焊接应力变形原理若干问题的探讨 2_图文

1、焊接应力变形原理若干问题的探讨(二王者昌(中国科学院金属研究所,沈阳110016摘要:提出焊接残余应力形成和消除原理:焊接残余应力不是压缩塑性应变引起的,而是由于焊缝和近缝区金属在“力学熔点”及以下温度冷却收缩受阻产生的;消除焊接残余应力不是产生拉伸塑性应变以减少、抵消和补偿压缩塑性应变,而是将残余弹性应变转变为塑性应变;消除焊接残余应力并不是必须去除固有应变,部分去除或完全不去除固有应变也能完全消除残余应力。提出随焊后热精确控制应力变形焊接法,既可实现无应力焊接和无应力无变形焊接,也可实现适当压应力无变形焊接和较大压应力微变形焊接;并对传统方法与有限元法进行了分析比较。关键词:焊接应力应变;

2、压缩塑性应变;固有应变;无应力焊接;无应力无变形焊接中图分类号:TG404文献标识码:A文章编号:0253-360X(200807-0069- 04王者昌0序言文献1-5认为,焊接残余应力是由于局部不均匀加热产生的压缩塑性应变引起的,文献6-8认为:“当物体(结构经受不均匀的温度变化时产生残余应力,这种应力又叫热应力,焊接时复杂的热应力是由局部加热引起的”。文献9认为,不均匀加热和冷却是形成内部热应力和变形的根本原因。文献10认为,传统观点认为的焊缝压缩塑性应变对焊接残余应力的形成没有贡献。文献4认为消除焊接残余应力必须消除固有应变,而文献10则认为不消除固有应变有时也能消除残余应力。可以看出

3、上述问题还没有统一认识,进行深入讨论是必要的。1残余应力形成机制文献4认为:“若假设无坡口焊缝本身经历了加热过程,由于加热和冷却的热应变抵消为零,那么完全冷却后焊缝存在残余压缩塑性应变。若假定焊缝是填充金属直接从高温冷却下来,则完全冷却后焊缝处存在残余热收缩应变。”“无坡口焊缝工件与有坡口焊缝工件焊接时残余应力与变形的产生结果完全类似”。无坡口焊接时熔池前沿升温产生压缩塑性应变,有坡口焊接时则不存在压缩塑性应变,而冷却时热收缩应变两者是一样的,这说明传统观点认为的焊缝(实际为待熔化金属压缩塑性应变对焊接残余应力的形成不起作用10。设想在焊接过程中,当低碳钢焊缝中心冷却到600(低碳钢的“力学熔

4、点”处的横断面都随焊后热到600,从此以后整个断面均匀冷却。由于此后焊件从零应力状态下均匀冷却,在材料性能均一条件下,到室温后焊件不会产生纵向残余应力。此时残余压缩塑性应变是否被完全消除,下面进行简单分析。在后热到600时,随距离中心线的远近不同,升温幅度不同,为600-T,T为后热前的温度分布。在后热加热升温过程中,板边升温膨胀将对焊缝及近缝区进行拉伸,结果产生拉应变,板边则产生压应变。由此产生的应变分布如图1所示。当后热到600时,全部应变转变为塑性应变。焊缝引起的拉伸塑性应变与焊缝中心处于600且尚未后热时的温度分布相对应(图1,而文献4图4中焊缝残余压缩塑性应变与温度分布无关。两者的差

5、值不可能为零,仍保持部分残余压缩塑性应变。也就是说,低碳钢随焊后热600不能完全消除焊缝残余压缩塑性应变,但却不会产生残余应力。这说明焊接残余应力不是加热时产生的压缩塑性应变引起的。设想对焊件预热,在焊接时使熔池前沿及两侧直到板边金属处在低碳钢的“力学熔点”以上温度。由于此时低碳钢材没有强度,因此也就没有拘束和压缩塑性应变。但在冷却过程中仍会因焊缝温度高第29卷第7期2008年7月焊接学报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 图1后热引起的应变分布Fig1

