古松，林曉宇，顧穎*，趙亞杰，孔超，任松波

鋼鐵成形

Q355鋼板對接接頭裂紋擴(kuò)展所致焊接殘余應(yīng)力重分布研究

古松1，林曉宇1，顧穎1*，趙亞杰2，孔超1，任松波1

（1.西南科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，四川 綿陽 621010； 2.四川省交通勘察設(shè)計(jì)研究院，成都 620017）

定量研究裂紋擴(kuò)展導(dǎo)致的焊接殘余應(yīng)力重分布效應(yīng)，得到殘余應(yīng)力隨裂紋擴(kuò)展的變化規(guī)律。首先采用盲孔法測試了Q355鋼板對接接頭的初始?xì)堄鄳?yīng)力；其次利用線切割技術(shù)模擬了平行以及垂直于焊縫的裂紋擴(kuò)展情況，并測試了裂紋擴(kuò)展導(dǎo)致的殘余應(yīng)力變化量；最后根據(jù)測試數(shù)據(jù)提出了殘余應(yīng)力釋放量Δ與裂紋長度之間的函數(shù)關(guān)系式，進(jìn)一步得到了基于裂紋擴(kuò)展的應(yīng)力重分布計(jì)算公式。Q355鋼板對接焊的焊縫區(qū)縱向（沿焊縫方向）存在較大的殘余拉應(yīng)力，拉應(yīng)力峰值出現(xiàn)在焊趾處，為屈服強(qiáng)度的1.13倍。焊縫區(qū)橫向存在梯度較大、拉壓交替變化的殘余應(yīng)力，壓應(yīng)力峰值出現(xiàn)在焊趾處，大小為52.6 MPa，拉應(yīng)力峰值出現(xiàn)在距焊縫中心線17 mm處，大小為63.5 MPa。裂紋擴(kuò)展能顯著釋放殘余拉應(yīng)力：裂紋沿焊縫中心擴(kuò)展，橫向殘余拉應(yīng)力峰值降低了45.8%；裂紋沿垂直于焊縫方向擴(kuò)展，焊趾處的拉應(yīng)力峰值降低了63.3%。裂紋擴(kuò)展會顯著影響焊接構(gòu)件的殘余應(yīng)力分布，根據(jù)實(shí)測數(shù)據(jù)提出的裂紋擴(kuò)展應(yīng)力重分布計(jì)算公式能夠較好地反映殘余應(yīng)力重分布情況。

焊接殘余應(yīng)力；裂紋擴(kuò)展；應(yīng)力釋放；應(yīng)力重分布；試驗(yàn)測試

陳文汨等[11]采用盲孔法實(shí)測了里海型拘束焊接試板的殘余應(yīng)力，發(fā)現(xiàn)近焊縫區(qū)存在高殘余拉應(yīng)力。楊俊芬等[12]研究表明，Q690焊接高強(qiáng)鋼管焊縫區(qū)的縱向殘余拉應(yīng)力峰值達(dá)到了鋼材的屈服強(qiáng)度。Fisher[13]進(jìn)行了大尺寸焊接構(gòu)件的疲勞試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)，焊接殘余拉應(yīng)力是導(dǎo)致構(gòu)件疲勞強(qiáng)度降低的主要因素。瞿偉廉等[14]通過理論計(jì)算對比發(fā)現(xiàn)，裂紋擴(kuò)展導(dǎo)致的殘余拉應(yīng)力重分布會減緩裂紋的擴(kuò)展速率。為進(jìn)一步探究裂紋擴(kuò)展對焊接殘余應(yīng)力重分布的影響，Liljedahl等[15]采用中子衍射法測量了2024-T3鋁合金板對接焊垂直裂紋擴(kuò)展對試件縱向殘余應(yīng)力重分布的影響。李良碧等[16]通過數(shù)值模擬的方式，分析了Q345鋼板對接焊中心裂紋擴(kuò)展時(shí)殘余應(yīng)力的重分布情況。王強(qiáng)等[17-18]實(shí)測了10Ni5CrMoV高強(qiáng)鋼板對接焊垂直裂紋擴(kuò)展時(shí)的殘余應(yīng)力重分布情況。

