郭文舉 郭楠 馬喜強(qiáng) 楊芳

摘要：針對(duì)Q235薄平板TIG焊接產(chǎn)生的失穩(wěn)變形復(fù)雜且難以控制的問(wèn)題，研究了薄平板失穩(wěn)的判定方法，闡明了薄平板在整個(gè)焊接及冷卻過(guò)程中的失穩(wěn)變形狀態(tài)，分析了薄平板焊接失穩(wěn)演變機(jī)理。研究表明，Q235薄平板在TIG堆焊及冷卻過(guò)程中，失穩(wěn)變形狀態(tài)由拱形逐漸向反馬鞍形過(guò)渡;失穩(wěn)變形由焊縫周邊的壓應(yīng)力引起并且在焊接加熱過(guò)程中發(fā)生;薄平板位移式的內(nèi)應(yīng)力加載方式使得失穩(wěn)變形過(guò)程存在于兩個(gè)變形拐點(diǎn)之間。

關(guān)鍵詞：薄平板;焊接;失穩(wěn);變形;演變

中圖分類號(hào)：TG404? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A? ? ? ? ?文章編號(hào)：1001-2003（2021）12-0090-06

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.12.18

0? ? 前言

薄平板焊接結(jié)構(gòu)件具有外觀良好、設(shè)計(jì)靈活、生產(chǎn)成本較低等優(yōu)點(diǎn)，在提倡輕量化、經(jīng)濟(jì)性、低碳環(huán)保的汽車、輪船、航空航天等制造業(yè)中發(fā)揮著舉足輕重的作用。

焊接失穩(wěn)是一種壓內(nèi)力和拉應(yīng)力相互作用產(chǎn)生的現(xiàn)象，當(dāng)焊縫縱向收縮產(chǎn)生的殘余壓縮應(yīng)力大于臨界應(yīng)力，結(jié)構(gòu)將發(fā)生失穩(wěn)變形。相對(duì)于由外載荷引起的矩形薄板失穩(wěn)，薄平板的焊接失穩(wěn)變形在壓應(yīng)力分布、加載方式等方面存在明顯的不同，這是因?yàn)橐鸷附颖“灏l(fā)生失穩(wěn)的不是外部施加的載荷，而是存在于薄板內(nèi)部與拉應(yīng)力自平衡的焊接殘余壓應(yīng)力。焊接殘余壓應(yīng)力在板內(nèi)與拉應(yīng)力平衡，在縱向呈現(xiàn)中間為拉應(yīng)力，兩邊為壓應(yīng)力的分布規(guī)律，不同于受壓薄板內(nèi)部均為壓應(yīng)力的分布規(guī)律。

為探明薄平板在焊接工藝中產(chǎn)生失穩(wěn)的原因，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者從薄平板失穩(wěn)機(jī)理、失穩(wěn)形態(tài)、失穩(wěn)影響因素等方面進(jìn)行了研究。Milad[1]等針對(duì)焊接殘余應(yīng)力和初始撓度的具體特征，研究了考慮初始撓度和焊接殘余應(yīng)力的加筋鋁板的彈性局部屈曲強(qiáng)度。Yi[2]等采用熱彈塑性有限元法獲得了板料熱應(yīng)力數(shù)據(jù)庫(kù)，提出焊接引起的板料內(nèi)部雙向壓應(yīng)力經(jīng)驗(yàn)公式，并有效阻止了焊接熱屈曲的發(fā)生。Huang TD等[3]根據(jù)薄板外載荷失穩(wěn)理論提出了焊接失穩(wěn)變形在四邊簡(jiǎn)支約束條件下的臨界失穩(wěn)壓應(yīng)力的表達(dá)式，焊接失穩(wěn)變形與薄板的尺寸、材料、焊接工藝、焊接參數(shù)等有關(guān)。Wang[4-5]等采用固有應(yīng)變法研究薄板失穩(wěn)變形，研究表明，縱向固有收縮是板料焊接發(fā)生失穩(wěn)變形的主要原因，初始撓度與固有彎曲缺陷促使了失穩(wěn)變形的發(fā)生。

