工程力学英文翻译样本

资料内容仅供您学习参考，如有不当或者侵权，请联系改正或者删除。数值分析焊缝引起的残余应力和塑性破坏对弹性钢板的影响摘要:本文介绍的数值分析,阐明了焊后残余应力和相关的塑性损伤对316L奥氏体不锈钢板的弹道性能的影响。用一个中心三个通槽焊接、18毫米厚的板与半球形的平头弹进行冲击模拟,初始速度在300–800米/秒范围内。数值框架包括相互关联的三个阶段:第一,用有限元建立模型,用两个独立的数据集制定标准并验证;第二,用有限元中针对撞击模型的剪切破坏断裂准则,校准和验证约翰逊库克材料模型;第三,将焊接模拟的结果转移到有限元软件建立的碰撞模型中,应用经过验证的材料和断裂模型预测焊接板的弹道性能。结果表明,相关的塑性应变损伤在焊接过程中累积,其分布对弹道性能有不利的影响。还表明用于分析焊件中预先存在的损害的断裂准则必须用于焊接结构的碰撞分析中。关键字:弹性碰撞;焊接板;残余应力;焊后塑性损伤;有限元模拟1简介残余应力为自平衡应力,存在于没有外力的作用的结构中。典型的,比如在材料加工和制造技术产生了残余应力。最不受欢迎的残余应力之一是由金属结构领域传统的焊接过程引起的,在这个过程中,高拉伸残余应力从近焊缝区和工件的其余部分之间的永久失配中发展起来[1]。这些焊后拉伸残余应力一般经过加速裂纹焊缝附近区域增长导致一个组成部分的过早失效[1,2]。另一方面,残余压应力的引入(例如,经过喷丸)能够经过把工件表面压缩来改进组件的疲劳寿命,从而抑制裂纹增长[1,3-5]。关于残余应力对循环疲劳寿命和疲劳裂缝扩展的影响我们已经研究了多年,因此能够合理地理解它们[4];然而,几乎没有什么信息存在与那些残余应力对冲击性能的影响的可用文献中。Reddy和莫汉达斯[6]用实验研究焊接过程和残余应力对高强度低合金铁素体钢弹道冲击性能的影响,采用三个不同的焊接程序(即手工电弧焊屏蔽金属弧焊,FCUW-药芯焊丝焊接的焊接工艺和残余应力的影响电弧焊和氩弧焊-钨极氩弧焊)。她们发现,与FCUW和GTAW相比,采用手工电弧焊热影响区(HAZ)的弹道性能得到改进;可是没有报道腹板的弹性性能。这种性能的改进要归因于拉伸残余应力与弹丸穿透影响轴的对齐,因此得到结论,残余应力场在某些情况下可能是有利的[6]。本文作者并不知悉在公开文献中已进行类似的影响评估的任何其它出版物。当前的研究展示了检查残余应力及相关塑料损害对焊接奥氏体不锈钢板的弹力性能影响的有限元(FE)模拟。用一个三通式槽焊缝中心线的18毫米厚板,316l钢,来模拟半球形嗅和塌鼻子的射弹对对接焊缝的影响,初始速度范围,在300-800m/s。当前的分析包括脱钩焊接(经过有限元分析/标准)和弹道导弹(经过有限元分析/显示)的模型,其中的焊接模拟结果(即残余应力场和焊后塑性应变)作为输入的影响分析传输。用于碰撞模拟的约翰逊库克材料模型已经利用发表的实验数据进行了校准和验证,同时利用一个能够在有限元分析/显式剪切破坏验证断裂模型来预测焊接结构的弹道性能。2焊接板一个钨极惰性气体三通式保护焊(TIG)是在194毫米450毫米18毫米块AISI316l不锈钢中进行的,中心线加工槽长80毫米深6毫米。在加工槽后,但在焊接前,这块压力缓解炉从室温加热到1050摄氏度,5℃/分钟,保持在1050±5℃45分钟,炉冷却到300℃,然后空气冷却至室温。