厚板焊接接頭殘余應(yīng)力和損傷分布的研究*

楊 娜, 林 升, 蘇 超

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044; 2.南寧中海宏洋房地產(chǎn)有限公司，廣西 南寧 530029)

近年來，焊接厚鋼板構(gòu)件廣泛地應(yīng)用于高層和大跨結(jié)構(gòu).例如，國家體育場“鳥巢”、央視新臺址大樓、上海環(huán)球金融中心、北京新保利大廈等典型工程都采用了厚度在100 mm以上的鋼板，作為柱腳、主桁架等主要承力構(gòu)件[1-2].同時，厚鋼板在焊接過程中產(chǎn)生的應(yīng)力集中、強(qiáng)度降低、分層等現(xiàn)象也引起了工程界對焊接鋼構(gòu)件殘余應(yīng)力和損傷分布的廣泛關(guān)注.相對于普通板件的焊接，厚鋼板焊接構(gòu)件由于受焊接過程中焊道增多、自身約束增大等因素影響，焊接完成后的殘余應(yīng)力往往會更大更復(fù)雜，并容易在構(gòu)件中產(chǎn)生初始裂紋和缺陷.在鋼結(jié)構(gòu)中，厚鋼板構(gòu)件在地震狀態(tài)下要承受很大的循環(huán)荷載作用；船舶結(jié)構(gòu)在航行中要承受著連續(xù)的波浪載荷.這樣結(jié)構(gòu)所受的外載荷和殘余應(yīng)力往往都會疊加，使結(jié)構(gòu)分析變得復(fù)雜[3].因此，需要對厚鋼板構(gòu)件的焊接殘余應(yīng)力分布和外荷載作用下厚板損傷分布進(jìn)行更深入的研究.國內(nèi)外學(xué)者對焊接殘余應(yīng)力已經(jīng)進(jìn)行了不少研究.美國的Dean Deng[4]，ATTARHA M J[5]使用ABAQUS對平板和環(huán)形鋼板的焊接進(jìn)行三維數(shù)值模擬研究，并取得相應(yīng)鋼構(gòu)件的殘余應(yīng)力和變形特征；澳大利亞的E.A. Flores-Johnson[6]采用ABAQUS軟件內(nèi)置的J-C本構(gòu)模型對鋼板焊接殘余應(yīng)力及其對沖擊性能的影響進(jìn)行了研究；張國棟等人[7]也用ABAQUS軟件并編制子程序?qū)︿摌?gòu)件的殘余應(yīng)力及其蠕變損傷進(jìn)行了研究.王元清等人[8]通過拉伸試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)焊縫對厚鋼板Z向性能有較大影響.但是，目前關(guān)于厚鋼板構(gòu)件焊接殘余應(yīng)力的實(shí)驗(yàn)研究還比較少，關(guān)于循環(huán)荷載作用下殘余應(yīng)力對構(gòu)件損傷分布影響的闡述也很少.

本文采用磁彈儀對厚鋼板對接焊縫進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，并借助ABAQUS及其子程序DFLUX，對焊縫的殘余應(yīng)力進(jìn)行數(shù)值模擬研究和驗(yàn)證.同時，采用子程序UMAT引入鋼積累損傷模型，探討在循環(huán)荷載作用下厚鋼板焊接接頭損傷的分布規(guī)律.

1 厚板焊接殘余應(yīng)力實(shí)驗(yàn)測試

對厚鋼板焊接的現(xiàn)有研究多數(shù)建立在數(shù)值模擬上，但是數(shù)值模擬有很多理論都是建立在假設(shè)簡化基礎(chǔ)上，而且實(shí)際焊接過程中受到很多工序影響，因此數(shù)值模擬的全面性和準(zhǔn)確性需要實(shí)驗(yàn)來驗(yàn)證.