張景祺[6]等基于能量準(zhǔn)則判定的薄板穩(wěn)定理論建立了316L超薄板激光焊接頭失穩(wěn)變形的有限元模型，探討了薄板臨界失穩(wěn)載荷與其尺寸的數(shù)值關(guān)系，研究表明，在較低熱輸入下，超薄金屬板產(chǎn)生凹凸變形，在較高熱輸入下產(chǎn)生反向的凸凹變形。王珂巖[7]等采用XTDIC三維數(shù)字散斑系統(tǒng)研究了高強(qiáng)鋼薄板T型接頭焊接動(dòng)態(tài)變形規(guī)律，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在T型接頭高強(qiáng)鋼薄板焊接過(guò)程中，翼板會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的失穩(wěn)變形，提高翼板的屈服強(qiáng)度可以避免失穩(wěn)變形。周亮[8]考慮初始?xì)堄鄳?yīng)力對(duì)焊接殘余應(yīng)力分布及其數(shù)值的影響，獲得了焊接殘余應(yīng)力的分布規(guī)律和判斷焊接過(guò)程中是否出現(xiàn)失穩(wěn)變形的依據(jù)。郭敏[9]采用順序耦合熱彈塑性有限元法對(duì)船體典型加筋薄板結(jié)構(gòu)進(jìn)行了單邊焊接數(shù)值模擬，研究表明，結(jié)構(gòu)件焊接殘余應(yīng)力分布受焊接熱輸入影響較大，隨著熱輸入的增加，面板內(nèi)殘余壓應(yīng)力量值也隨之增大，超過(guò)了結(jié)構(gòu)臨界失穩(wěn)載荷后引起屈曲變形。陳家權(quán)[10]采用以熱彈性為基礎(chǔ)的有限元數(shù)值模擬與薄板結(jié)構(gòu)穩(wěn)定理論相結(jié)合的方法，對(duì)薄板焊接屈曲變形進(jìn)行了計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬，并且分析了約束類型、單元尺寸、長(zhǎng)寬比對(duì)薄板焊接屈曲載荷的影響，最后得出焊接薄板的屈曲失穩(wěn)判據(jù)。王江超[11]等以焊縫的固有變形為依據(jù)，闡明了船用鋼薄板對(duì)接焊失穩(wěn)變形產(chǎn)生的內(nèi)在機(jī)理，通過(guò)激光焊、瞬態(tài)熱拉伸、隨焊激冷和間斷焊四種工藝來(lái)減小固有變形的數(shù)值，并控制薄板對(duì)接焊接頭可能產(chǎn)生的失穩(wěn)變形。

在焊縫處產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力會(huì)引起薄板面外失穩(wěn)變形，這種位移的加載形式與直接加載載荷相比更加穩(wěn)定，是目前焊接結(jié)構(gòu)件應(yīng)用中的研究熱點(diǎn)，對(duì)汽車、輪船等制造業(yè)有重要的指導(dǎo)意義。文中采用數(shù)值模擬方法研究焊接失穩(wěn)演變機(jī)理，為薄壁構(gòu)件焊接工藝優(yōu)化提供理論指導(dǎo)。

1 薄板焊接失穩(wěn)判定

1.1 特征值失穩(wěn)判據(jù)

采用特征值法進(jìn)行焊接薄板失穩(wěn)分析時(shí)，結(jié)構(gòu)的臨界失穩(wěn)載荷可以看成是由焊接冷卻產(chǎn)生的收縮載荷，臨界載荷定義為：

式中 λ為特征值;E為常溫下的楊氏模量; α為線膨脹系數(shù);Ap為焊縫塑性變形區(qū)面積;ΔT為單位溫度。

焊接收縮載荷定義為：

式中 εp為塑性變形區(qū)應(yīng)變。

若焊接收縮載荷Ff大于臨界失穩(wěn)載荷Fc時(shí)，薄板將發(fā)生失穩(wěn)變形。因此，薄板焊接特征值失穩(wěn)變形產(chǎn)生的判據(jù)為

