Investigation of microstructure and stress in laser-MIG hybrid welded S355 steel plates
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摘要: 采用激光-MIG(metal inert gas welding, MIG)复合焊接方法对12 mm厚S355钢板进行焊接，分析了9 kW激光功率下复合焊接头显微组织和硬度分布规律. 建立了适合低合金高强钢激光-MIG复合焊接的双椭球 + 三维锥体复合热源模型来描述复合热源的能量分布，采用SYSWELD软件计算了1.0，1.5，2.0 m/min三种焊接速度下激光-MIG复合焊的温度场和接头的残余应力，分析了焊接速度对焊接过程的温度场和残余应力分布的影响. 结果表明，三种焊接速度下粗晶热影响区(coarse grained heat affected zone, CGHAZ)的组织为马氏体，接头的硬度水平较高，最高硬度均在350 HV以上. 焊接速度增加，熔池最高温度下降，焊后冷却速度增加. 等效残余应力水平较高，HAZ位置出现了应力集中；随着焊接速度增加，等效残余应力、纵向残余应力、横向残余应力和厚度方向的残余应力峰值均上升；但焊接速度从1.5 m/min增加到2.0 m/min时，各应力分量的拉应力峰值上升较少，而压应力峰值显著上升.Abstract: 12 mm thick S355 steel plates were butt welded using laser-metal inert gas (MIG) hybrid welding with 9 kW laser power. Microstructure and hardness distribution in hybrid welded joints were analyzed. A heat source model combined with upper double ellipsoid heat source and lower three dimensional conical heat source was proposed to represent the energy distribution of the combined arc-laser heat input. Sequential coupled thermal-mechanical analysis under welding speed of 1.0, 1.5 and 2.0 m/min was performed using SYSWELD finite element software. Influence of welding speed on temperature field and residual stress field was investigated. Microstructure in coarse grained heat affected zone (CGHAZ) under three welding speeds mainly consists of martensite which causes maximum hardness levels above 350HV in three welded joints. Peak welding temperature decreases and postweld cooling speed increases with increasing welding speed. Level of Von Mises equivalent stress is high with stress concentration occurs in HAZ. As welding speed increases, the magnitude of Von Mises equivalent stress, longitudinal stress, transverse stress and through-thickness stress increase. However, as the welding speed was increased from 1.5 m/min to 2.0 m/min, tensile stress magnitude of the three stress components increases slightly while compressive stress magnitude of the three stress components increases remarkably.
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0. 序言
激光电弧复合焊接技术(hybrid laser arc welding, HLAW)是近年来发展的一种先进的焊接技术，相对传统的气体保护焊方法，在提高焊接质量、简化焊接程序、缩短焊接时间等方面有着明显的优势[1-3]. 若采用填丝的复合焊接方式，由于填入焊丝与母材有一定的冶金作用，可以有效降低焊接裂纹倾向、提高焊缝的力学性能，抑制接头的软化和脆化. 且由于能量密度集中，焊接热输入小，焊后残余变形小[4-5]. 目前激光电弧复合焊接技术在船舶制造、高速列车、汽车制造、石油管道等行业都有一定的应用[6-8]. 但是由于激光电弧复合焊接时往往采用较大的焊接速度，焊后冷却速度较快，特别是高强度钢的焊接，焊接残余应力可能达到比较高的水平，因此对其焊接接头产生的残余应力分布进行研究非常有必要.
对金属材料激光电弧复合焊接的数值模拟研究，主要是针对焊接温度场和流场的数值模拟，而对焊后残余应力分析的研究较少，针对高强钢复合焊接头应力分析的研究则寥寥无几. 胥国祥等人[9]利用ANSYS有限元软件对12 mm厚的铝合金激光-MIG复合焊接头的残余应力进行了计算，发现纵向残余应力和等效应力在焊缝和热影响区(heat affected zone, HAZ)出现了应力集中，但应力峰值均低于材料的屈服强度，且激光作用区的应力水平高于电弧作用区. Sun等人[10]采用三维锥体 + 圆柱体热源对NV E690钢的激光-MIG复合焊接过程产生的残余应力进行了计算，发现增加焊接热输入可以导致焊接熔池的峰值温度、残余应力和变形增大. Chen等人[11]对10 mm厚的316不锈钢激光电弧复合焊接的温度场和残余应力进行了模拟，焊接方式为激光焊打底、激光电弧复合焊进行填充，并采用试验测试残余应力对模拟结果进行了验证. 但绝大多数研究涉及的激光功率在4 kW以下，焊接速度较低，且接头形式和材质都有差别，故研究结果无法适用于大激光功率、大焊接速度下得到的复合焊接头的应力预测.