本次厚鋼板焊接殘余應(yīng)力測試實(shí)驗(yàn)共分為3部分：焊接過程，標(biāo)定實(shí)驗(yàn)，磁彈法測定殘余應(yīng)力實(shí)驗(yàn).通過實(shí)測對厚鋼板焊接殘余應(yīng)力分布進(jìn)行初步研究，驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果，總結(jié)出能夠適用于實(shí)際工程的殘余應(yīng)力規(guī)律和應(yīng)力模型.

1.1 實(shí)驗(yàn)原理

實(shí)驗(yàn)選用板材厚度分別為25 mm,40 mm,60 mm和80 mm，試件參數(shù)如表1所示，每個厚度尺寸取2塊試件，試件坡口尺寸符合《GB 986-88埋弧焊焊縫坡口的基本形式和尺寸》.

表1 焊接參數(shù)

鋼板選用Q345B鋼，焊接全程都在江蘇中建鋼構(gòu)有限公司進(jìn)行.焊接試件需要預(yù)留6 mm左右的鈍邊，如圖1所示，防止焊接過程中焊穿；焊接之前切除固定用的馬板，減小焊接過程中的約束；構(gòu)件需要預(yù)留大小坡口，小坡口深度大約是大坡口的一半，焊接過程中每焊接3～5層焊道需要進(jìn)行一次翻面，以減小焊接變形.

圖1 焊接接頭示意圖(mm)

本文采用磁彈法測量厚板焊接接頭殘余應(yīng)力值.磁彈法是發(fā)展較快、應(yīng)用比較成熟的一種殘余應(yīng)力測試方法，具有無損、方便、快速、準(zhǔn)確的特點(diǎn).磁彈法是完全無損的測量，本次焊接殘余應(yīng)力的測試所用儀器為美國AST公司生產(chǎn)的STRESS-CAN500C型磁彈性殘余應(yīng)力測試儀，儀器本身有預(yù)設(shè)的測試深度，但基本只能測量表面應(yīng)力.試件和儀器如圖2所示.

由于焊接厚鋼板殘余應(yīng)力不僅與工件中所受的應(yīng)力有關(guān)，而且還與材料的組織狀態(tài)、硬度、晶粒尺寸及表面狀況有關(guān)，所以采用磁彈性方法測量殘余應(yīng)力時，必須對不同材料構(gòu)件進(jìn)行標(biāo)定試驗(yàn).標(biāo)定試樣的材質(zhì)、組織狀態(tài)以及表面硬度必須與被測鋼板相同.試件在拉伸壓縮之前退火消除初始應(yīng)力.

磁彈儀工作原理在于磁致伸縮效應(yīng)，即鐵磁材料在外加磁場的作用下將發(fā)生晶格的彈性變形.通常用巴克豪森噪聲的強(qiáng)度(記作MP)來反映材料內(nèi)部的應(yīng)力水平，當(dāng)構(gòu)件應(yīng)力表現(xiàn)為拉應(yīng)力增加時磁滯回線的斜率和MP值增高，反之，壓應(yīng)力增加則磁滯回線的斜率和MP值降低.

圖2 測量試件和儀器

標(biāo)定實(shí)驗(yàn)主要是測量巴克豪森噪聲強(qiáng)度(記作MP)與施加的應(yīng)力值關(guān)系，繪制出標(biāo)定曲線MP-σ，該曲線是測量焊接板件的殘余應(yīng)力的基礎(chǔ).

實(shí)驗(yàn)測試通過磁彈儀在構(gòu)件上測得MP值，再通過實(shí)驗(yàn)室得到MP與應(yīng)力的對應(yīng)關(guān)系(標(biāo)定曲線)，對照標(biāo)定曲線便可得出焊接構(gòu)件的應(yīng)力值.測試殘余應(yīng)力的方法是：在工件上放置磁彈性儀，儀器中的探測線圈檢測出在磁彈性儀的交變磁場作用下鐵磁材料產(chǎn)生的巴克豪森噪聲MP，從而間接測出構(gòu)件表面殘余應(yīng)力.