然后将这个槽用三个后续焊道经过自动TIG焊接,使用0.9毫米ER316L填充焊丝(图1)。焊接试样在无约束条件下进行焊接,因此该板块会无约束的扭曲,这种情况会导致一个偏离焊接线约±0.8L的弯曲变形(表示在有限元模拟的3轴),和一个约0.4弯曲变形绕横向焊缝轴线(表示1轴)。试样广泛安装在焊接过程中,一些在不同地点的热电偶为有限元模型输入捕捉焊接过程的循环热历史[7]。图1三通式槽焊缝样本3有限元建模用有限元6.9进行有限元模拟[8],在有限元中,如图2a,建立焊件有代表性的半模型,假设焊缝中心线对称轴,以减少计算费用。有限元分析被分成三个阶段:第一阶段,在有限元分析/标准中建立热机械焊接模型,考虑到有限元焊接模拟的验证精度,我们使用一个隐式的制剂[9-11]和并用独立衍射技术验证;在第二阶段,使用高应变速率和温度升高的测试数据来确定约翰逊-Cook模型参数并使用弹道冲击实验数据来验证;第三阶段,焊后残余应力和相关塑性损伤的焊接模型在有限元分析/标准被导入到一个影响模型内置在有限元分析/显示的,它采用校准和验证的约翰逊-库克材料模型和剪切失效(SF)断裂准则捕捉到弹丸焊件的相互作用(图2b)。3.1有限元分析/标准中的焊接模型因为其它地方提出了关于焊缝的模型开发和验证的全面概述[9,10],因此这里仅包含对这一分析的简要描述。使用有限元分析建立一个3D半模型包括38220六面体(参见图2a)。焊接模拟解耦成连续的热物性参数和力学分析,由热历史预测的热分析作为随后的力学分析的输入。因为板(AISI316l)和填料(ER316l)材料的差别仅在于Cr的含量,同样的热的物理和机械性能被认为同样适用于母材(板)和焊缝金属。另外,由于板父和填料焊接材料是奥氏体钢,对于数值解不要求固态相变。一个详细的焊接参数(即火炬设置)允许一个准确的传通的移动热源校准的热电偶数据记录,进行使用专用焊接热源建模工具的FEAT-WMT[12]。瞬态身体使用FEAT-WMT确定的热通量的数据,然后作为输入机械焊接模型,减少集成的应力元素(C3D20R)用于代替传热元件(DC3D20)捕捉到焊件的构响应。由于强循环硬化AISI316L,在有限元中指定材料的各向同性的运动混合加工硬化数据。这个预测的行为经过一个勒梅特CHABOCHE的的硬化模型安装经验数据[13,14],允许模拟包辛格效应和循环硬化塑料勒索,在焊接过程中这是两个重要的现象[11]。焊后的残余应力场的力学模型预测,经过对中子衍射验证[9,10]同步spiralslit[15]测量焊件,具有良好的一致性。这些应力和相关的塑性应变随后被映射到有限元分析/显示领域的一个优化的影响模型内。这第二个的有限元网格(图2b)不包括焊帽,如在实际结构中,这一般是运行之前除去。图3表示出了从热机械模型中的残余应力,塑性应变分布和优化的影响模型。这些模型的比较表明,两个盖去除过程和所需的插值不一致网格几何形状不影响预测焊后消除应力/在映射过程中的应变场。3.2影响模型网格几何构响应的校准和验证,在影射期间不影响预测焊后应力/应变场用于碰撞模拟的数值模型需要一个材料模型和断裂准则。约翰逊-库克材料模型[16]是用来预测目标行为的,而有限元分析/显示中提供的SF断裂被认为是在这项工作中。下面提供的每一个形式主义的概述,紧跟着用于每个进程的校准和验证的摘要。