S355钢是一种典型的低合金高强钢，具有良好的强度、塑性、韧性和抗疲劳性，广泛应用于铁道、桥梁、车辆、以及化工石油设备等制造[12]. 因此，文中采用较大激光功率对S355钢进行光纤激光-MIG复合焊接试验，分析复合焊接头中不同区域的显微组织特征，并采用SYSWELD有限元软件对复合焊焊接过程的温度场和接头的残余应力进行计算，研究不同焊接速度下激光-MIG复合焊接头残余应力分布的规律和特征，从而为复合焊接工艺的优化提供理论依据.
1. 试验方法
试验采用的焊接系统包括YSL-10000-S2型光纤激光器、福尼斯TPS-5000焊接电源以及水冷系统等. 试验母材为板厚为12 mm的S355钢板，焊丝为直径ϕ1.2 mm的林肯JM-60低合金钢焊丝，母材和填充金属的抗拉强度分别为590 和600 MPa. 母材的化学成分如表1所示. 将尺寸为160 mm × 60 mm × 12 mm的两块钢板进行对接，一次性焊透12 mm厚板. 采用30° V形坡口，钝边为8 mm，坡口间隙为0.5 mm. 采用激光引导电弧方式，激光的功率为9 kW，离焦量为−2 mm，光丝间距为3 mm，MIG焊接电流为190 A，电压为25 V，焊接速度分别为1.0，1.5，2.0 m/min. 激光保护气体为纯氩气，保护气流量为25 L/min.
采用体视显微镜测量焊缝截面尺寸参数(熔宽、熔深和HAZ宽度)，为后续进行热源参数的设置提供依据；采用小孔法测试复合焊件上表面的残余应力，对计算结果进行验证. 采用光学显微镜对不同焊接速度下的复合焊接头的显微组织进行观察. 对焊接接头进行显微维氏硬度测试，载荷为1.96 N，加载时间为15 s.
表 1 S355钢的化学成分(质量分数，%)Table 1. Chemical compositions of S355 steelC Si Mn P S Cr Ni 0.140 0.400 1.370 0.010 0.003 0.022 0.011 2. 有限元计算过程
2.1 几何模型
根据实际焊件的尺寸，采用SolidWorks软件建立3个焊接速度条件下的焊件的实体模型，并进行网格划分. 计算所采用的S355钢热物理性能和力学性能数据从SYSWELD软件的材料数据库中进行选择，而后采用SYSWELD软件进行温度场和应力场的顺序耦合计算. 图1为焊接速度为1.5 m/min条件下试样对应的三维有限元网格模型. 试样初始温度和环境温度均为20 ℃.
2.2 热源模型
对于激光电弧复合焊接，热源模型主要采用高斯热源模型、双椭球热源模型、圆柱体热源模型、三维锥体热源模型、旋转高斯热源模型等热源中的两种或三种进行组合. 由于试验采用了留有钝边的V形坡口进行焊接，因此选用双椭球热源模型+三维锥体热源模型进行组合，并进行修正. 电弧热源与激光热源之间的相互作用通过调整热源参数给与了考虑.电弧对应的双椭球热源的热流密度函数，如式(1)、式(2)所示[13]，即
$$\begin{split} {q_{\rm f}}(x,y,{\textit{z}}) =\frac{{6\sqrt 3 Q{f_1}\sin \beta \sin \gamma }}{{{\text{π}} {a_1}bc\cos \theta \sqrt {\text{π}} }}\exp \left[ - \frac{{3{x^2}}}{{{{({a_1}/\sin \beta )}^2}}} -\right. \left.\frac{{3{y^2}}}{{{{(b/\sin \gamma )}^2}}} - \frac{{3{z^2}}}{{{{(c\cos \theta )}^2}}} \right]\end{split} $$ (1) $$\begin{split}{q_{\rm r}}(x,y,{\textit{z}}) =\frac{{6\sqrt 3 Q{f_2}\sin \beta \sin \gamma }}{{{\text{π}} {a_2}bc\cos \theta \sqrt {\text{π}} }}\exp \left[ - \frac{{3{x^2}}}{{{{({a_2}/\sin \beta )}^2}}} - \frac{{3{y^2}}}{{{{(b/\sin \gamma )}^2}}} - \frac{{3{z^2}}}{{{{(c\cos \theta )}^2}}} \right]\end{split}$$ (2) 式中：f1和f2为前、后椭球的能量分布，且f1 + f2 = 2；Q为双椭球热源的热输入；a1，a2，b，c为双椭球热源模型参数；β，γ，θ分别为电弧主轴和x，y，z方向的夹角.