1.2 實(shí)驗(yàn)步驟

本次實(shí)驗(yàn)由焊接技術(shù)人員制定實(shí)驗(yàn)焊接作業(yè)指導(dǎo)書，將試件的組裝、定位焊、焊前預(yù)熱、焊接過程控制及要求、焊后保溫等要求做出相應(yīng)規(guī)定，全過程經(jīng)歷“切割馬板-火焰預(yù)熱→氣保焊打底→清根→自動埋弧焊(圖3)→清根→蓋面焊→保溫(圖4)→引弧板切割”等，焊接完成試件如圖5所示.測量應(yīng)力時的操作如圖6所示，實(shí)驗(yàn)過程中需要不斷變更方向獲得不同方向的應(yīng)力.

圖3 埋弧焊 圖4 保溫

Fig.3 Arc welding Fig.4 Heat preservation

1.3 標(biāo)定實(shí)驗(yàn)結(jié)果

通過拉伸和壓縮實(shí)驗(yàn)，得到拉壓應(yīng)力與巴克豪森噪聲強(qiáng)度代表值MP的關(guān)系，即標(biāo)定曲線，如圖7所示.可取比較有代表性的點(diǎn)輸入儀器，在測量構(gòu)件的時候直接輸出殘余應(yīng)力值.

圖5 焊接完成試件 圖6 測量示意圖

Fig.5 Welded specimen Fig.6 Sketch map of measurement

應(yīng)力/MPa

2 厚板焊接接頭殘余應(yīng)力數(shù)值模擬及與測試結(jié)果對比

本文基于商用有限元軟件ABAQUS建立焊接鋼厚板構(gòu)件的數(shù)值分析模型，并在模型中利用DFLUX子程序?qū)隚oldak[9]橢球熱源模型來模擬焊接熱源的移動.該熱源模型能夠方便應(yīng)用于薄板、厚板、鋼管等構(gòu)件的焊接過程熱輸入，其模型方程如式(1)所示：

(1)

式中：x，y，z為模型的整體坐標(biāo)值；Q為輸入功率，f，a，b，c為熱源形狀參數(shù)，a，b，c為實(shí)際焊接熔池尺寸縮小20%得到[9].本文將重點(diǎn)考慮4個不同厚度Q345鋼焊接試件的殘余應(yīng)力分布，模型如圖8所示.

圖8 焊接模型

4個構(gòu)件由相同的材料Q345B鋼組成，焊接參數(shù)與表1相同.材料將參照參考文獻(xiàn)[10-11]的16Mn鋼進(jìn)行設(shè)置，隨溫度變化的熱物理性能(比熱、熱導(dǎo)率、密度)和熱力學(xué)性能(屈服強(qiáng)度、彈性模量、泊松比)，如圖9所示[10-11].熱邊界條件計入熱輻射和熱交換邊界條件，初始溫度取20°C.已有的研究表明，對接焊縫的尺寸變化和焊接冶金性能對焊接力學(xué)性能的影響很小[12]，因此在有限元建模過程中予以忽略.

溫度/℃

本文采用順序耦合法對厚鋼板模型進(jìn)行殘余應(yīng)力耦合計算，順序耦合法是先求解溫度場，再用溫度場耦合求解應(yīng)力場.為了模擬焊料的填充過程，采用在INP模型文件中加入“model change, add/remove”程序段來實(shí)現(xiàn)生死單元法，對焊縫單元集合進(jìn)行“殺死”和“激活”設(shè)置.

由于實(shí)際工程焊接厚鋼板都是平放在地面進(jìn)行的，而且研究表明最符合實(shí)際厚板焊接過程的邊界條件需要約束焊縫區(qū)[13]，所以殘余應(yīng)力場的求解過程邊界條件如圖10所示.底面所有點(diǎn)都需要控制Z方向的豎向移動，底面點(diǎn)1固定各個方向的移動，點(diǎn)2和點(diǎn)4控制Y向和Z向的移動.