上述研究[13-18]均采用數(shù)值模擬或試驗(yàn)測試的方式，對裂紋擴(kuò)展所致殘余應(yīng)力的重分布情況進(jìn)行了分析，但仍存在一些不足：一方面，現(xiàn)有研究多集中在與焊縫垂直的裂紋擴(kuò)展導(dǎo)致的應(yīng)力重分布研究，有關(guān)平行于焊縫的裂紋研究相對較少，而現(xiàn)實(shí)中，裂紋沿焊縫方向擴(kuò)展，尤其是沿焊趾或焊根方向擴(kuò)展的現(xiàn)象更為普遍；另一方面，鮮有基于實(shí)測數(shù)據(jù)研究裂紋擴(kuò)展導(dǎo)致的構(gòu)件應(yīng)力重分布效應(yīng)。

針對上述問題，本文以Q355鋼板對接焊為例，首先采用盲孔法實(shí)測了焊接試件的初始焊接殘余應(yīng)力，其次采用線切割技術(shù)預(yù)制裂紋并模擬其擴(kuò)展過程，分別模擬了平行于焊縫的中心裂紋與垂直于焊縫的垂直裂紋的擴(kuò)展情況，得到了在2種典型裂紋擴(kuò)展過程中試件殘余應(yīng)力的釋放量。最后分析了由裂紋擴(kuò)展引起的殘余應(yīng)力重分布情況，提出了殘余應(yīng)力釋放量?與裂紋長度的函數(shù)關(guān)系式，進(jìn)一步得到了隨裂紋擴(kuò)展的重分布應(yīng)力公式。

1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)共制作了3個(gè)試件，分別編號為P1、P2、P3，其焊接工藝參數(shù)如表1所示，試件由2塊尺寸為800 mm×200 mm×8 mm的Q355鋼板焊接而成，如圖1所示。3個(gè)試件均借助焊接機(jī)器人進(jìn)行焊接，從而確保3個(gè)試件焊接殘余應(yīng)力的大小與分布情況相同。焊接時(shí)，母材開25°的V形坡口，采用焊接質(zhì)量較好且速度較快的CO2氣體保護(hù)焊將2塊鋼板對接在一起。為防止自動(dòng)焊時(shí)發(fā)生燒穿現(xiàn)象，焊接分2次完成，即先在陶瓷襯墊上對接頭坡口進(jìn)行一道打底焊，完成后再進(jìn)行蓋面焊。

表1 焊接工藝參數(shù)

圖1 試件示意圖

2 焊接殘余應(yīng)力測試

本研究采用盲孔法，依據(jù)GB/T 31310—2014《金屬材料殘余應(yīng)力測定鉆孔應(yīng)變法》測試焊件的初始?xì)堄鄳?yīng)力。盲孔法的原理如下：在構(gòu)件表面鉆一小孔（直徑為0.8～4.8 mm），然后測量鉆孔所釋放的應(yīng)變進(jìn)而推算殘余應(yīng)力。按照圖2所示的測試應(yīng)變布置方式設(shè)置應(yīng)變花，其中1#～3#敏感柵測試的應(yīng)變分別為1、2、3，根據(jù)線彈性理論，測試的殘余應(yīng)力σ（=1、2）及應(yīng)力方向角的計(jì)算分別如式（1）和式（2）所示。

式中：、為求解應(yīng)力的關(guān)鍵性參數(shù)，根據(jù)國標(biāo)，可由數(shù)值模擬或試驗(yàn)標(biāo)定的方式確定。本研究測試試件為P1，鉆孔的孔徑2=1.5 mm，孔深=2 mm。

鉆孔會導(dǎo)致應(yīng)力集中，高應(yīng)力狀態(tài)會導(dǎo)致孔邊產(chǎn)生塑性變形從而影響測試精度。本研究依據(jù)GB/T31310—2014，通過數(shù)值模擬對不同應(yīng)力水平下的、系數(shù)進(jìn)行標(biāo)定[19]，以降低塑性應(yīng)變對測試精度的影響。