对应的三维锥体热源模型的热流密度函数，如式(3)所示[10]，即
$${q_{_{\rm{laser}}}}(x,y,{\textit{z}}) = {q_{_{0}}}\exp ( - \frac{{{x^2} + {y^2}}}{{{r_{_{0}}}^2({\textit{z}})}})$$ (3) $${r_{_{0}}}({\textit{z}}) = {r_{\rm{e}}} + \frac{{{r_{\rm{i}}} - {r_{\rm{e}}}}}{{{{\textit{z}}_{\rm{i}}} - {{\textit{z}}_{\rm{e}}}}}({\textit{z}} - {{\textit{z}}_{\rm{e}}})$$ (4) 式中：
$q_{_{0}} $ 为激光的功率；re和ri分别为三维锥体上、下表面的半径；ze和zi分别为三维锥体上、下表面的高度方向z轴的坐标.3. 结果与讨论
3.1 显微组织和硬度
由于3个焊接速度下接头的显微组织类型较为接近，只是随着焊接速度的增加，晶粒尺寸和显微组织更细小一些. 因此为便于分析，以1.5 m/min条件下的试样为例，对其焊接接头的显微组织进行分析. 焊接接头中焊缝(weld metal, WM)、CGHAZ和细晶热影响区(fine grained heat affected zone, FGHAZ)的显微组织如图2所示. 可以看出，相对激光区，电弧区显微组织较为粗大. 电弧区WM、激光区WM的显微组织主要为条状贝氏体、针状铁素体和粒状贝氏体组成；电弧区CGHAZ、激光区CGHAZ的显微组织主要为板条马氏体，晶粒较为粗大；电弧区FGHAZ、激光区FGHAZ的显微组织主要为板条马氏体和少量贝氏体组成.
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图 2 激光-MIG复合焊接头显微组织Figure 2. Microstructures of laser-MIG hybrid welded joint. (a) arc zone WM; (b) arc zone CGHAZ; (c) arc zone FGHAZ; (d) laser zone WM; (e) laser zone CGHAZ; (f) laser zone FGHAZ电弧区HAZ宽度WA和激光区HAZ宽度WL随焊接速度的变化规律如图3所示. 可以看出，随着焊接速度增加，WA和WL均呈现出明显的减小趋势. 主要原因是焊接速度增加导致焊接热输入下降，从而导致HAZ宽度下降.
不同焊接速度下的复合焊接试样接头的硬度分布如图4所示. 可以看出，无论上部电弧区还是激光区，其最高硬度值均超过了350 HV. 高硬度值的产生是因为焊接速度较快，冷速较大，HAZ出现了马氏体组织导致的. 焊接速度为1.0，1.5，2.0 m/min条件下的接头中最高硬度值分别为398，405，413 HV；可以看出随着焊接速度增加，复合焊接头的最高硬度值略有增加.
3.2 温度场计算结果
图5为焊接速度为1.5 m/min下熔池形貌计算结果和试验结果的对比图，可以看出熔池形貌吻合较好，且计算所得的熔宽和模拟得到的熔宽尺寸一致. 不同焊接速度下温度场计算结果如图6所示. 试样表面典型位置(P1点位于焊缝中心线，P2和P3点距熔合线距离分别为0.3，0.6 mm)的热循环曲线如图7所示.