圖10 邊界條件

殘余應(yīng)力可以分為橫向殘余應(yīng)力、縱向殘余應(yīng)力和沿厚度方向的殘余應(yīng)力3種；在ABAQUS有限元分析軟件中，定義平行焊縫方向(Y軸)的S33為縱向應(yīng)力，垂直焊縫方向(X軸)的S11為橫向應(yīng)力，沿厚度方向(Z軸)的應(yīng)力為S22.

取對稱一半構(gòu)件可看到熱源移動，從圖11的熱源移動中可以看出，整個焊接階段的熱源最高溫度在1 500～1 600 ℃之間，與實(shí)際情況相符[9].冷卻階段大約經(jīng)歷1 h，當(dāng)厚板構(gòu)件整體溫度到達(dá)100 ℃以下可以認(rèn)為冷卻放熱完畢.

圖11 最后一道焊熱源移動圖

在得到焊接溫度場后，改變模型單元屬性和材料參數(shù)，并導(dǎo)入之前模擬的溫度場，采用順序耦合法求出最終的殘余應(yīng)力場.

3 厚板焊接接頭殘余應(yīng)力測試結(jié)果對比

由于磁彈性儀測量深度最大只有0.2 mm，而且研究表明，由于最后一道焊對構(gòu)件應(yīng)力分布的影響比較大，厚鋼板構(gòu)件表面應(yīng)力往往比內(nèi)部應(yīng)力大[14].所以本文主要對焊接厚鋼板構(gòu)件的表面殘余應(yīng)力進(jìn)行測量，通過對構(gòu)件表面的焊接殘余應(yīng)力測量反映整個厚鋼板構(gòu)件焊接殘余應(yīng)力.測點(diǎn)沿長度方向均勻分布；垂直長度方向，距離焊縫越近，布置越多.測量結(jié)果分為垂直焊縫的X軸向應(yīng)力和平行焊縫的Y軸向應(yīng)力.

3.1 沿Y軸應(yīng)力

首先取平行于焊接方向的沿Y軸縱向分布?xì)堄鄳?yīng)力進(jìn)行研究，以40 mm厚構(gòu)件為例.實(shí)驗(yàn)過程中測量了平行焊縫分布的縱向應(yīng)力S33和橫向應(yīng)力S11，它們的分布如圖12所示.

應(yīng)力/MPa

可以看出，在焊縫周圍，沿Y軸縱向應(yīng)力總體要大于橫向應(yīng)力，縱向應(yīng)力值維持在300 MPa左右；橫向應(yīng)力值比較小，大小為50 MPa左右.焊接接頭邊緣與中間部位應(yīng)力有差異，主要原因是經(jīng)過火焰切割引弧板的工序?qū)е潞缚p邊緣應(yīng)力出現(xiàn)突變.

由于縱向應(yīng)力值比較大，將重點(diǎn)討論縱向應(yīng)力S33的分布，取厚鋼板板件的殘余應(yīng)力實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果對比，如圖13所示.

沿Y軸距離/mm

可以看出，縱向應(yīng)力的實(shí)驗(yàn)測量數(shù)據(jù)點(diǎn)基本在數(shù)值模擬結(jié)果曲線周圍，可以認(rèn)為數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合.沿Y軸縱向應(yīng)力主要呈現(xiàn)中部高，邊緣低的趨勢，和數(shù)值模擬分析結(jié)果一致.

取厚鋼板大小坡口兩表面的殘余應(yīng)力實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果對比，如圖14.可以看出，大坡口面縱向應(yīng)力比小坡口面的應(yīng)力大，去除邊緣的應(yīng)力取平均值，可得出40 mm厚鋼板小坡口面應(yīng)力與大坡口面應(yīng)力比值為0.7，而80 mm厚鋼板的比值為0.93.

沿Y軸距離/mm

本文將4個厚度的構(gòu)件數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，如圖15和16所示.