NB-IOT模組選用上海移遠(yuǎn)公司的BC95-B5模塊，工作電壓為3.1～4.2 V，典型值為3.6 V，與主控芯片USART2連接，該模組支持UDP和COAP協(xié)議，使用中國電信的NB卡，通過發(fā)送AT指令來實(shí)現(xiàn)模組的工作狀態(tài)查詢、與服務(wù)器進(jìn)行數(shù)據(jù)交互等功能。該模組具有CONNECT，IDLE和PSM 3種工作模式，通過切換工作模式能夠大大降低功耗，IDLE狀態(tài)下電流為6 mA，PSM狀態(tài)下電流僅為5 uA。

圖2 殘余應(yīng)力測試應(yīng)變布置示意圖

有研究表明[19]，焊接殘余應(yīng)力在焊縫的起弧與熄弧段較小，在焊縫中間段達(dá)到最大值且應(yīng)力變化趨于穩(wěn)定，近焊縫區(qū)的殘余拉應(yīng)力峰值可能超過鋼材的屈服強(qiáng)度，隨著與焊縫距離的增大，拉應(yīng)力迅速衰減。根據(jù)焊接殘余應(yīng)力分布特征，試驗(yàn)選取焊縫中間段200 mm范圍內(nèi)作為殘余應(yīng)力測試區(qū)域，在測試區(qū)內(nèi)測量縱向（方向）與橫向（方向）的焊接殘余應(yīng)力。

在進(jìn)行盲孔法多點(diǎn)測量時(shí)，孔與孔的間距需大于15倍孔徑[20]，為方便應(yīng)變片粘貼與接線操作，取測點(diǎn)間距為30 mm。但單條測點(diǎn)間距30 mm的路徑無法準(zhǔn)確反映殘余應(yīng)力的分布情況，根據(jù)焊縫中間段應(yīng)力均勻化的特征，在試件P1中間段200 mm范圍內(nèi)設(shè)置L1～L8共8條路徑對測點(diǎn)進(jìn)行加密，各路徑測點(diǎn)位置如圖3所示。由于無法在焊縫上粘貼應(yīng)變片，因此粘貼在距焊縫最近的焊趾處，測得最近測點(diǎn)距離焊縫中心12 mm。

圖3 測點(diǎn)布置圖

基于熱彈塑性有限元法，采用ANSYS軟件，進(jìn)行了試件初始焊接殘余應(yīng)力數(shù)值模擬。有限元模型坐標(biāo)系原點(diǎn)位于起弧點(diǎn)，方向?yàn)楹附訜嵩辞斑M(jìn)方向。焊接溫度場模擬采用Solid70熱分析單元，選用雙橢球熱源模型模擬焊接熱源，并采用“生死單元”模擬焊接熔敷金屬的填充過程，溫度場邊界條件包括環(huán)境溫度、輻射傳熱與試件表面對流換熱[7]?；跍囟葓龇治鼋Y(jié)果，采用“熱-力耦合”分析將Solid70熱分析單元轉(zhuǎn)換為Solid185力學(xué)分析單元，將溫度場分析結(jié)果作為荷載施加于有限元模型，邊界條件定義如圖4所示，計(jì)算得到了試件殘余應(yīng)力大小與分布情況。

圖4 力學(xué)分析邊界條件

模擬結(jié)果與實(shí)測結(jié)果如圖5所示?？梢钥闯?，實(shí)測結(jié)果與模擬結(jié)果較為吻合。測試數(shù)據(jù)顯示，在距焊縫中心29 mm范圍內(nèi)，縱向殘余應(yīng)力以拉應(yīng)力為主，拉應(yīng)力峰值為401.1 MPa，出現(xiàn)在焊趾處，超出了Q355鋼材的屈服強(qiáng)度。在距中心線約30 mm處，縱向殘余應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，并在43 mm處達(dá)到壓應(yīng)力峰值66.8 MPa，這一結(jié)果與文獻(xiàn)[21-23]中實(shí)測縱向殘余應(yīng)力分布結(jié)果基本相似。橫向殘余應(yīng)力在焊縫區(qū)的應(yīng)力梯度較大，實(shí)測壓應(yīng)力峰值為52.6 MPa，仍出現(xiàn)在焊趾處，隨后轉(zhuǎn)變?yōu)?6.7 MPa的拉應(yīng)力，并在距焊縫中心17 mm處達(dá)到拉應(yīng)力峰值63.5 MPa。對比Peri?等[22]和Banik等[23]研究中橫向殘余應(yīng)力的測試結(jié)果可知，由于采用的焊接工藝、鋼板尺寸、測點(diǎn)數(shù)量均有不同，橫向殘余應(yīng)力峰值大小與出現(xiàn)位置相差較大，但變化趨勢基本相同，即靠近焊縫區(qū)域存在較大壓應(yīng)力，隨后迅速轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，再緩慢減小至0 MPa。