3.2.1约翰逊-库克本构模型约翰逊-库克本构模型[16]是一个经验模型,表示为:σeq=A+B其中σeq是等效的应力;εeq是等效塑性应变;εeq*=εeq/εA,B,N,C和m为材料常数。同源温度T定义为T=(T-Tr)/(Tm-Tr),其中T是绝对温度,Tr为室温,Tm是熔化温度。(a)图2(有限元模型在有限元分析/标准:(一)经过热机械应力焊缝模型;有限元分析/显式:(b)模型的影响)图3(原始网格横截面焊接热机械分析:(一)应力剖面;及(b)塑性应变曲线。细化网格横截面(带焊帽删除)的影响分析,映射后:(三)应力剖面;及(d)塑性应变曲线。)3.2.2剪切破坏(SF)断裂准则剪切失效(标准型)断裂模型是基于等效塑性应变在一个元素中的累积,正如[8]定义的:ω=εeq0+其中ω是损伤参数;εeq0是初始值(即预先存在的)的等效塑性应变和εfJCεfJC=其中D1,D5为材料常数和σ*=σm/σ3.2.3约翰逊-库克材料模型校准Deyetal[18]所使用的校准约翰逊-库克材料模型的材料参数如下。等式(1)中的参数A、B、C、n与在准静态单轴拉伸测试不同温度下的实验数据拟合[19]和应变率[20]相符合,如图4所示。参数A被指定为0.2％偏置屈服应力在室温下(23°C),让同样单调的应力-应变曲线拟合参数B和N。参数C是由在室温下的高应变速率试验获得的(图4b),而m的测定是使用升高的温度测试数据(图4a)。常规最小二乘法被用于所有的校准研究。约翰逊—库克316L不锈钢所得到的参数列于表1,图4给出了预测材料的行为316L使用校准后的约翰逊—库克的模型,这两套经验数据吻合良好。3.2.4约翰逊-库克材料模型和断裂准则验证实验断裂应变参数εfJC=0.49由316L板的影响研究[21]获得,用于SF断裂准则(式(2))连同校准的约翰逊—库克材料模型。在有限元分析/显示中建立使用Cook本构模型参数的冲击模型,和验证的实验的观测值[21]相反,其中包括一个12.68毫米的扁钢带的扁平鼻(FN)弹丸与质量为29.9克的一个0.5毫米厚的316L板,在一个初始的黄赤交角30º的实验和模拟结果一致,如图5所示,当实现全面渗透,有轻微的低估,弹道极限(小于下限3.3％)。图6a表示出由FN弹丸穿透后板,能够看出,实验中观察到的故障机制(例如,拉伸强度,撕裂和铰链)被再现在数值模型中。图6b所示,一个12.68毫米半球形头形弹丸与19.9克质量正常渗透率(0º倾角角度)还表1316L不锈钢的约翰逊—库克模型参数A(MPa)B(MPa)aCm2381202.40.6750.02241.0830.49图4(约翰逊-库克材料使用表1中的参数模型实验和预测结果之间的比较:(a)准静态拉伸试验室和升高的温度[19];(b)高应变速率在室温下测试[20])。图5比较一个12.68毫米的平头鼻弹丸的初始倾角30℃[21]对0.5毫米厚的316L不锈钢板影响的实验和预测剩余速度图4使用表1中的参数用约翰逊-库克材料模型比较试验和预测结果:(a)在室温和高温[19]条件下的准静态拉伸试验;(b)在室温[20]条件下的高应变速率试验。图6c表示出HN弹丸穿透后的板;能够看出,实验中观察到的失效模式(即petalling)被数值模拟再次建立,图6D。在这项研究中预测的弹道极限是117.2米/秒,这是在实验的误差幅度(125±12.5米/秒)内的。约翰逊—库克两种材料模型和SF断裂准则的验证允许使用焊接板进行进一步影响分析。