可以看出，25 mm厚構(gòu)件應(yīng)力值比較小，縱向應(yīng)力大都小于270 MPa，焊縫及其熱影響區(qū)(HAZ)內(nèi)縱向殘余應(yīng)力整體上隨著板厚度的增加而增加，這種趨勢在25～60 mm之間表現(xiàn)得很明顯，60～80 mm時有所減弱.主要原因是厚鋼板焊接過程中板厚度越大，其受到自身的約束越多，所以焊接熱應(yīng)力也越大；但是焊接過程中每一層先焊的焊道對周圍的母材有預(yù)熱作用，而預(yù)熱會對焊接熱殘余應(yīng)力有顯著的削弱.

沿Y軸距離/mm

沿Y軸距離/mm

對圖16中40～80 mm厚鋼板沿Y軸分布的縱向殘余應(yīng)力求均值，并取比較有代表性的4個點(diǎn)相連繪成我們關(guān)注的焊縫及熱影響區(qū)(HAZ)內(nèi)縱向殘余應(yīng)力分布圖，如圖17所示，單位為MPa.

圖17 沿Y軸縱向應(yīng)力模型

對厚度小于40 mm的厚鋼板縱向殘余應(yīng)力需要將此模型數(shù)值適當(dāng)調(diào)低.模型體現(xiàn)了縱向應(yīng)力中間大，兩邊小的特征；對厚度處于25～80 mm范圍的鋼板，小坡口面應(yīng)力小于大坡口面應(yīng)力，兩者比值在0.65～0.95之間.

3.2 沿X軸應(yīng)力

將數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，繪成圖18所示的對比圖.

沿X軸距離/mm

可以看出，縱向應(yīng)力實(shí)驗(yàn)值在距離焊縫20 mm左右基本達(dá)到峰值，之后在30～80 mm之間數(shù)值迅速減小，在遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域縱向應(yīng)力數(shù)值比較小，甚至出現(xiàn)負(fù)值，但是變化都不大.測試結(jié)果基本在數(shù)值模擬結(jié)果曲線周圍，說明實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果比較吻合.

對40～80 mm厚的鋼板沿X軸分布的縱向殘余應(yīng)力求均值，并取比較有代表性的5個點(diǎn)繪成沿X軸分布的縱向殘余應(yīng)力一般分布圖，如圖19所示.對厚度小于40 mm的厚鋼板縱向殘余應(yīng)力需要將模型數(shù)值適當(dāng)調(diào)低.模型基本體現(xiàn)了沿X軸分布的縱向應(yīng)力的分布特征，在近焊縫區(qū)域應(yīng)力比較大，在遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域應(yīng)力比較小.

沿X軸距離/mm

4 構(gòu)件在低周往復(fù)荷載作用下?lián)p傷分布

損傷是描述材料性能弱化的一個指標(biāo)，通常用一個變量D來描述損傷大小，當(dāng)某個單元的D達(dá)到1時該單元失效了.本文將采用積累損傷來評價在外部循環(huán)荷載作用下殘余應(yīng)力對厚板構(gòu)件的影響.

本文的損傷累積模型基于塑性應(yīng)變進(jìn)行計算，將在低周往復(fù)荷載作用下的塑性應(yīng)變累積描述成一個損傷變量D，受力狀態(tài)下的損傷變量可以表示為式(2)[15]

(2)

該損傷模型是基于常用的鋼材雙線型模型，由沈祖炎等[15]提出適合鋼材的考慮損傷累積的滯回模型.北京交通大學(xué)的楊娜[17]等基于用戶子程序UMAT，將積累損傷模型應(yīng)用于ABAQUS的相應(yīng)數(shù)值模擬中.本文首先基于ABAQUS子程序DFLUX對厚鋼板構(gòu)件焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行了順序耦合分析，然后對存在殘余應(yīng)力的模型施加低周往復(fù)荷載，最后采用UMAT引入累積損傷模型對焊接殘余應(yīng)力影響下的構(gòu)件累積損傷分布進(jìn)行研究，模擬流程如圖20所示.