圖5 試件初始?xì)堄鄳?yīng)力分布圖

3 裂紋擴(kuò)展釋放應(yīng)力測試

受初始缺陷的影響，焊接結(jié)構(gòu)在循環(huán)荷載作用下易萌生和擴(kuò)展疲勞裂紋。裂紋擴(kuò)展會釋放材料內(nèi)應(yīng)力，導(dǎo)致焊接殘余應(yīng)力重分布。本試驗(yàn)利用線切割技術(shù)沿設(shè)定路徑切割細(xì)縫，以模擬疲勞裂紋的萌生與擴(kuò)展（圖6）。試驗(yàn)?zāi)M了典型的中心裂紋與垂直裂紋。其中中心裂紋長度為100 mm，采用試件P2模擬，切割時(shí)測量垂直于焊縫路徑Path 1上的橫向殘余應(yīng)力變化量Δσ，如圖7a所示；垂直裂紋長度為48 mm，采用試件P3模擬，切割時(shí)測量垂直于焊縫路徑Path 2上的縱向殘余應(yīng)力變化量Δσ，如圖7b所示。采用小型聯(lián)排應(yīng)變片測量應(yīng)力變化量，應(yīng)變柵尺寸為1 mm×1.5 mm，4個(gè)一排，間距為5 mm。距焊縫最近的測點(diǎn)位于焊趾處，距離焊縫中心線12.5 mm。

圖6 裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)

圖7 裂紋與測試路徑示意圖

3.1 中心裂紋

中心裂紋每擴(kuò)展10 mm記錄一次應(yīng)力變化。中心裂紋擴(kuò)展時(shí)，P2試件Path 1路徑上的橫向應(yīng)力變化量Δσ如圖8所示?？梢钥闯?，在裂紋擴(kuò)展初期（裂紋長度≤30 mm），由于裂紋距離測點(diǎn)較遠(yuǎn)，裂紋擴(kuò)展所釋放的應(yīng)力Δσ較小。當(dāng)裂紋擴(kuò)展至40 mm時(shí)，焊趾處Δσ出現(xiàn)明顯增長。當(dāng)裂紋擴(kuò)展至50 mm時(shí)，焊趾處釋放應(yīng)力為20.5 MPa，此時(shí)裂紋尖端剛好達(dá)到路徑Path 1的延長線上。當(dāng)裂紋擴(kuò)展至60 mm時(shí)，焊趾處釋放應(yīng)力為26.9 MPa，此后隨裂紋的擴(kuò)展，焊趾處應(yīng)力釋放速率不斷減小。當(dāng)裂紋擴(kuò)展至100 mm時(shí)，焊趾處釋放的應(yīng)力達(dá)到峰值34.3 MPa。而在距焊縫50 mm以外區(qū)域，Δσ很小，基本維持在±5.0 MPa以內(nèi)。

3.2 垂直裂紋

垂直裂紋由焊縫中心線向兩側(cè)擴(kuò)展。垂直裂紋擴(kuò)展時(shí)，P3試件路徑Path 2上的縱向應(yīng)力變化量Δσ如圖9所示。可以看出，一旦垂直焊縫的裂紋開始擴(kuò)展，焊趾處（=12.5 mm）就有明顯的應(yīng)力釋放。當(dāng)裂紋擴(kuò)展至8 mm時(shí)，雖然裂紋仍在焊縫內(nèi)，但兩側(cè)鋼板焊趾處釋放的應(yīng)力達(dá)到約50 MPa。當(dāng)裂紋擴(kuò)展至16 mm時(shí)，焊趾處Δσ達(dá)到89.0 MPa，而后隨著裂紋的擴(kuò)展，應(yīng)力釋放速率不斷減小。當(dāng)裂紋擴(kuò)展至25 mm時(shí)，裂紋尖端恰好位于焊趾處，隨后繼續(xù)擴(kuò)展直至48 mm時(shí)停止。停止時(shí)，兩側(cè)鋼板釋放的殘余應(yīng)力達(dá)到峰值237.5 MPa和216.1 MPa。從整體變化趨勢看，焊縫兩側(cè)的應(yīng)力變化基本對稱。距焊縫中心40 mm范圍內(nèi)的應(yīng)力釋放顯著，40 mm外的應(yīng)力變化幅度較小，有微小的壓應(yīng)力產(chǎn)生。