1.2 薄板焊接失穩(wěn)判定

薄板尺寸為300 mm×200 mm×3 mm，材料為Q235，焊接工藝為TIG焊，采用與基于熱彈塑性有限元預(yù)測(cè)模型相同的計(jì)算特征值模型及約束，為了使失穩(wěn)分析更接近真實(shí)焊接薄板的失穩(wěn)情況，采用熱失穩(wěn)分析來(lái)研究焊接薄板的失穩(wěn)問(wèn)題。通過(guò)施加適當(dāng)?shù)臏囟葓?chǎng)，不僅能得到與焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)類似的應(yīng)力分布情況，而且該方式實(shí)質(zhì)上也是一種位移加載形式，得到的失穩(wěn)形態(tài)更為接近真實(shí)的變形情況。由于焊縫區(qū)的冷卻收縮是產(chǎn)生焊接失穩(wěn)變形的主要原因，忽略其他因素的影響，在薄板發(fā)生塑性變形的焊縫區(qū)域節(jié)點(diǎn)上施加ΔT=-1 ℃的單位負(fù)溫度載荷進(jìn)行特征值失穩(wěn)分析。

焊縫區(qū)施加單位溫度的寬度是預(yù)測(cè)失穩(wěn)變形的重要參數(shù)，采用基于熱彈塑性有限元法獲取薄板中性面的塑性區(qū)域，當(dāng)焊接電流為150 A、電壓為17.5 V、焊槍速度5 mm/s時(shí)，薄板中性面上的塑性變形區(qū)域的橫向/縱向應(yīng)變分布如圖1所示，基于上述焊接參數(shù)的薄板塑性變形區(qū)域取30 mm×3 mm。

采用特征值有限元法計(jì)算薄板失穩(wěn)特征值時(shí)，在ANSYS軟件中求得的第一階模態(tài)的特征值為-268 ℃，則臨界載荷為56 kN，相對(duì)應(yīng)的薄板失穩(wěn)形態(tài)如圖2所示。計(jì)算焊接收縮載荷時(shí)，取塑性區(qū)域內(nèi)塑性應(yīng)變的平均值，經(jīng)式（2）計(jì)算，焊接收縮載荷為101 kN，其中， 取焊縫橫截線上塑性變形區(qū)的平均塑性應(yīng)變。焊縫冷卻收縮力超過(guò)了臨界失穩(wěn)載荷，因此薄板模型發(fā)生失穩(wěn)變形。

1.3 薄板焊接失穩(wěn)分析

焊縫橫截線上焊接時(shí)（55 s）與冷卻后（420 s）的縱向應(yīng)力分布如圖3所示，可以看出，焊縫區(qū)均為拉應(yīng)力，表明焊縫橫截線在這兩個(gè)時(shí)刻均處于冷卻收縮階段，而冷卻后的縱向拉應(yīng)力明顯大于焊接時(shí)刻的拉應(yīng)力，表明隨著冷卻時(shí)間的增大，縱向收縮也逐漸增加。焊縫區(qū)附近兩側(cè)的拉應(yīng)力由加熱時(shí)產(chǎn)生的拉應(yīng)力逐漸向壓應(yīng)力過(guò)渡，而且壓應(yīng)力面積逐漸增大。焊接過(guò)程中（55 s）的最大壓應(yīng)力與冷卻后（420 s）的壓應(yīng)力數(shù)值相當(dāng)，表明如果冷卻后薄板在最大壓應(yīng)力處產(chǎn)生失穩(wěn)變形，那么在焊接過(guò)程中產(chǎn)生的最大壓應(yīng)力處也會(huì)發(fā)生失穩(wěn)變形。

點(diǎn)O（見(jiàn)圖2）的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-位移曲線如圖4所示，在焊接開(kāi)始直至55 s時(shí)，點(diǎn)O的面外位移隨著壓應(yīng)力的增大而增大，55 s后拉應(yīng)力減小，面外位移向著反方向位移開(kāi)始變形。100 s后點(diǎn)O進(jìn)入壓應(yīng)力狀態(tài)，面外位移繼續(xù)增大并逐漸穩(wěn)定。55 s時(shí)應(yīng)力曲線和位移曲線均有一個(gè)階躍，在55 s時(shí)應(yīng)力曲線最大拉應(yīng)力突然減小，位移曲線負(fù)向面外位移從最大值開(kāi)始突然減小，結(jié)合55 s時(shí)焊縫橫截線上的應(yīng)力分布情況可得出，受焊縫附近兩側(cè)縱向壓應(yīng)力的影響，薄板在焊接過(guò)程中發(fā)生了失穩(wěn)變形，隨著冷卻時(shí)間的增長(zhǎng)，焊縫收縮量增大，點(diǎn)O的變形量也增大，直至最終呈反馬鞍形。