本節(jié)所選焊接構(gòu)件為本文表1所示的兩塊300×250×tmm3鋼板對接焊接，非焊接構(gòu)件為600×250×tmm3模型，其中t為板厚，各取25 mm，40 mm，0 mm 3試件共6塊板件模型進(jìn)行數(shù)值模擬分析，同厚度構(gòu)件模型網(wǎng)格劃分也相同.試件損傷分析前，提取本文第二部分模擬得到的焊接殘余應(yīng)力場，然后導(dǎo)入相同網(wǎng)格的構(gòu)件模型內(nèi)，嵌入已驗(yàn)證的子程序UMAT分析構(gòu)件累積損傷[17].

圖20 模擬流程圖

數(shù)值模擬分析采用等幅升幅加載，加載制度如圖21所示.加載由平行焊接方向的剪切位移荷載控制，到模型出現(xiàn)破壞點(diǎn)(D=1)為止.焊接厚板構(gòu)件底面固定，頂面承受剪切位移荷載.以40 mm厚焊接厚板構(gòu)件與同尺寸非焊接厚板構(gòu)件為例，施加低周往復(fù)荷載得到位移-荷載曲線如圖22所示.

圖21 加載制度

位移/mm

可以看出，滯回曲線呈飽滿的仿錐形，隨著加載次數(shù)增加，各級循環(huán)的彈性模量逐漸降低，體現(xiàn)了循環(huán)累積損傷對滯回性能的影響.通過對比可以看出，有殘余應(yīng)力影響的構(gòu)件承載力與剛度較無殘余應(yīng)力影響構(gòu)件小，說明焊接殘余應(yīng)力對構(gòu)件剛度和承載力有一定的削弱作用.

圖23為不同厚度構(gòu)件在循環(huán)加載制度下第一象限位移荷載骨架曲線及其對比.可以看出，骨架曲線表現(xiàn)為隨著位移的增大，荷載平穩(wěn)增大.在循環(huán)加載過程中有明顯的強(qiáng)化現(xiàn)象，但在加載到10 mm后強(qiáng)化現(xiàn)象不明顯.焊接殘余應(yīng)力對構(gòu)件承載力有顯著影響，并且隨著厚度增加，影響增大.3組構(gòu)件中，60 mm厚板的殘余應(yīng)力對構(gòu)件往復(fù)荷載作用下的承載力削弱影響最大.

由于式(2)中的損傷值D在ABAQUS中尚未開發(fā)，本文專門將損傷值D作為一個獨(dú)立變量(Depvar)寫入UMAT中，在ABAQUS模擬完成后采用SDV變量輸出的方法得到構(gòu)件的損傷分布.

位移/mm

由本文第3部分可知，殘余應(yīng)力主要集中在焊縫及其熱影響區(qū)，因此取構(gòu)件焊縫表面的損傷分布進(jìn)行研究.以起焊點(diǎn)為原點(diǎn)，沿焊縫全長的損傷分布如圖24所示，可知損傷分布也沿焊縫中間大、兩邊小分布.對比圖中不同厚度構(gòu)件的模擬結(jié)果，可知在相同大小的低周往復(fù)荷載作用下，構(gòu)件厚度越小，承載力相對越小，屈服后產(chǎn)生的塑性應(yīng)變越多，焊縫表面的損傷值越大.可知構(gòu)件承載力仍然是決定其累積損傷值大小的主要因素.對比相同構(gòu)件有無殘余應(yīng)力影響的結(jié)果可知，殘余應(yīng)力對構(gòu)件焊縫區(qū)有較大的影響，但沒有達(dá)到破壞損傷值1，可知?dú)堄鄳?yīng)力增大了焊縫表面的累積損傷.

