超聲沖擊處理改善焊接接頭疲勞性能的數(shù)值研究

袁奎霖，洪明

1大連理工大學(xué)運載工程與力學(xué)學(xué)部船舶工程學(xué)院，遼寧大連116024

2工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國家重點實驗室，遼寧大連116024

超聲沖擊處理改善焊接接頭疲勞性能的數(shù)值研究

袁奎霖1，2，洪明1，2

1大連理工大學(xué)運載工程與力學(xué)學(xué)部船舶工程學(xué)院，遼寧大連116024

2工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國家重點實驗室，遼寧大連116024

超聲沖擊處理（UIT）作為一種有效的焊后改善焊接接頭疲勞性能的工藝措施，近年來在國內(nèi)外船舶行業(yè)受到了廣泛關(guān)注。為評價UIT技術(shù)對焊接接頭疲勞強度的影響，提出一套新的數(shù)值分析方法，包括焊接數(shù)值模擬、超聲沖擊處理過程的彈塑性動態(tài)有限元分析，以及基于斷裂力學(xué)的疲勞強度評估。在有限元模型中考慮了實際的工藝參數(shù)和超聲促成的材料軟化效應(yīng)。以非承載十字焊接接頭為研究對象，將預(yù)測的超聲沖擊處理前后的殘余應(yīng)力分布及疲勞強度與實驗結(jié)果進行對比，兩者吻合較好。

超聲沖擊處理；殘余應(yīng)力；有限元分析；超聲波促成軟化效應(yīng)；斷裂力學(xué)；疲勞強度

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20160921.1326.014.html期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

引用格式：袁奎霖，洪明.超聲沖擊處理改善焊接接頭疲勞性能的數(shù)值研究［J］.中國艦船研究，2016，11（5）：91-99.

YUAN Kuilin，HONG Ming.Numerical study on fatigue properties of welded joints improved by ultrasonic impact treatmen［tJ］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（5）：91-99.

0　引言

隨著艦船大型化和輕量化的發(fā)展，采取有效的工藝措施改善高強度鋼焊接接頭疲勞性能成為一個重要的研究課題［1］。超聲沖擊處理（Ultrasonic Impact Treatment，UIT）是一種效果顯著的焊后改善接頭疲勞性能的工藝措施［2］，近年來，國際焊接學(xué)會IIW［3］和各國船級社［4-5］先后對其頒布了相應(yīng)的規(guī)范要求和疲勞設(shè)計準(zhǔn)則。

了解UIT前后殘余應(yīng)力的變化規(guī)律是研究UIT改善焊接結(jié)構(gòu)疲勞性能的關(guān)鍵問題。目前，對此主要是通過實驗測試進行［6-8］，由于受到費用條件的限制，有學(xué)者就嘗試采用準(zhǔn)靜態(tài)［9-10］或動態(tài)［11-12］有限元分析對UIT后的殘余應(yīng)力場進行數(shù)值模擬?，F(xiàn)有的研究大多忽略了焊接殘余應(yīng)力的影響，且忽略了實際存在的超聲促成材料軟化效應(yīng)［2，13］，因而計算的內(nèi)部殘余應(yīng)力分布與焊趾形狀不能同時與實驗結(jié)果相吻合。

利用有限元軟件SYSWELD和LS-DYNA，在考慮實際工藝參數(shù)和超聲軟化效應(yīng)的基礎(chǔ)上，分別對船用高強度鋼AH36非承載十字焊接接頭的焊接過程及隨后的UIT過程進行數(shù)值模擬，分析UIT對焊接接頭殘余應(yīng)力分布及焊趾形狀的影響。并在此基礎(chǔ)上利用斷裂力學(xué)方法，對UIT前后的焊接接頭疲勞強度進行定量評估。

1　超聲沖擊處理裝備工作原理

1.1超聲沖擊

UIT技術(shù)的工作原理如圖1所示，沖擊槍中的磁致伸縮換能器將接收的超聲頻電振動信號轉(zhuǎn)化為同頻率的機械振動，再由與換能器連接的變幅桿將振動幅值放大后傳遞給沖擊針，沖擊針在變幅桿與試件間來回撞擊。當(dāng)沖擊針與試件相接觸時，超聲頻振動能量借助沖擊針向試件內(nèi)部傳遞，激發(fā)的超聲頻振動和超聲頻應(yīng)力波會削弱材料抵抗變形的能力，加快沖擊區(qū)域表面的塑性流動，這種現(xiàn)象稱為超聲沖擊［2］。