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图 5 试验焊缝截面与模拟结果比较Figure 5. Comparison between the experimental cross section and the numerical computed cross section![]()
图 6 激光-MIG复合焊温度场Figure 6. Temperature field of laser-MIG welding. (a) v = 1.0 m/min; (b) v = 1.5 m/min; (c) v = 2.0 m/min![]()
图 7 典型位置的热循环曲线Figure 7. Thermal cycles of typical points. (a) v = 1.0 m/min; (b) v = 1.5 m/min; (c) v = 2.0 m/min计算结果表明，随着焊接速度增加，焊接熔池的峰值温度下降：焊接速度为1.0 m/min时，熔池的最高温度为2 728 ℃，表面P1点、P2点和P3点经历的热循环曲线峰值温度分别为2 491，1 240，977 ℃；当焊接速度达到2.0 m/min时，熔池的最高温度降低到2 152 ℃，而表面P1点、P2点和P3点经历的热循环曲线峰值温度分别为1 953，727，593 ℃，且焊后冷却速度明显增加. 由图7还可看出，P3点热循环曲线的计算结果和测试结果较为接近，表明温度场的计算结果较为准确，比较接近实际的数值.
3.3 应力场计算结果
焊接速度为1.5 m/min条件下的残余应力云图如图8和图9所示. 对于纵向残余应力σx，焊缝和HAZ处出现了水平较高的拉应力，峰值出现于HAZ部位，拉应力峰值为572.0 MPa，而远离HAZ的部位出现压应力. 对于横向残余应力σy，焊缝中心出现了较高的拉应力，拉应力峰值为444.4 MPa，HAZ位置出现了一定的压应力，最大压应力出现在焊缝两端. 由图8c和图9c可以看出，对于厚度方向应力σz，表面的应力水平较低，内部的应力水平较高，最大拉应力出现在HAZ位置，焊缝出现了较大的压应力. 由图8d 和图9d 可以看出，等效残余应力σVon水平较高，HAZ位置出现了应力集中，应力峰值达到549.5 MPa.
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图 8 不预热条件下残余应力分布Figure 8. Stress distribution with no preheating. (a) σx; (b) σy; (c) σz; (d) σVon![]()
图 9 残余应力在横截面上的分布Figure 9. Residual stress distribution in the cross section. (a) σx; (b) σy; (c) σz; (d) σVon焊件上表面位置处的残余应力分布如图10所示. 可以看出，1.0 m/min焊接速度下，试验测得的应力和计算结果吻合较好. 随着焊接速度增加，冷却速度增大，等效残余应力峰值水平上升，当焊接速度从1.0 m/min增加到2.0 m/min时，上表面处等效残余应力峰值从499.7 MPa增加到539.7 MPa；纵向残余应力拉应力峰值从445.2 MPa增加到470.7 MPa，拉应力分布范围减小. 焊接速度增加，横向拉应力和厚度方向的拉应力峰值变化不大.
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图 10 焊后残余应力在板宽方向的分布Figure 10. Residual stress distribution along the width direction. (a) σx; (b) σy; (c) σz; (d) σVon残余应力峰值如表2所示. 可以看出，随着焊接速度增加，等效残余应力峰值以及各应力分量的峰值均表现为上升，但是焊接速度从1.5m/min增加到2.0 m/min时，纵向应力σx拉应力峰值、横向应力σy拉应力峰值、厚度方向σz拉应力峰值变化很小. 计算结果还表明，当焊接速度从1.0 m/min增加到2.0 m/min时，焊件中各应力分量的压应力峰值明显增加，纵向应力σx压应力峰值从−310.4 MPa增加到−574.2 MPa，横向应力σy压应力峰值从−213.5 MPa增加到−650.0 MPa.
表 2 残余应力峰值Table 2. Peak residual stresses焊接速度v/(m·min−1) 纵向应力σx/MPa 横向应力σy/MPa 厚度方向应力σz/MPa 等效应力σVon/MPa 1.0 563.2 411.0 397.2 529.3 1.5 572.0 424.4 407.5 549.5 2.0 572.5 425.2 408.8 569.8 3.4 讨论
当采用较大激光功率搭配1.0 m/min以上焊接速度时，由于冷却速度较快，导致焊接CGHAZ显微组织出现了硬度较高的板条马氏体，FGHAZ也出现了部分马氏体组织，因此接头的最高硬度均在350 HV以上，具有一定的淬硬倾向. 随着焊接速度增加，焊接熔池的最高温度下降，焊件的冷却速度却大大加快，因此更易产生马氏体组织；同时焊接残余应力水平升高. 当采用2.0 m/min焊接速度时，焊接接头的最高硬度达到413 HV，且等效残余应力峰值达到569.8 MPa，纵向残余应力峰值、横向残余应力峰值达到572.5 和425.2 MPa，均接近材料的屈服强度，因此2.0 m/min焊接速度下接头的冷裂纹敏感性较高. 为了降低焊接冷裂纹敏感性，建议在满足焊接效率的条件下，采用稍低的焊接速度，这样显微组织的淬硬性较低，同时残余应力水平相对较低.