距離/mm

5 結(jié) 論

采用磁彈法對不同厚度厚板焊接接頭進(jìn)行殘余應(yīng)力測量，得到了Q345鋼的標(biāo)定曲線，也得到厚板焊接接頭殘余應(yīng)力值.同時，基于ABAQUS及其子程序DFLUX對殘余應(yīng)力進(jìn)行了數(shù)值模擬驗(yàn)證，并修改子程序UMAT引入積累損傷模型，把求解溫度場、殘余應(yīng)力、損傷評價連成一體，輸出損傷值，為今后實(shí)際工程中鋼構(gòu)件焊接殘余應(yīng)力的估算和損傷評價打下了理論基礎(chǔ).

1) 采用埋弧自動焊進(jìn)行焊接的實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值模擬驗(yàn)證，主要研究厚鋼板表面應(yīng)力分布.焊縫處的縱向殘余應(yīng)力總體大于橫向殘余應(yīng)力.焊縫及其熱影響區(qū)縱向殘余應(yīng)力的拉應(yīng)力較大.

2) 沿Y軸向呈中間大邊緣小分布.小坡口面應(yīng)力小于大坡口面應(yīng)力，兩者比值處于0.65～0.95之間.沿焊縫長度分布的橫向應(yīng)力在邊緣表現(xiàn)為比較大的壓應(yīng)力.沿垂直焊縫方向分布的縱向應(yīng)力在焊縫及其熱影響區(qū)內(nèi)出現(xiàn)峰值，遠(yuǎn)離焊縫變小，并可能出現(xiàn)壓應(yīng)力.

3) 由于隨著板厚度的增加，厚鋼板在焊接過程中自身約束的不斷增多，沿Y軸分布的縱向殘余應(yīng)力不斷增大，這種趨勢在板厚處于25～60 mm之間表現(xiàn)得很明顯，但在構(gòu)件厚度大于60 mm后不顯著.橫向殘余應(yīng)力隨厚度變化不顯著.

4) 焊接構(gòu)件在低周往復(fù)剪切位移荷載作用下，計算得到的骨架曲線有明顯的強(qiáng)化現(xiàn)象；構(gòu)件承載力仍然是決定累積損傷值大小的主要因素；焊接殘余應(yīng)力對厚鋼板焊縫區(qū)積累損傷分布有一定影響，并隨著厚度增加，影響增大.

[1] 柴昶．厚板鋼材在鋼結(jié)構(gòu)工程中的應(yīng)用及其材性選用[J]．鋼結(jié)構(gòu)，2004，19(5)：47-53．

CHAI Chang．Application of steel thick plates to steel work constructions and selection of their character [J]．Steel Construction，2004，19(5)：47-53．(In Chinese)

[2] 王元清，周暉，石永久，等．鋼結(jié)構(gòu)厚板層狀撕裂及其防治措施的研究現(xiàn)狀[J]．建筑鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)展，2010，12(5)： 26-34．

WANG Yuan-qing，ZHOU Hui，SHI yong-jiu，etal．A research review on mechanism and prevention of lamellar tearing in thick plate of steel structures[J]．Progress in Steel Building Structures，2010，12(5)：26-34. (In Chinese)

[3] LEGGAT R H．Residual stresses in welded structures[J]. International Journal of Pressure Vessels and Piping. 2008，85(3)：144-151．

[4] DENG D，MURAKAWA H．Numerical simulation of temperature field and residual stress in multi-pass welds in stainless steel pipe and comparison with experimental measurements[J]．Computational Materials Science，2006， 37：269-277．

[5] ATTARHA M J，SATTARI-FAR I．Study on welding temperature distribution in thin welded plates through experimental measurements and finite element simulation[J]．Journal of Materials Processing Technology，2011(211)：688-694．

[6] FLORES-JOHNSON E A， MURNSKY O．Numerical analysis of the effect of weld-induced residual stress and plastic damage on the ballistic performance of welded steel plate[J]．Computational Materials Science，2012，58：131-139．