6、1Strain distribution by po stheat于两侧金属,其降温幅度和收缩量比两侧金属大,焊缝收缩受阻而产生残余拉应力,只是由于焊缝与板边温差少了近600,残余应力小了许多。也就是说,没有压缩塑性应变照样也能产生残余应力。如果按照传统观点,此时的残余应力是怎么产生的?这说明是由于焊件不均匀冷却过程中焊缝及近缝区收缩受到两侧金属的拘束产生焊接残余应力。上述例子说明,保留部分压缩塑性应变可以不产生残余应力,没有压缩塑性应变照样可以产生残余应力。这证明焊接残余应力不是加热时产生的压缩塑性应变引起的,焊缝及近缝区冷却收缩受到相邻金属的拘束才是形成焊接残余应力的根本原因。整个横断面随

7、焊后热到金属“力学熔点”的温度,然后均匀冷却将不产生残余应力,这说明残余应力是材料在“力学熔点”及以下温度不均匀冷却产生的。也就是说,焊缝和近缝区在“力学熔点”及以下温度冷却收缩受阻是产生焊接残余应力的根本原因。由于焊接残余应力不是压缩塑性应变产生的,因此传统理论认为消除残余应力的原理在于产生拉伸(延伸塑性应变以减少、抵消和补偿压缩塑性应变的观点不能成立。消除应力的过程实质上都是将残余弹性应变转变为塑性应变的过程10。既然焊接残余应力是由于焊件在“力学熔点”及以下温度不均匀冷却产生的,那么整个横断面随焊后热到不低于“力学熔点”的相同温度,然后均匀冷却则不会产生残余应力,是一种无应力焊接法。在无

8、应力焊接基础上设法预防瞬态应力引起的焊件失稳,则不会产生翘曲变形,是一种无应力无变形焊接法。如果后热时压应力区和板边加热温度超过焊缝和近缝区,则焊缝和近缝区会产生残余压应力。当加热温度超过值较小时,焊缝和近缝区会产生低于临界失稳应力的适当压应力,不会出现翘曲变形;较大时则产生较大压应力和微翘曲变形。根据预置温度场的不同,产生压应力的部位可以是焊缝、近缝区,也可以是上述两者。因此可以利用后热温度及分布精确控制焊接应力变形。焊缝和近缝区存在残余压应力对预防应力腐蚀开裂(stress corrosion cracking、提高接头疲劳寿命非常有利。此外,随焊后热还可大幅度增加t8/5时间,减少高强度

9、钢、超高强度钢淬火倾向,促进扩散氢逸出,从而大大降低该类钢冷裂纹敏感性,达到预防焊接冷裂纹的目的。较低温度的随焊后热也可能获得类似效果。“物体(结构经受不均匀的温度变化时产生残余应力”6-8的观点似乎具有高度概括性,但不够准确。例如当物体经受的不均匀温度变化较小时,产生的瞬态应力未达到屈服强度,冷却到室温后不会产生残余应力。再如,加热过程是不均匀的,在“力学熔点”以上温度冷却都也是不均匀的,但在“力学熔点”及以下温度冷却是均匀的,此时也不会产生残余应力。这两例说明,“物体经受不均匀的温度变化产生残余应力”的观点欠妥。2关于固有应变固有应变这一概念由藤本二男11最先提出,又叫残余应力源12或不协

10、调应变13。固有应变可以简单地理解为残存于焊缝和近缝区的应变。如果知道固有应变的大小,把它作为初始应变置于焊缝及近缝区,就可通过一次弹性有限元分析求得整个构件的焊接变形,从而可大量减少计算机运算时间。文献4提出:“消除焊接残余应力必须去除产生残余应力的固有应变源”。在此,文献4提出固有应变源这一新概念,但未做具体定义。顾名思义,固有应变源应为固有应变的源头,一般认为是焊接时的不均匀加热和不均匀冷却(前面的分析表明,关键是不均匀冷却,这是不能去除的,如果去除则无法进行熔焊。况且文献4所引用固有应变的文献12中并没有固有应变源、只有固有应变即残余应力源的提法。显然固有应变源的提法欠妥。文献4提出:

11、“只有当拉伸塑性应变完全抵消收缩的残留固有应变量时,才能完全消除残余应力”。众所周知,高温回火是消除焊接残余应力的有效手段,重要结构往往要求用此法消除应力。此法消除应力是借助于高温材料屈服强度的降低和应力松弛过程产生蠕变应变13实现的。高温回火时,拉应力区产生拉伸塑性应变,压应力区则可能产生压缩塑性应变,两者都会导致残余应力降低。待到全部残余弹性应变都转变为塑性应变时,在材料性能均一条件下,残余应力完全消除。可以看出,高温回火法消除应力时,产生的拉伸或压缩塑性应变都70焊接学报第29卷不会超过1个常温条件下的屈服应变。由此可知,在材料性能均一条件下,高温回火时只需要产生不超过1个屈服应变的应变

12、量就可以完全消除残余应力。按照文献4的观点,此时尚保留大约0.5个屈服应变的残余压缩塑性应变。这个例子说明,不全部消除固有应变也能完全消除残余应力。在文献10中,作者提出机械压缩法消除残余应力,指出完全不消除固有应变也能全部消除焊接残余应力。可以看出,消除残余应力时,高温回火法只需要部分消除固有应变,而机械压缩法完全不消除固有应变,但是都可完全消除残余应力。也就是说消除残余应力并不是必须完全消除固有应变,部分消除甚至不消除固有应变也可以全部消除残余应力。图2分别给出低碳钢、钛合金和铝合金不协调应变即固有应变分布11,13。比较可知,图2所示的固有应变分布与文献4中图4所示的B 0KK B 0残

13、余压缩塑性应变分布完全不相似。文献13指出,不协调应变主要是由于焊缝纵向收缩引起的, 不协图2焊接时的固有应变分布Fig 12Inherent strain distribution in welded plate调应变量相应于产生残余拉应力的收缩应变量。这些也证明,焊接残余应力是由于焊缝和近缝区冷却收缩受阻引起的,而不是加热时产生的压缩塑性应变引起的。3关于传统方法与有限元分析方法20世纪50年代,奥凯尔勃洛姆1建立了焊接应力与变形的理论基础。基于该理论,在采用平截面假设和其他一些假定的基础上,提出以残余塑性应变来计算焊接变形的方法。此法对于钢材平板和梁架等简单结构的变形计算还是比较适用的,

14、但对于钛等材料及复杂结构的焊接变形计算则难以胜任。奥凯尔勃洛姆建立的基础理论尚未过时,目前国内大学焊接应力变形教学仍在采用,只是某些局部环节需要修正。后来的固有应变法也是基于残余塑性应变即固有应变进行计算的,可以认为固有应变法是基于奥凯尔勃洛姆理论加上有限元数值分析方法发展起来的。20世纪70年代,上田幸雄14运用计算机技术和有限元数值分析方法,提出了焊接热弹性分析理论,导出各种表达式,使复杂的动态焊接应力应变过程的分析成为可能,焊接应力应变的有限元分析方法从此诞生。此法可以半定量甚至定量计算焊接变形,是一种有力工具,也是近来焊接力学领域的最大成果。近年来随着微型计算机的普及和新软件的开发,许

15、多焊接工作者可以采用此法计算焊接应力和变形,并取得不少成果。同时不得不指出,焊接应力应变的热弹性有限元分析法做了多达十几项简化和假设,尽管有的学者认为计算结果与测量结果有良好的一致性,但还是必然要给计算结果的准确性带来负面影响。例如用0Cr13Ni5M o 制造的混流式水轮机叶片与上冠焊接的热影响区横向残余应力实测结果为856MPa 15,而同材料、同结构、同部位、同方向的残余应力有限元方法计算值则为117MPa 16,不足实测值的1/7。造成如此大误差的原因,除了其它假设外,将熔池看作是伪固态,把本来不是连续介质(因被液态熔池破坏,焊件已不完全是连续介质看成是连续介质、以及熔池的存在使温度的

16、分布在熔合线处出现拐点,破坏了温度分布的连续性规律等有关。有限元法还在发展,也需要不断完善。文献17指出:“液态金属只能承受很小的应力,但在较小应力作用下发生流动或变形”,“在固液界面可以消除原有的应力应变,使重新凝固后的固态金属变成无应力应变状态”,“如果在建立应力、第7期王者昌:焊接应力变形原理若干问题的探讨(二71应变本构方程及有限元计算时,把焊接熔池与它外部的固态金属看成连续的固体,那么计算后就会在熔池内部产生一些塑性应变。熔池的变形还会引起熔池附近区域进一步变形,这与熔池的性质相矛盾,因此积累在熔池中的全部应力、应变应该被消除掉。”为此文献17采用单元再生法进行处理。当单元被加热到超