圖9 P3試件應(yīng)力變化

4 結(jié)果與分析

4.1 焊接殘余應(yīng)力重分布

由于裂紋的擴(kuò)展，存在于材料內(nèi)部的焊接殘余應(yīng)力將發(fā)生重分布。當(dāng)前，已經(jīng)采用盲孔法測得了裂紋擴(kuò)展前的焊接殘余應(yīng)力ini，也通過應(yīng)變片測得了裂紋擴(kuò)展所釋放的應(yīng)力Δ，ini與Δ間的差值就是裂紋擴(kuò)展后的重分布應(yīng)力re，如式（3）所示

2種裂紋完全擴(kuò)展后，焊接殘余應(yīng)力的重分布情況如圖10所示。從圖10a可以看出，裂紋沿焊縫中心擴(kuò)展使焊趾處的橫向殘余壓應(yīng)力增大，達(dá)到37.3 MPa，相應(yīng)地，距焊縫中心線18 mm處的拉應(yīng)力峰值降低了45.8%。

裂紋沿垂直于焊縫的方向擴(kuò)展會極大地釋放縱向殘余應(yīng)力，尤其在近縫區(qū)約25 mm范圍內(nèi)，該區(qū)域的應(yīng)力會隨著裂紋的擴(kuò)展而顯著減小。然而，釋放后的殘余應(yīng)力仍處于較高水平，拉應(yīng)力峰值仍有158.8 MPa，接近屈服強(qiáng)度的45%。在距焊縫中心32.5 mm處，縱向殘余壓應(yīng)力在起裂前小于50 MPa，在裂紋擴(kuò)展后，焊縫兩側(cè)壓應(yīng)力分別增大到113.4 MPa和97.6 MPa。

圖10 殘余應(yīng)力重分布

4.2 隨裂紋擴(kuò)展的重分布應(yīng)力公式

試驗(yàn)結(jié)果表明，裂紋沿垂直于焊縫的方向擴(kuò)展會顯著釋放縱向殘余應(yīng)力，應(yīng)力釋放量表現(xiàn)出較強(qiáng)的規(guī)律性，可通過式（4）所定義的函數(shù)關(guān)系來表示，殘余應(yīng)力釋放量與裂紋長度關(guān)系曲線如圖11所示?？梢钥闯?，該函數(shù)與測試結(jié)果匹配較好，符合殘余應(yīng)力釋放規(guī)律。

式中：Δσ()為縱向殘余應(yīng)力變化值；0為焊縫中心線處的最大殘余應(yīng)力；為距焊縫中心線距離；為裂紋所在一側(cè)鋼板平行于裂紋方向的長度；=/max，其中為裂紋長度，max為裂紋擴(kuò)展的最大長度；()與()為采用多項(xiàng)式分布擬合的函數(shù)（相關(guān)系數(shù)2分別為0.998 5與0.943 6），如式（5）所示。

結(jié)合Tada等[24]和Terada[25]給出的殘余應(yīng)力分布函數(shù)與式（3），可以得到殘余應(yīng)力σ,re隨垂直裂紋擴(kuò)展長度的應(yīng)力重分布計(jì)算公式，如式（6）所示。

式中：σ,re為縱向重分布應(yīng)力；=/，其中為特征長度，定義為從焊縫中心線到初始?xì)堄鄳?yīng)力由拉轉(zhuǎn)變?yōu)閴禾幍木嚯x。

不同裂紋擴(kuò)展長度的重分布應(yīng)力實(shí)測值與式（6）計(jì)算值的對比結(jié)果如圖12所示?？梢钥闯?，在距焊縫中心40 mm范圍內(nèi)，式（6）計(jì)算的重分布應(yīng)力與實(shí)測值基本吻合，距焊縫中心40 mm處的殘余應(yīng)力分布受裂紋擴(kuò)展影響較小，重分布應(yīng)力無明顯變化，式（6）的計(jì)算結(jié)果也能體現(xiàn)出這一規(guī)律，因此該計(jì)算公式能夠較好地反映試驗(yàn)情況。