根據(jù)Statnikov的沖擊力測試結(jié)果［2］，本文對超聲沖擊現(xiàn)象進行了一定的簡化和假設(shè)。如圖2所示，沖擊針每次與試件相接觸時都會持續(xù)數(shù)次超聲頻振動，然后被彈回。其中Tim代表一次撞擊周期，包括超聲沖擊持續(xù)時間t1和間歇時間t2。由實驗可知［2］，撞擊頻率范圍fim=100～120 Hz，t1/Tim范圍為0.1～0.3。本文中假定當(dāng)fim=100 Hz及t1/Tim= 0.1時，每次沖擊持續(xù)時間為1 ms，對于高強度鋼焊接接頭常用的超聲頻率ful為27 kHz［2］，該時間內(nèi)會發(fā)生約30次連續(xù)沖擊。另外，沖擊平均初始速度Vini近似等于變幅桿輸出端的最大速度Vmax［11-12］：

式中，A為變幅桿輸出端振幅。

圖1　超聲沖擊處理原理示意圖Fig.1Schematic diagram of UIT

圖2　超聲沖擊模型化Fig.2Modeling of ultrasonic impact

1.2超聲軟化效應(yīng)

金屬塑性加工業(yè)應(yīng)用超聲波技術(shù)起源于20世紀(jì)50年代奧地利的Blaha等［14］對單晶鋅進行的一次靜態(tài)拉伸試驗，當(dāng)施加了超聲振動時，首次觀察到材料屈服應(yīng)力和流動應(yīng)力降低的現(xiàn)象，這種現(xiàn)象稱為超聲軟化效應(yīng)或Blaha效應(yīng)。之后，許多學(xué)者［15-16］發(fā)現(xiàn)超聲軟化效應(yīng)同樣存在于諸如鋁、銅、鋼等不同金屬材料中，并利用其對塑性加工獨特的作用機理發(fā)展了超聲切割［17］、擠壓［18］和焊接［19］等工藝。

在超聲沖擊過程中，由于沖擊針與試件接觸處于動態(tài)變化狀態(tài)，因而超聲振動的傳遞是間斷性的，致使其中的超聲軟化現(xiàn)象變得更加復(fù)雜。為了確認(rèn)超聲沖擊處理中超聲軟化效應(yīng)的機理，Statnikov［2］分別進行了如圖3所示的3種拉伸試驗，以驗證超聲沖擊過程中的軟化效應(yīng)。由圖3（b）的變形與拉伸力曲線可知，相對于正常狀態(tài)，材料的抗張強度在超聲沖擊下有明顯的降低，僅次于直接傳遞超聲振動的情況。

圖3　超聲拉伸試驗［2］Fig.3Ultrasonic-assisted tension tests［2］

在所調(diào)查的文獻范圍內(nèi)，未發(fā)現(xiàn)有能夠考慮超聲軟化效應(yīng)的本構(gòu)關(guān)系模型。因此，本文根據(jù)其物理現(xiàn)象，在已知的應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系中引入了一個假定的屈服應(yīng)力下降率η，如下式：

式中：σo為正常狀態(tài)下塑性應(yīng)變對應(yīng)的流動應(yīng)力；σul為在超聲振動下相應(yīng)的流動應(yīng)力。

2　數(shù)值模擬分析

如圖4所示，通過有限元分析，模擬焊接以及隨后的超聲波沖擊處理過程，得到超聲沖擊處理前后焊接接頭殘余應(yīng)力分布，與實驗結(jié)果的對比驗證了模型有效性。