3.3在有限元分析/显示中数值分析对焊接板的影响在有限元分析/显示中建立398124减少集成线性六面体的元素(C3D8R)精确的3D模型(见图2b),在影响区内平均单元尺寸为0.5*0.5*0.5立方毫米。半球形鼻(HN),平头(FN)被用来模拟弹丸撞击事件;两个弹丸直径分别为10毫米,有相等的总质为25.8克,HN和FN弹丸分别长43毫米和41.25毫米。这两个弹丸离散刚体模拟。每个弹丸进行了三种不同的影响分析:(一)从焊件的焊接侧的弹丸冲击;(二)弹丸从背面焊件的影响;(三)与原板弹丸冲击,不含有残余应力,也没有相关的塑性损伤。此测试矩阵构建的残余应力和预先存在的塑性损伤的焊接板的防弹性能的效果进行评估。模拟冲击速度范围为300至800米/秒。在将热—力学的焊缝建模解决方案映射到冲击模型中、材料特性、相关定义之后,影响研究的边界条件被重新定义。注意,硬化形式主义的混合各向同性改变,运动硬化模型(勒梅特CHABOCHE的)用于焊接模拟各向同性硬化模型(约翰逊—库克材料模型与参数见表1),因为前者不捕获加工硬化材料中的应变率依赖性。图6比较被一个平头弹丸影响的单片0.5毫米厚的316L钢的失败模式:(a)(转载自周和实验观察力度好,);(b)数值解;(c)实验观察(转载自周和失效模式使用一个半球形头形弹丸比较:力度好,);(d)的数值解图7(a)冯·米塞斯及(b)PEEQ三个通槽焊接板式热力学分析。图8(a)横向比较,(b)和(c)正常纵向应力在焊接板的焊接分析物图9焊接316L板影响穿透过程的因素:(一)12毫米半球形鼻(HN)弹丸速度为450米/秒;(二)12毫米平头弹丸(FN)速度为450米/秒。4结果与讨论4.1焊接引起的残余应力和相关塑性损伤预测焊后冯米塞斯残留应力和相关联的等效塑性应变场(PEEQ)的等高线图如图7所示。在三个主要方向的各个应力分量如图8所示,在S11,S22,和S33分别对应的横向的,法向的,纵向的应力分量。一般情况下,能够从图7a中看出来:在槽焊缝和热影响区(HAZ)的周围预测了一个高的残余应力场。图3a中横向横截面的应力场的等高线图揭示了残余应力场包括全部的焊接区域。图8a显示,预测出焊道下方的预测和沿着在顶板表面上焊道的高拉伸横向应力,在这两种情况下峰值接近焊缝的停止端。下方的槽焊的HAZ高的拉伸纵向应力预测,和在材料中,施加在第一和第二焊道(图8c)。正常的残余应力(图8b)接近零,整个板,正如人们所期望的这种类型的样品geometry.这种高的横向和纵向的拉伸应力的平衡,在所有三个方向(图8a和c)向样品边缘延伸的压应力。正如前面所提到的,经过验证的预测残余应力具有高的精确度,使用两个独立的衍射技术:中子衍射测量[9,10,15]和螺旋形狭缝的同步加速器衍射测量[9,10,15]。因此,这些预测假设为代表类似的气体保护焊焊缝发现,弹道的影响预测等相关服务。另外还要注意地区高塑性变形,在焊接过程中,图中高亮显示的残余应力高的地区,在图7中有着内在的联系。正如下面讨论的,焊后塑性损伤的存在是弹性焊接板的分析的首要关注(图8a和c)。4.2弹性影响的数值模拟结果4.2.1焊接母材的影响解决方案的比较图9a和图b表示的瞬态焊接的焊后316L板侧面碰撞预测,经过半球状的鼻(HN),平头(FN)弹丸,分别以初始速度450米/秒进行冲击。