圖12 應(yīng)力重分布實(shí)測值與計(jì)算值

5 結(jié)論

進(jìn)行了裂紋擴(kuò)展所致焊接殘余應(yīng)力重分布的試驗(yàn)研究，得出如下結(jié)論：

1）Q355鋼板對接焊在焊縫區(qū)存在較大的縱向殘余拉應(yīng)力，拉應(yīng)力峰值高達(dá)1.13倍屈服強(qiáng)度，且出現(xiàn)在焊趾處。橫向殘余應(yīng)力在焊縫區(qū)的應(yīng)力梯度較大，呈拉壓交替變化，壓應(yīng)力峰值為52.6 MPa，出現(xiàn)在焊趾處，拉應(yīng)力峰值為63.5 MPa，出現(xiàn)在距焊縫中心17 mm處。

2）裂紋沿焊縫中心擴(kuò)展使橫向殘余拉應(yīng)力峰值由61.1 MPa降低至33.1 MPa。

3）裂紋沿垂直于焊縫方向擴(kuò)展，在焊趾處釋放了大量的縱向殘余應(yīng)力，但釋放后的殘余應(yīng)力仍較大，拉應(yīng)力峰值仍有158.8 MPa，接近屈服強(qiáng)度的45%。

[1] 陳勇, 徐育烺, 楊海波, 等. 304不銹鋼薄壁管件縱縫焊接接頭殘余應(yīng)力數(shù)值模擬研究[J]. 精密成形工程, 2023, 15(3): 155-163. CHEN Yong, XU Yu-lang, YANG Hai-bo, et al. Numerical Simulation of Residual Stress in Longitudinal Welded Joint of 304 Stainless Steel Thin-walled Pipes[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2023, 15(3): 155-163.

[2] CHANG P H, TENG T L. Numerical and Experimental Investigations on The Residual Stresses of The Butt-Welded Joints[J]. Computational Materials Science, 2004, 29(4): 511-522.

[3] GUO W, FRANCIS J A, LI L, et al. Residual Stress Distributions in Laser and Gas-Metal-Arc Welded High-Strength Steel Plates[J]. Materials Science and Technology, 2016, 32(14): 1449-1461.

[4] FUKUDA S. Analysis of Crack Propagation in Residual Stress Field Using Computer Algebra[J]. Nuclear Engineering and Design, 1989, 111(1): 21-25.

[5] 張紅衛(wèi), 桂良進(jìn), 范子杰. 焊接殘余應(yīng)力對橋殼疲勞壽命的影響研究[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2022, 58(24): 102-110. ZHANG Hong-wei, GUI Liang-jin, FAN Zi-jie. Fatigue Life Prediction and Experiment of an Axle Housing Considering Welding Residual Stresses[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2022, 58(24): 102-110.

[6] PERI? M, TONKOVI? Z, RODI? A, et al. Numerical Analysis and Experimental Investigation of Welding Residual Stresses and Distortions in a T-Joint Fillet Weld[J]. Materials & Design, 2014, 53: 1052-1063.

[7] 顧穎, 馮倩, 任松波, 等. 焊接殘余應(yīng)力對對接接頭疲勞裂紋擴(kuò)展的影響[J]. 鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2021, 18(10): 2752-2760. GU Ying, FENG Qian, REN Song-bo, et al. Effects of Welding Residual Stresses on Fatigue Crack Growth Behavior of Butt Joint[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2021, 18(10): 2752-2760.

[8] 朱林, 賈民平, 馮月貴, 等. 考慮殘余應(yīng)力重分布情況下的裂紋擴(kuò)展預(yù)測研究[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2017, 53(8): 43-49. ZHU Lin, JIA Min-ping, FENG Yue-gui, et al. Prediction Study of the Crack Propagation with Consideration of the Residual Stress Redistribution[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2017, 53(8): 43-49.