圖4　數(shù)值模擬流程圖Fig.4Flowchart of numerical simulation

2.1分析對象

分析對象選取了Suzuki等［20］在殘余應(yīng)力測試實驗中使用的船用高強度鋼AH36非承載十字焊接接頭，其形狀尺寸如圖5所示。試件焊接過程采用單道CO2電弧焊，焊接工藝參數(shù)如下：電壓29 V，電流250 A，焊速300 mm/min，電弧熱效率約80%。超聲沖擊處理采用設(shè)備EsonixTM27UIS，參數(shù)如下：直徑3 mm針頭，超聲發(fā)生器頻率27 kHz，振幅30 μm，處理速度約10 mm/s。超聲沖擊處理前后焊趾表面及沿板厚方向的殘余應(yīng)力分布由X線法和中子衍射法的組合方法測得。

圖5　試件形狀尺寸Fig.5Geometry and dimensions of specimen

2.2焊接模擬

利用焊接有限元軟件SYSWELD對接頭的焊接過程進行模擬?？紤]到計算對單元尺寸要求很高，為減少計算時間，同時保證計算精度，經(jīng)反復(fù)數(shù)值試驗［21］后確定建立一厚度4 mm的對稱的三維有限元模型。如圖6所示，對試件施加對稱面約束（UX=0），該模型前后兩截面上的Z方向位移被固定（UZ=0），相當(dāng)于平面應(yīng)變狀態(tài)，另外，為防止焊件在焊接過程中的剛性移動，約束主板底面端部的Y方向位移（UY=0）。對焊趾附近進行了網(wǎng)格細化，網(wǎng)格尺寸為0.2 mm×0.1 mm×0.2 mm。

溫度場分析中，將熱輸入量1 160 J/mm以單元內(nèi)部生熱的瞬態(tài)熱源方式［22］施加在焊縫單元上。環(huán)境溫度20℃下，對模型的對稱面和前后兩截面上施加絕熱邊界條件，自由表面上施加輻射和對流的散熱條件，主板上、下兩側(cè)焊接過程間的冷卻時間設(shè)為1 h。應(yīng)力分析中，材料模型選取Mises屈服準(zhǔn)則和雙線性隨動強化模式。此外，還考慮了材料隨溫度變化的熱物理和力學(xué)性能參數(shù)，如圖7所示。

圖6　焊接有限元模型Fig.6FE model for welding

圖7　AH36鋼隨溫度變化的材料性能Fig.7Temperature-dependent material properties of AH36

2.3超聲沖擊模擬

如圖8所示，在焊接接頭模型上添加沖擊針模型，將預(yù)測得到的焊接殘余應(yīng)力作為初始預(yù)應(yīng)力，利用LS-DYNA的動態(tài)顯式分析方法對超聲沖擊過程進行模擬。直徑3 mm的半橢球頭沖擊針模型是彈性模量206 GPa，泊松比0.3，質(zhì)量1.5 g［10］的彈性體。利用LS-DYNA的重啟動功能，控制沖擊針沿斜向67.5°以初速度5 m/s連續(xù)撞擊焊趾同一位置30次，相當(dāng)于1次超聲沖擊?？紤]到實際處理過程中沖擊槍需沿焊縫移動，因此每次超聲沖擊后以0.1 mm步長沿Z方向平移沖擊針。按照先上后下的順序?qū)χ靼迳蟽傻篮缚p執(zhí)行超聲沖擊處理。此外，沖擊過程的接觸參數(shù)做如下設(shè)定：以懲罰算法定義沖擊處理的接觸過程，沖擊針與處理表面間摩擦系數(shù)取0.2。

圖8　超聲沖擊處理有限元模型Fig.8FE model for UIT

圖9　軟化區(qū)域與非軟化區(qū)域的應(yīng)力—應(yīng)變輸入Fig.9Input data of stress-strain for softening zones and non-softening zones

接頭模型為雙線性隨動強化的彈塑性體。為了考慮超聲軟化效應(yīng)，假定了軟化區(qū)域SZ和非軟化區(qū)域NSZ，相應(yīng)的應(yīng)力—應(yīng)變定義值如圖9所示。本文通過反復(fù)比較預(yù)測和實測的焊趾形狀，間接確定了軟化區(qū)域的屈服應(yīng)力下降率η=40%。