这些研究中经过固定上部VonMises应力限制到360兆帕,能够看出,预测的冲击区域由于FN渗透(图9b)明显大于生产在HN渗透(图9a)。在每个解决方案t=70-100µs时,能够确定每个弹丸的预期穿孔机制:穿孔HN弹丸被使用时由韧性孔增长引起的变化变得明显,而当FN弹丸被使用[18]时由剪切穿孔引起的变化变得明显。图10预测HN和FN弹丸的渗透后剩余速度与初始速度。评估无应力的母材钢板和焊接板的防弹性能,在后者情况下,能够进行弹丸冲击焊接侧面和背面的研究。父(原)板的数值结果显示,HN炮弹的预测弹性极限比FN弹丸要高(图10),这表明HN弹丸塑料工作推料比用FN弹丸[22]剪切工作推料耗费的能量更多。在焊接板的情况下,当与母材相比较时,能够观察到一个预测的弹性性能的退化,包括较低的预测的弹性极限。相对于母材钢板分析,在进行焊板研究时能够观察到两个弹丸的预测残差速度的增加。使用SF破坏判据的模型的预测结果表明,在焊接过程中赋予该材料焊接后的残余应力或塑料损坏(或两者的结合)会给焊接板的弹道性能带来不利影响,就证明了低弹道极限和较高的残余速度预测与母板分析有关(图10)。很显然,焊后塑性损伤E0式-这是为了计算SF断裂准则公式(2)降低焊件防弹性能。图10母材的初始和剩余速度对焊接板焊缝侧面、背面焊接板的影响(a)12毫米半球形鼻(HN)弹速度为450米/秒(b)平鼻(FN)弹丸速度为450米/秒Time(µs)图11父母(子女)板对时间的等效塑性应变(PEEQ)对焊接板焊缝侧的影响:(一)半球形头形弹丸和(二)平头弹图11所示的等效塑性应变(PEEQ)随时间变化为两个父板试样的中间部分中的一个元素和焊接板影响的HN或FN弹丸。由此能够看出,该元素失效时PEEQ的母材和达到预定的断裂应变为0.49的参数(εfJC)焊接板,单独的观察到焊后塑性损伤的不良影响,在图11焊接板中能够看出:与母材相比,在失败之前影响较小相关的塑性应变能够容纳到元素中。由于母材而不断裂(即韧性的材料)可吸收的能量的量成比例地减少了在焊接过程中施加的热力学诱发塑性,这种预先存在的塑性损伤必须加以考虑。虽然赋予在焊接过程中的塑性流动变形金属的屈服强度增加的有益的应变硬化效应,但相对于弹道性能,焊接引起的塑性变形的负面影响远远大于积极的应变硬化的影响。从当前的结果来看很显然,在预测焊接板的防弹性能时,必须用到用于计算材料焊后塑性损伤有断裂准则的模型。由于焊后塑性损伤可能会恶化弹道性能(每SF故障criteriabased的预测),需要对弹性性能的参数进行一个全面的灵敏度分析。当考虑弹丸形状时,一个FN弹丸穿透焊接母材比HN弹丸更容易些,而且,焊接母材的HN炮弹(图10a)比它的FN弹丸的弹道极限之间的差异更大(图10b)。这种现象表明,焊接板损坏焊后具有更高的弹道性能的影响,当板经过韧性扩张时,HN弹丸穿孔失败。4.2.2焊接板焊接侧面和背面面影响的解决方案图10是一个当焊接板被焊缝上侧(顶部)或背面(底部)的半球状的鼻(图10a),平头(图10b)的弹丸影响到时的预测焊接板的弹道性能的比较。使用SF断裂准则的预测弹道性能,对于背面撞击场景来说比侧焊缝两个弹丸撞击场景更槽糕,可是,它对于HN弹丸来说比FN弹丸更加明显。这表明,焊后塑性损伤必须对用SF断裂准则对基于最初行为进行预测的行为负责。这些结果进一步证明了精确的预测