[9] SUTTON M A, REYNOLDS A P, GE Y Z, et al. Limited Weld Residual Stress Measurements in Fatigue Crack Propagation Part Ⅱ Fem-Based Fatigue Crack Propagation with Complete Residual Stress Fields[J]. Fatigue Fracture of Engineering Materials Structures, 2006, 29(7): 537-545.

[10] 吳圣川, 李存海, 張文, 等. 金屬材料疲勞裂紋擴(kuò)展機(jī)制及模型的研究進(jìn)展[J]. 固體力學(xué)學(xué)報(bào), 2019, 40(6): 489-538. WU Sheng-chuan, LI Cun-hai, ZHANG Wen, et al. Recent Research Progress on Mechanisms and Models of Fatigue Crack Growth for Metallic Materials[J]. Chinese Journal of Solid Mechanics, 2019, 40(6): 489-538.

[11] 陳文汨, 張利, 金立業(yè), 等. 焊接殘余應(yīng)力的分布和焊后熱處理的應(yīng)力松弛作用[J]. 金屬熱處理, 2002(2): 30-32. CHEN Wen-mi, ZHANG Li, JIN Li-ye, et al. Distributions of Residual Welding Stress and Effect of Post-Weld Heat Treatment on Its Relaxation[J]. Heat Treatment of Metals, 2002(2): 30-32.

[12] 楊俊芬, 李淵, 彭奕亮. Q690高強(qiáng)鋼管焊接殘余應(yīng)力數(shù)值模擬[J]. 工程力學(xué), 2014, 31(10): 108-115. YANG Jun-fen, LI Yuan, PENG Yi-liang. Numerical Analysis on Welding Residual Stress in Q690 High-Strength Steel Pipe[J]. Engineering Mechanics, 2014, 31(10): 108-115.

[13] FISHER J W. Improved Performance Through Large Scale Dynamic Testing of Structures[C]// IIW International Conference on Performance of Dynamically Loaded Welded Structures, 1997: 1-21.

[14] 瞿偉廉, 何杰, 陳波. 對接焊縫殘余應(yīng)力對疲勞裂紋擴(kuò)展的影響[J]. 武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2009, 31(2): 116-119. QU Wei-lian, HE Jie, CHEN Bo. Influences of Welding Residual Stresses on Fatigue Crack Growth of Butt Weld Plate[J]. Journal of Wuhan University of Technology, 2009, 31(2): 116-119.

[15] LILJEDAHL C, ZANELLATO O, FITZPATRICK M E, et al. The Effect of Weld Residual Stresses and Their Re-Distribution with Crack Growth During Fatigue under Constant Amplitude Loading[J]. International Journal of Fatigue, 2010, 32(4): 735-743.

[16] 李良碧, 張沛心, 周宏. 平板焊接接頭裂紋擴(kuò)展中殘余應(yīng)力重分布的數(shù)值模擬[J]. 電焊機(jī), 2015, 45(8): 90-96. LI Liang-bi, ZHANG Pei-xin, ZHOU Hong. Numerical Simulation of Redistribution of Residual Stress in The Crack Propagation of Plate Butt-Welded Joint[J]. Electric Welding Machine, 2015, 45(8): 90-96.

[17] 王強(qiáng), 閆忠杰, 劉雪松, 等. 疲勞裂紋擴(kuò)展過程中焊接殘余應(yīng)力重分布測試[J]. 焊接學(xué)報(bào), 2019, 40(7): 139-142. WANG Qiang, YAN Zhou-jie, LIU Xue-song, et al. A Novel Method for Evaluation of Welding Residual Stress Redistribution during Fatigue Crack Growth[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2019, 40(7): 139-142.

[18] WANG Q, LIU X S, WANG P, et al. Numerical Simulation of Residual Stress in 10Ni5CrMoV Steel Weldments[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2017, 240: 77-86.

[19] 顧穎. U肋加勁鋼橋面板焊接殘余應(yīng)力與變形研究[D]. 成都: 西南交通大學(xué), 2016. GU Ying. Research on Welding Residual Stresses and Distortions in Steel Bridge Decks Stiffened with U-Shaped Ribs[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2016.

[20] 金屬材料殘余應(yīng)力測定鉆孔應(yīng)變法: GB/T 31310- 2014[S]. Metallic Material-Determination of Residual Stress- Hole Drilling Strain-Gauge Method: GB/T 31310-2014[S].