2.4模擬結(jié)果與分析

實際超聲沖擊處理后，要求從外觀上保證焊態(tài)的焊趾被去除，在沖擊區(qū)域留下0.1～0.2 mm深的相對圓滑的凹槽［6-8］。如圖10所示，本文通過反復(fù)比較預(yù)測的和由激光位移傳感器實測［20］的壓痕深度d以及焊趾過渡半徑r，間接確定了軟化區(qū)域的屈服應(yīng)力下降率η。由圖10可知，當(dāng)數(shù)值模擬中考慮超聲軟化效應(yīng)時，沖擊區(qū)域會產(chǎn)生更大的塑性變形，且當(dāng)η=40%時模擬結(jié)果出現(xiàn)了深度d=0.167 mm、過渡半徑r=2.05 mm的凹槽，與測量結(jié)果吻合很好。

由于疲勞裂紋通常萌生于焊趾處，因此垂直于焊縫方向的橫向殘余應(yīng)力是影響焊接接頭疲勞裂紋擴展行為及疲勞壽命的主要因素之一。圖11為超聲沖擊前后焊趾附近橫向殘余應(yīng)力云圖對比，可以看到，焊趾處的焊接殘余拉應(yīng)力在超聲沖擊處理后轉(zhuǎn)變?yōu)榱藲堄鄩簯?yīng)力。

圖10　通過比較焊趾形狀確定屈服應(yīng)力下降率ηFig.10Determination of yield stress reduction parameterηby comparing the treated weld toe shapes

圖11橫向殘余應(yīng)力云圖Fig.11Contours of transverse residual stress

圖12所示為超聲沖擊處理前后焊趾處沿板厚方向橫向殘余應(yīng)力的計算結(jié)果與實測結(jié)果［20］的對比，可以看出兩者吻合較好，但沖擊處理后表面處的殘余壓應(yīng)力計算結(jié)果同實測存在一定的誤差。產(chǎn)生誤差的主要原因是：

1）例如，凹槽等不平整區(qū)域影響X線衍射法的測試精度［8］。

圖12　計算和實測［20］橫向殘余應(yīng)力分布對比Fig.12Comparison of the predicted transverse residual stress distributions to experimental measurements［20］

2）在實際沖擊過程中，沖擊區(qū)域表面很可能有金屬屑釋放出來［7］，而本次計算模型未能體現(xiàn)出金屬屑的脫離，保留了這部分高應(yīng)力的節(jié)點。

關(guān)于超聲沖擊處理前后內(nèi)部殘余應(yīng)力的變化規(guī)律：在焊接過程中，焊縫金屬熔化后隨降溫冷卻凝固產(chǎn)生收縮，而附近的金屬阻礙其收縮，結(jié)果在焊趾表面附近出現(xiàn)了殘余拉應(yīng)力，又因殘余應(yīng)力的自相平衡性，在接頭內(nèi)部產(chǎn)生了壓應(yīng)力；在超聲沖擊處理過程中，在焊趾區(qū)表面形成一定深度的壓縮塑性變形層，塑性層因受周圍金屬的彈性約束而使沖擊區(qū)域表面產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力，且該壓應(yīng)力隨著深度的增加急劇下降，而后主板中心附近變成拉應(yīng)力。

3　焊接接頭疲勞強度評估

目前，關(guān)于超聲沖擊處理后的焊接接頭疲勞強度評估主要采用基于名義應(yīng)力或熱點應(yīng)力的S-N曲線法［3］。本文采用了基于裂紋擴展理論的疲勞壽命評估方法，以考慮初始缺陷、應(yīng)力集中和殘余應(yīng)力等的影響。

3.1應(yīng)力集中系數(shù)計算

因按照實際焊趾形狀建立焊接接頭有限元模型的過程相當(dāng)繁瑣，在此采用Tsuji［23］的經(jīng)驗公式，簡便地計算了受拉伸載荷時非承載十字焊接接頭焊趾處的應(yīng)力集中系數(shù)Kt。