2 薄板失穩(wěn)變形演變規(guī)律

2.1 面外失穩(wěn)變形機(jī)理

特征值有限元法只能判定薄平板在焊接工藝下是否發(fā)生失穩(wěn)，而無(wú)法預(yù)測(cè)焊接及冷卻過(guò)程中的失穩(wěn)狀態(tài)，故采用XJTUDIC檢測(cè)系統(tǒng)對(duì)薄平板進(jìn)行焊接及冷卻過(guò)程的全場(chǎng)檢測(cè)。該系統(tǒng)基于數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)，具有光路簡(jiǎn)單，操作簡(jiǎn)便快捷，并且能夠全場(chǎng)跟蹤測(cè)量大幅面的變形等特點(diǎn)，為焊接變形檢測(cè)提供了新手段。

焊接過(guò)程中的薄板面外全場(chǎng)變形演變?cè)茍D如圖5所示?？梢钥闯?，焊接前10 s內(nèi)熱源對(duì)薄板整體面外變形影響較小，僅影響焊接區(qū)域;焊接至15 s時(shí)，薄板發(fā)生整體變形，由于薄板焊縫金屬在焊接高溫下抵抗變形能力較低，且薄板厚度較薄，氬氣氣流對(duì)焊接區(qū)域的壓力及金屬自身重力使薄板呈現(xiàn)下凹趨勢(shì)，同時(shí)薄板四周金屬因無(wú)外約束而稍稍上翹;20 s時(shí)最大下凹處隨著熱源的移動(dòng)而改變位置，熱源經(jīng)過(guò)區(qū)域已開(kāi)始冷卻，材料抵抗變形的能力增大，另外，熱源已經(jīng)過(guò)焊縫的兩側(cè)壓應(yīng)力增大，壓應(yīng)力作用點(diǎn)出現(xiàn)偏距產(chǎn)生了彎矩，而且薄板左邊界無(wú)外約束，因此薄板左端出現(xiàn)正向位移并且數(shù)值大于右端正向位移。40 s時(shí)薄板最低點(diǎn)并沒(méi)隨焊槍移動(dòng)而改變，這是因?yàn)榇藭r(shí)已經(jīng)通過(guò)了焊縫中心位置，焊縫附近拉應(yīng)力作用于薄板中心位置時(shí)彎矩最大，使得在焊縫中心處產(chǎn)生的面外位移最大，氬氣產(chǎn)生的負(fù)向位移可忽略不計(jì)。50 s時(shí)薄板右端相對(duì)左端溫度較高而抵抗變形能力較低，同時(shí)左端在空氣中冷卻收縮逐漸恢復(fù)材料強(qiáng)度，因此右端正向位移較大。

60 s時(shí)薄板面外形狀發(fā)生了明顯的變化，最大正向位移在薄板焊縫兩端邊界處，這是因?yàn)檎麄€(gè)薄板開(kāi)始進(jìn)入冷卻階段，焊縫附近拉應(yīng)力范圍逐漸減小而壓應(yīng)力范圍增大，越靠近左邊界，冷卻時(shí)間越長(zhǎng)，因此右端位移大于左端位移變形量。負(fù)向變形從中間位置逐漸向兩端移動(dòng)，表明焊接收縮開(kāi)始影響最低點(diǎn)的位置，因?yàn)闊o(wú)焊接熱源的影響，焊縫區(qū)的收縮量完全克服了熱膨脹時(shí)產(chǎn)生的拉伸量，金屬抗變形能力增大，使薄板縱向變形開(kāi)始發(fā)生反向變形。薄板焊縫收縮時(shí)間從左端向右端逐漸增大，焊縫區(qū)金屬抵抗變形的能力也從左往右逐漸增大，因此焊接變形最低點(diǎn)向右移動(dòng)。