17、过固液区上限温度时,把它从有限元模型中除掉;而当冷却到固液区上限温度后又把它放回到模型中去;当单元加到模型中时假设单元被“退火”即没有任何形变;当不采用单元再生法时,熔池产生较大的压应力,而液态金属是不能承受较大应力的。文献17指出:“这是由于把焊接构件当作了连续的固体而没有考虑熔池液体金属作用的缘故”。采用单元再生法后,焊接熔池则完全没有应力。奥凯尔勃洛姆的传统理论,具有材料力学知识的人就可以掌握,而上田幸雄的有限元法则需要具有热弹性理论基础的人才能掌握和运用。后者不是每个焊接工作者、特别是生产第一线的焊接技术人员都能胜任的,因此传统理论定性的应力应变知识还是有用的;况且对于焊接工作者来说,

18、掌握焊接力学的发展史对进一步推进焊接力学的发展是有帮助的,因此传统观点不宜轻易放弃。鉴于传统观点有其不足之处,对其进行修正是必要的。有限元法在发展中不断完善也是必要的。有限元法只用冷却过程来模拟残余应力的形成,这也说明焊缝和近缝区冷却收缩受阻是产生焊接残余应力的根本原因,而不是由于加热时产生的压缩塑性应变引起的。4结论(1焊接时不是不均匀加热、而是不均匀冷却产生残余应力。残余应力不是加热过程产生的压缩塑性应变引起的,焊缝和近缝区金属降温收缩受到相邻金属的拘束是产生焊接残余应力的根本原因。(2焊接残余应力是由于焊缝和近缝区金属在“力学熔点”及以下温度冷却收缩受到相邻金属的阻碍产生的。(3提出精确

19、控制应力变形焊接法,随焊后热既可实现无应力焊接和无应力无变形焊接,也可实现适当压应力无变形焊接和较大压应力微变形焊接。(4焊接残余应力消除原理不是产生拉伸塑性应变以减少、抵消和补偿压缩塑性应变,而是将残余弹性应变转变为塑性应变。(5固有应变源的提法是不恰当的。消除焊接残余应力并不是必须去除固有应变,部分去除甚至不去除固有应变也能完全消除残余应力。(6传统观点与有限元法各有优势,也各有不足,都需要不断完善。参考文献:1奥凯尔勃洛姆H O.焊接变形与应力M.雷原,译.北京:机械工业出版社,1958.2田锡唐.焊接结构M.北京:机械工业出版社,1997.3中国机械工程学会焊接学会.焊接手册:第3卷M

20、.北京:机械工业出版社,1992.4汪建华,陆皓.焊接残余应力形成机制与消除原理若干问题的讨论J.焊接学报,2002,23(3:75-79.5曹阳,关桥,刘纪达.焊接动态热应变云纹测试技术的研究J.机械工程学报,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,关桥,史耀武,等.钛合金薄板带热沉的TIG焊温度场J.焊接学报,2003,24(1:69-72.10王者昌.关于焊接应力变形问题的再探讨J.焊接学报,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中国机械工程学会焊接学会.焊接手册:第3卷M.2版.北京:机械工业出版社,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陈其良.水轮机转轮叶片焊接残余应力分析J.焊接技术,2002(2:46-47.16黄文,吴彤峰,毛汉领.水轮机转轮叶片的应力分布及其裂纹成因J.实用测试技术,1999(3:33-34.17魏艳红,刘仁培,董祖珏.不锈钢焊接凝固裂纹应力应变场数值模拟结果分析J.焊接学报,2000,21(2:36-38.作者简介:王者昌,男,1938年出生,研究员。主要从事

24、钛合金焊接、焊接气孔、焊接热裂纹、焊接力学、堆焊材料和抗磨蚀用钢研究工作。研究成果获国家、院、部奖6项,获国家发明专利3项。发表论文100余篇。Email:wanghy9872焊接学报第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