根據(jù)試件的實際尺寸，式中：主板板厚T=16 mm；聯(lián)接板板厚Tp=16 mm；焊腳長度l=7 mm；焊趾傾角θ=45°；處理前、后焊趾過渡半徑r分別為0.25和2 mm［20］。由計算可知，超聲沖擊處理后焊趾表面的應(yīng)力集中系數(shù)Kt從焊態(tài)的4.22下降到了2.22。

為進一步研究疲勞裂紋的擴展行為，利用Glinka［24］切口根附近的應(yīng)力近似公式（圖13和式（6））與彈性有限元分析相結(jié)合的方法，對超聲沖擊處理前后焊接接頭承受拉伸載荷時焊趾處沿板厚方向應(yīng)力分布σx（y）的變化規(guī)律進行了分析。由于應(yīng)力分布沿板厚方向呈對稱性，因此取1/2板厚計算結(jié)果，如圖14所示。

式中：σn為名義應(yīng)力；Kt為焊趾表面的應(yīng)力集中系數(shù)；r為切口根半徑（相當(dāng)于焊趾過渡半徑）。

圖13　Glinka公式中記號和坐標(biāo)Fig.13Symbol and coordinate in Glinka's equation

圖14　Kt沿板厚方向的變化Fig.14Ktalong thickness direction

3.2疲勞裂紋擴展分析

采用權(quán)函數(shù)法［25］，分別計算半橢圓表面裂紋最深點A處和表面點C處（圖15）的應(yīng)力強度因子KI。

式中：σx（y）為沿板厚Y方向上的應(yīng)力分布；a為表面裂紋深度；c為表面裂紋半長；mA（y，a，c）和mC（y，a，c）分別為對應(yīng)于表面裂紋最深處和表面處的權(quán)函數(shù)［25］；B和T分別為主板寬度和厚度。

圖15　焊趾處的表面裂紋Fig.15Surface crack at the weld toe

采用基于有效應(yīng)力強度因子幅值ΔKeff的修正Paris-Elber裂紋擴展速率公式［26］：

式中：Kmax和Kmin分別為最大和最小載荷時的應(yīng)力強度因子；Kres為殘余應(yīng)力對應(yīng)的應(yīng)力強度因子；Reff為可以反映殘余應(yīng)力影響的有效循環(huán)應(yīng)力比；（ΔKeff）th為有效應(yīng)力強度因子幅值下限；C和m為材料常數(shù)。假定在主板中央焊趾處萌生了深度0.2 mm的單一半圓形表面裂紋，裂紋深度擴展到80%主板厚時計算停止。因本方法主要針對船用高強度鋼，故取C=1.45×10-11，m=2.75，（ΔKeff）th=2.45MPa·m1/2［26］。

3.3計算結(jié)果

Suzuki等［20］分別對焊態(tài)接頭（圖16中的AW）和超聲沖擊處理接頭（圖16中的UIT）施加了應(yīng)力幅值為80～200 MPa和220～300 MPa的循環(huán)拉伸載荷，在應(yīng)力比R=0.1的恒幅載荷條件下進行了疲勞試驗。該疲勞試驗結(jié)果［20］與本文計算結(jié)果的對比如圖16和表1所示。作為參考，IIW推薦的超聲沖擊處理前后非承載十字焊接接頭（屈服強度范圍355～550 MPa，應(yīng)力比R≤0.15）的疲勞強度設(shè)計等級分別為FAT80和FAT140［3］?？梢钥闯觯虮疚姆椒梢钥紤]應(yīng)力集中和殘余應(yīng)力的影響，疲勞強度的計算值與試驗值基本一致，特別是相對于S-N曲線方法，超聲沖擊處理后的計算結(jié)果吻合較好。需要說明的是，焊態(tài)接頭的計算結(jié)果略偏危險是因為本文計算模型沒有考慮焊趾處可能發(fā)生多點初始裂紋萌生、成長與合并的行為，對此，在將來的工作中需要進一步改進。

圖16　計算S-N曲線與疲勞試驗結(jié)果［20］對比Fig.16Comparison of the predicted S-N curves to the fatigue test results［20］