冷卻過(guò)程薄板全場(chǎng)變形演變?nèi)鐖D6所示。由圖可知，焊接至70 s時(shí)，薄板已在室溫中冷卻了10 s，薄板最低點(diǎn)繼續(xù)向兩端移動(dòng)縱向呈下凹變形，這是因?yàn)楹缚p收縮引起的縱向壓應(yīng)力逐漸增大，而邊界處由于受周圍金屬約束力較小而產(chǎn)生相對(duì)較大的變形。隨著冷卻時(shí)間的增加，焊縫收縮力逐漸增大，薄板兩端下凹變形繼續(xù)增大直到全場(chǎng)溫度趨于平均，使薄板左右部分變形以焊縫橫截線對(duì)稱。

焊縫及附近金屬在焊接加熱和冷卻過(guò)程中產(chǎn)生了不協(xié)調(diào)的塑性應(yīng)變，在焊接過(guò)程中，焊縫區(qū)發(fā)生塑性變形，焊縫兩側(cè)產(chǎn)生縱向壓應(yīng)力，薄板縱向和橫向均呈下凹失穩(wěn)變形，在冷卻收縮作用下，薄板縱向方向變形呈上凸變形，為了協(xié)調(diào)薄板系統(tǒng)平衡，薄板橫向仍為下凹變形，隨著冷卻收縮產(chǎn)生的壓縮塑性變形的增大，失穩(wěn)變形量也隨之增大。因此焊接失穩(wěn)變形是由冷卻收縮產(chǎn)生的縱向壓應(yīng)力所產(chǎn)生的，而縱向壓應(yīng)力是由焊縫區(qū)不協(xié)調(diào)的縱向收縮和橫向收縮引起的，因此最終失穩(wěn)變形呈反馬鞍形。

2.2 關(guān)鍵點(diǎn)動(dòng)態(tài)變形

焊縫處關(guān)鍵點(diǎn)A-D（見(jiàn)圖7）的Z向變形動(dòng)態(tài)位移曲線如圖8所示。在整個(gè)焊接和冷卻過(guò)程中，Z向最大變形位移可達(dá)5 mm。在50～100 s，焊縫處靠近中心位置的點(diǎn)B和點(diǎn)C出現(xiàn)一個(gè)平臺(tái)，表明這兩個(gè)關(guān)鍵點(diǎn)在此階段處于壓應(yīng)力轉(zhuǎn)拉應(yīng)力的過(guò)渡階段，焊縫兩端由于受周圍金屬約束力較小，變形量較大，焊縫中間部分金屬由于冷卻已具有一定強(qiáng)度，過(guò)渡階段的壓應(yīng)力較小不足以使之變形。100 s之后，隨著收縮力的增大，焊縫兩端金屬繼續(xù)向負(fù)向位移變形，焊縫中部金屬點(diǎn)B和點(diǎn)C由于抵抗變形能力增大而向反向變形，同時(shí)縱向收縮力的增大使變形位移增大，因此，位移發(fā)生反方向變形后回到初始位移，200 s后趨于穩(wěn)定逐漸回復(fù)到初始狀態(tài)。

關(guān)鍵點(diǎn)A和點(diǎn)D在50 s后迅速向負(fù)向位移變形直至100 s，之后面外變形曲線趨勢(shì)較緩并逐漸穩(wěn)定，此變形趨勢(shì)表明關(guān)鍵點(diǎn)A和D在50～100 s階段是失穩(wěn)的變形形態(tài)過(guò)渡階段，100 s之后是失穩(wěn)變形的穩(wěn)定階段。由于焊縫靠近邊界處金屬受到的約束力較小，關(guān)鍵點(diǎn)A和D的面外位移變形量明顯大于焊縫中部的關(guān)鍵點(diǎn)B和C。