[7] 張國棟，周昌玉．焊接接頭殘余應(yīng)力及蠕變損傷的有限元模擬[J]．金屬學(xué)報，2008，44(7)：848-852．

ZHANG Guo-dong，ZHOU Chang-yu．Finite element simulations of welding residual stress and creep damage [J]．Acta Metallurgica Sinica，2008，44(7)：848-852．(In Chinese)

[8] 王元清，張?jiān)?，石永久．鋼厚板母材及其焊接影響區(qū)的Z向拉伸試驗(yàn)[J]．湖南大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版，2014，41(2)：26-31．

WANG Yuan-qing，ZHANG Yuan-yuan，SHI Yong-jiu. Experimental research of theZ-direction tensile properties of thick plate steel and its heat affected zone[J]．Journal of Hunan University：Natural Sciences，2014，41(2)：26-31．(In Chinese)

[9] 郭曉凱．模式搜索法反演多絲埋弧焊雙橢球熱源模型參數(shù)[D]．上海交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，2009．

GUO Xiao-kai．Inversing parameter values of double ellipsoid source model during multiple wires submerged arc welding by using Pattern Search Method [D]．Shanghai: School of Materials Science and Engineering, Shanghai Jiaotong University，2009．(In Chinese)

[10]譚真，郭廣文．工程合金熱物性[M]．北京：冶金工業(yè)出版社,1994：75.

TAN Zhen，GUO Guang-wen．Thermo-physical properties of engineering alloys [M]．Beijing：Metallurgical Industry Press，1994：75．(In Chinese)

[11]張家榮，趙廷元．工程常用物質(zhì)的熱物理性質(zhì)手冊[M].北京：新時代出版社，1987：143-145．

ZHANG Jia-rong，ZHAO Ting-yuan. Handbook of engineering thermo-physical properties of ordinary material [M]．Beijing：New Age Press，1987：143-145． (In Chinese)

[12]WU T，CORET M，COMBESCURE A．Numerical simulation of welding induced damage and residual stress of martensitic steel 15-5PH [J]．International Journal of Solids and Structures，2008，45(18/19)：4973-4989．

[13]李萌盛，嚴(yán)紅丹．不同約束下試板中心堆焊焊接變形的模擬[J]．熱加工工藝，2009，38(3)：119-123．

LI Meng-sheng，YAN Hong-dan．Simulation of resurfacing welding deformation in different constraint [J]． Hot Working Technology，2009，38(3)：119-123．(In Chinese)

[14]TAKAHASH E， LWAI K， SATOH K．A method of measuring triaxial residual stress in heavy section butt weldments [J]．Transactions of the Japan Welding Society，1979，10(1)：36-45．

[15]董寶，沈祖炎．空間鋼構(gòu)件考慮損傷累積效應(yīng)的恢復(fù)力模型及試驗(yàn)驗(yàn)證[J]．上海力學(xué)，1999，20(4)：341-345．

DONG Bao，SHEN Zu-yan．A hysteretic model and test verification for space steel member with consideration of the damage accumulation effects [J]．Shanghai Journal of Mechanics，1999，20(4)：341-345．(In Chinese)

[16]吳艾輝．鋼結(jié)構(gòu)焊接節(jié)點(diǎn)焊材的損傷累積模型及分析[D]．上海：同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，2007：36-38．

WU Ai-hui. Damage accumulation model and analysis of weld material in steel structure welded joint [D]. Shanghai: College of Civil Engineering,Tongji University，2007：36-38．(In Chinese)

[17]張菁菁，楊娜．損傷和殘余應(yīng)力對鋼構(gòu)件性能的影響[J]．低溫建筑技術(shù)，2010，23(8)：43-45．

ZHANG Jing-jing，YANG Na．The effect of the damage model and residual stress on the performance of the steel components[J].Low Temperature Architecture Technology, 2010，23(8)：43-45．(In Chinese)