[21] 黃永輝, 王榮輝, 傅繼陽, 等. 平板焊接接頭縱向殘余應(yīng)力修正估算公式[J]. 工程力學(xué), 2014, 31(6): 218-225. HUANG Yong-hui, WANG Rong-hui, FU Ji-yang, et al. Modified Estimation Formula of Longitudinal Residual Stress for Flat Plate Welding Joint[J]. Engineering Mechanics, 2014, 31(6): 218-225.

[22] PERI? M, GARA?I? I, TONKOVI? Z, et al. Numerical Prediction and Experimental Validation of Temperature and Residual Stress Distributions in Buried-Arc Welded Thick Plates[J]. International Journal of Energy Research, 2019, 43(8): 3590-3600.

[23] BANIK S D, KUMAR S, SINGH P K, et al. Distortion and Residual Stresses in Thick Plate Weld Joint of Austenitic Stainless Steel: Experiments and Analysis[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2021, 289: 116944.

[24] TADA H, PARIS P C. The Stress Intensity Factor for a Crack Perpendicular to the Welding Bead[J]. International Journal of Fracture, 1983, 21(4): 279-284.

[25] TERADA H. Stress Intensity Factor Analysis and Fatigue Behavior of a Crack in the Residual Stress Field of Welding[J]. Fatigue of Aircraft Structures, 2011(1): 5-15.

Redistribution of Welding Residual Stress Caused by Crack Propagation in Butt Joint of Q355 Steel Plate

GU Song1, LIN Xiao-yu1, GU Ying1*, ZHAO Ya-jie2, KONG Chao1, REN Song-bo1

(1. School of Civil Engineering and Architecture, Southwest University of Science and Technology, Sichuan Mianyang 621010, China; 2. Sichuan Communication Surveying Design Institute Co., Ltd., Chengdu 620017, China)

The work aims to quantitatively study the redistribution effect of welding residual stress caused by crack propagation, and obtain the variation law of residual stress with crack propagation. First, the initial residual stress of the Q355 steel plate butt joint was tested through the blind hole method. Then, the crack propagation parallel and perpendicular to the weld seam was simulated with the wire-cutting technology, and the changes in residual stress caused by crack propagation were measured. Finally, based on the test data, a functional relationship between the residual stress release amount Δand the crack lengthwas proposed, and further, a calculation formula for stress redistribution with crack propagation was derived. The results showed that: in the weld zone of the Q355 steel plate butt joint, there was a significant longitudinal residual tensile stress (along the direction of the weld seam), with the peak tensile stress occurring at the weld toe, reaching up to 1.13 times the yield strength. There was also a large gradient and alternating tensile-compressive residual stress in the transverse direction of the weld zone. The peak compressive stress appeared at the weld toe, measuring 52.6 MPa, while the peak tensile stress occurred at a distance of 17 mm from the center line of the weld seam, measuring 63.5 MPa. Crack propagation resulted in a significant release of residual tensile stress. When the crack propagated along the center line of the weld seam, the peak transverse residual tensile stress decreased by 45.8%. When the crack propagated perpendicular to the weld seam, the peak tensile stress at the weld toe decreased by 63.3%. To sum up, the propagation of cracks significantly affects the residual stress distribution in welded components. The crack propagation stress redistribution calculation formula proposed based on the measured data can effectively reflect the redistribution of residual stress.

residual welding stress; crack propagation; stress release; stress redistribution; experimental test

10.3969/j.issn.1674-6457.2023.010.018

TG405；U441.4

A

1674-6457(2023)010-0152-08

2023-04-26

2023-04-26

國家自然科學(xué)基金（51708467，52108385）

The National Natural Science Foundation of China (51708467, 52108385)

古松, 林曉宇, 顧穎, 等. Q355鋼板對接接頭裂紋擴(kuò)展所致焊接殘余應(yīng)力重分布研究[J]. 精密成形工程, 2023, 15(10): 152-159.

GU Song, LIN Xiao-yu, GU Ying, et al. Redistribution of Welding Residual Stress Caused by Crack Propagation in Butt Joint of Q355 Steel Plate[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2023, 15(10): 152-159.

責(zé)任編輯：蔣紅晨