左邊緣處的關(guān)鍵點(diǎn)E-H的各向位移動(dòng)態(tài)曲線如圖9所示。冷卻后左邊緣4個(gè)關(guān)鍵點(diǎn)在Z向最大變形量超過(guò)4 mm，關(guān)鍵點(diǎn)均經(jīng)歷了在焊接加熱過(guò)程中向Z向正向的微小變形，隨著冷卻的開(kāi)始，左邊緣關(guān)鍵點(diǎn)位移迅速向負(fù)向增大，100 s之后關(guān)鍵點(diǎn)變形立刻趨于平衡狀態(tài)，且越靠近焊縫，變形量越大。此變形曲線也出現(xiàn)了50 s和100 s兩個(gè)拐點(diǎn)，表明薄板在此階段發(fā)生了失穩(wěn)變形形態(tài)過(guò)渡，100 s之后關(guān)鍵點(diǎn)變形曲線趨于穩(wěn)定，表明隨著冷卻時(shí)間的增長(zhǎng)失穩(wěn)變形也趨于穩(wěn)定。因此，失穩(wěn)變形產(chǎn)生的橫向角變形和縱向拋物線彎曲變形在冷卻一段時(shí)間后變形速率迅速穩(wěn)定至反馬鞍形態(tài)。

3 結(jié)論

文中采用基于特征值的有限元法對(duì)Q235薄平板失穩(wěn)變形進(jìn)行了預(yù)測(cè)，采用基于數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)的非接觸檢測(cè)法對(duì)薄平板失穩(wěn)變形演變機(jī)理進(jìn)行了分析，獲得了以下結(jié)論：

（1）特征值有限元法可以快速有效地預(yù)測(cè)判定薄平板焊接失穩(wěn)的發(fā)生。

（2）全場(chǎng)實(shí)時(shí)非接觸變形檢測(cè)可以對(duì)薄平板變形的整個(gè)過(guò)程進(jìn)行檢測(cè)，并且可以跟蹤變形特征點(diǎn)。

（3）在文中焊接參數(shù)下，薄平板在焊接加熱過(guò)程中呈拱形狀態(tài)，隨著冷卻時(shí)間增大而呈馬鞍形狀態(tài)。

（4）在文中焊接參數(shù)下，薄平板在焊接過(guò)程中產(chǎn)生了不協(xié)調(diào)的內(nèi)應(yīng)力而發(fā)生失穩(wěn)變形，位移式的加載方式使得失穩(wěn)變形存在于兩個(gè)拐點(diǎn)之間。

參考文獻(xiàn)：

Milad Mohammadi，Mohammad Reza Khedmati，Ehsan Bahmyari. Elastic local buckling strength analysis of stiffened aluminium plates with an emphasis on the initial deflections and welding residual stresses[J].Ships and Offshore Structures Volume，2019，14（2）：125-140.

Yi Myung Su，Hyun Chung Min，Paik Jeom Kee. An empirical formulation for predicting welding-induced biaxial compressive residual stresses on steel stiffened plate structures and its application to thermal plate buckling prevention[J]，Ships and Offshore Structures，2019，14（1）：18-33.

Huang T D，Dong P，Decan L A，et al. Residual stresses and distortionsin lightweight ship panel structures[J]. Technology Review Journal，2003，11（1）：1-26.

Wang J，Rashed S，Murakawa H. Mechanism investigation of welding inducedbuckling using inherent deformation method[J]. Thin-Walled Structures，2014（80）：103-119.

Wang J，Ma N，Murakawa H. An efficient FE computation for predicting weldinginduced buckling in production of ship panel structure[J]. Marine Structures，2015（41）：20-52.

張景祺，林健，雷永平，等. 316L超薄板激光焊接的失穩(wěn)變形規(guī)律，材料工程，2020，48（12）：126-134.

王軻巖，楊洪期，殷咸青，等. 高強(qiáng)鋼薄板T型接頭焊接熱屈曲變形的動(dòng)態(tài)測(cè)試研究[J].熱加工工藝，2021（3）：29-32.

周亮.考慮初始?xì)堄鄳?yīng)力的薄板焊接屈曲變形分析[D].重慶：重慶大學(xué)， 2018.

郭敏.加筋薄板單邊焊接屈曲變形及其影響因素研究[D].上海：上海交通大學(xué)，2017.

陳家權(quán)，肖順湖，尹秉升. 薄板焊接特征屈曲的數(shù)值分析[J].焊接學(xué)報(bào)，2006，135（3）：13-15.

王江超，牛業(yè)興，易斌，等.基于固有變形的船用鋼薄板對(duì)接焊失穩(wěn)變形的數(shù)值分析[J].船舶工程，2018（12）：47-52.