表1　2×106周次情況下的疲勞強度Tab.1Fatigue strength at 2×106cycles

圖17為在相同循環(huán)載荷條件下，焊態(tài)接頭和超聲沖擊處理態(tài)接頭中表面裂紋擴展形態(tài)模擬結(jié)果的對比。在焊態(tài)接頭中，因焊趾表面存在較高的應(yīng)力集中和焊接殘余拉應(yīng)力，裂紋沿表面方向的擴展速率高于沿板厚方向的，使得初始半圓形表面裂紋逐漸擴展為扁長的半橢圓狀形態(tài)。另一方面，超聲沖擊后焊趾附近的殘余壓應(yīng)力阻礙了表面處裂紋的開口，從而延緩了裂紋擴展，最終裂紋演變?yōu)榭v橫比a/c相對較大的半橢圓狀。

4　結(jié)論

本文給出了一套評價超聲沖擊處理對焊接接頭疲勞性能影響的數(shù)值分析方法，針對非承載十字焊接接頭的焊接過程和超聲沖擊處理過程，在考慮實際工藝參數(shù)和超聲軟化效應(yīng)的基礎(chǔ)上，建立了有限元模型，對處理前后焊接接頭的殘余應(yīng)力分布進行了分析比較，然后利用基于裂紋擴展理論的斷裂力學(xué)方法對焊接接頭疲勞強度進行評估，得到以下結(jié)論：

1）當(dāng)超聲沖擊數(shù)值模型中考慮了超聲軟化效應(yīng)時，沖擊區(qū)域更容易產(chǎn)生塑性變形，且預(yù)測的內(nèi)部殘余應(yīng)力分布及焊趾形狀與實驗測量的結(jié)果吻合較好。

2）相對于S-N曲線方法，本文采用的基于裂紋擴展理論的疲勞強度評價方法可以考慮初始缺陷、應(yīng)力集中和殘余應(yīng)力等影響，能更準(zhǔn)確地反映超聲沖擊處理對焊接接頭疲勞強度的改善效果。

3）數(shù)值計算和實驗結(jié)果證明，超聲沖擊處理能在消除焊趾區(qū)焊接殘余拉應(yīng)力的同時在沖擊區(qū)域形成有益的殘余壓應(yīng)力場，并且有效降低了焊趾表面附近的應(yīng)力集中程度，從而大幅改善了焊接接頭的疲勞強度，該技術(shù)對于高強度鋼在船舶及海洋結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用具有重要的推動作用。

圖17　表面裂紋形狀變化Fig.17Evolution of surface crack shapes

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Numerical study on fatigue properties of welded joints improved by ultrasonic impact treatment

YUAN Kuilin1，2，HONG Ming1，2
1 School of Naval Architecture Engineering，F(xiàn)aculty of Vehicle Engineering and Mechanics，Dalian University of Technology，Dalian 116024，China
2 State Key Laboratory of Structural Analysis for Industrial Equipment，Dalian 116024，China

Ultrasonic Impact Treatment（UIT）has recently attracted considerable attention in the ship industry as an effective post-welding improvement method for welded joints.In order to evaluate the effect of UIT on the fatigue properties of welded joints，we propose a novel numerical analysis approach including welding simulation，dynamic elastic-plastic Finite Element Analysis（FEA）of the UIT process，and the evaluation of the fatigue strength of welded joints based on fracture mechanics.In the FEA model，the actual process parameters and ultrasonic-induced material softening，appropriately adjusted to fit the experimental results，are considered.The predicted residual stress distributions and fatigue strength of non-load-carrying cruciform joints before and after UIT are compared with the experimental results，and show a fairly high level of agreement.

Ultrasonic Impact Treatment（UIT）；residual stress；Finite Element Analysis（FEA）；ultrasonic-induced softening effect；fracture mechanics；fatigue strength

U671.8

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.05.014

2016-01-16網(wǎng)絡(luò)出版時間：2016-9-21 13:26

中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金資助項目（DUT16RC（3）018）

袁奎霖，男，1987年生，博士，講師。研究方向：焊接結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力及疲勞強度分析。

E-mail：yuan_kuilin@dlut.edu.cn

洪明（通信作者），男，1959年生，博士，教授。研究方向：結(jié)構(gòu)失效、振動和噪聲機理、預(yù)報及控制。E-mail：mhong@dlut.edu.cn