jià)方法可以考慮初始缺陷、應(yīng)力集中和殘余應(yīng)力等影響，能更準(zhǔn)確地反映超聲沖擊處理對(duì)焊接接頭疲勞強(qiáng)度的改善效果。

3）數(shù)值計(jì)算和實(shí)驗(yàn)結(jié)果證明，超聲沖擊處理能在消除焊趾區(qū)焊接殘余拉應(yīng)力的同時(shí)在沖擊區(qū)域形成有益的殘余壓應(yīng)力場，并且有效降低了焊趾表面附近的應(yīng)力集中程度，從而大幅改善了焊接接頭的疲勞強(qiáng)度，該技術(shù)對(duì)于高強(qiáng)度鋼在船舶及海洋結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用具有重要的推動(dòng)作用。

圖17　表面裂紋形狀變化Fig.17Evolution of surface crack shapes

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Numerical study on fatigue properties of welded joints improved by ultrasonic impact treatment

YUAN Kuilin1，2，HONG Ming1，2
1 School of Naval Architecture Engineering，F(xiàn)aculty of Vehicle Engineering and Mechanics，Dalian University of Technology，Dalian 116024，China
2 State Key Laboratory of Structural Analysis for Industrial Equipment，Dalian 116024，China

Ultrasonic Impact Treatment（UIT）has recently attracted considerable attention in the ship industry as an effective post-welding improvement method for welded joints.In order to evaluate the effect of UIT on the fatigue properties of welded joints，we propose a novel numerical analysis approach including welding simulation，dynamic elastic-plastic Finite Element Analysis（FEA）of the UIT process，and the evaluation of the fatigue strength of welded joints based on fracture mechanics.In the FEA model，the actual process parameters and ultrasonic-induced material softening，appropriately adjusted to fit the experimental results，are considered.The predicted residual stress distributions and fatigue strength of non-load-carrying cruciform joints before and after UIT are compared with the experimental results，and show a fairly high level of agreement.

Ultrasonic Impact Treatment（UIT）；residual stress；Finite Element Analysis（FEA）；ultrasonic-induced softening effect；fracture mechanics；fatigue strength

U671.8

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.05.014

2016-01-16網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2016-9-21 13:26

中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目（DUT16RC（3）018）

袁奎霖，男，1987年生，博士，講師。研究方向：焊接結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力及疲勞強(qiáng)度分析。

E-mail：yuan_kuilin@dlut.edu.cn

洪明（通信作者），男，1959年生，博士，教授。研究方向：結(jié)構(gòu)失效、振動(dòng)和噪聲機(jī)理、預(yù)報(bào)及控制。E-mail：mhong@dlut.edu.cn