4. 结论
(1) 三种焊接速度下，激光-MIG复合焊接头的CGHAZ的显微组织均为马氏体，FGHAZ的显微组织主要为马氏体和少量贝氏体. 随着焊接速度增加，电弧区HAZ宽度和激光区HAZ宽度均减小. 不同焊接速度下，上部电弧区和下部激光区的最高硬度均在350 HV以上.
(2) 建立了适用于12 mm厚低合金高强钢激光-MIG复合焊接的双椭球 + 三维锥体复合热源模型，对不同焊接速度下的焊接温度场和应力场进行了计算，结果表明有限元计算得到的熔池形貌、热循环曲线、应力分布与试验测得的结果十分接近.
(3) 12 mm厚的S355钢激光-MIG复合焊接的等效残余应力水平较高，1.5 m/min焊接速度下，等效残余应力峰值达到549.5 MPa. 对于纵向残余应力，热影响区位置出现了高值的拉应力，1.5 m/min焊接速度下纵向应力峰值达到572.0 MPa；对于横向残余应力，焊缝中心出现了较高的拉应力，HAZ位置出现了一定的压应力；对于厚度方向残余应力，内部的应力高于表面，最大拉应力出现在HAZ位置.
(4) 随着焊接速度增加，等效残余应力峰值以及各应力分量对应的最大拉应力值和压应力值均升高，同时高值拉应力分布范围减小. 当焊接速度从1.5 m/min增加到2.0 m/min时，纵向应力σx、横向拉应力σy、厚度方向σz的峰值拉应力变化较小.
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图 2 激光-MIG复合焊接头显微组织
Figure 2. Microstructures of laser-MIG hybrid welded joint. (a) arc zone WM; (b) arc zone CGHAZ; (c) arc zone FGHAZ; (d) laser zone WM; (e) laser zone CGHAZ; (f) laser zone FGHAZ
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图 5 试验焊缝截面与模拟结果比较
Figure 5. Comparison between the experimental cross section and the numerical computed cross section
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图 6 激光-MIG复合焊温度场
Figure 6. Temperature field of laser-MIG welding. (a) v = 1.0 m/min; (b) v = 1.5 m/min; (c) v = 2.0 m/min
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图 7 典型位置的热循环曲线
Figure 7. Thermal cycles of typical points. (a) v = 1.0 m/min; (b) v = 1.5 m/min; (c) v = 2.0 m/min
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图 8 不预热条件下残余应力分布
Figure 8. Stress distribution with no preheating. (a) σx; (b) σy; (c) σz; (d) σVon
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图 9 残余应力在横截面上的分布
Figure 9. Residual stress distribution in the cross section. (a) σx; (b) σy; (c) σz; (d) σVon
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图 10 焊后残余应力在板宽方向的分布
Figure 10. Residual stress distribution along the width direction. (a) σx; (b) σy; (c) σz; (d) σVon
表 1 S355钢的化学成分(质量分数，%)
Table 1 Chemical compositions of S355 steel
C Si Mn P S Cr Ni 0.140 0.400 1.370 0.010 0.003 0.022 0.011 
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表 2 残余应力峰值
Table 2 Peak residual stresses
焊接速度v/(m·min−1) 纵向应力σx/MPa 横向应力σy/MPa 厚度方向应力σz/MPa 等效应力σVon/MPa 1.0 563.2 411.0 397.2 529.3 1.5 572.0 424.4 407.5 549.5 2.0 572.5 425.2 408.8 569.8
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[1] Ribic B, Palmer T A, Debroy T. Problems and issues in laser-arc hybrid welding[J]. International Materials Reviews, 2009, 54(4): 223 − 244. doi: 10.1179/174328009X411163
[2] Atabaki M M, Ma J, Yang G, et al. Hybrid laser/arc welding of advanced high strength steel in different butt joint configurations[J]. Materials and Design, 2014, 64: 573 − 587. doi: 10.1016/j.matdes.2014.08.011
[3] Acherjee B. Hybrid laser arc welding: state-of-art review[J]. Optics and Laser Technology, 2018, 99: 60 − 71. doi: 10.1016/j.optlastec.2017.09.038
[4] 吴向阳, 张志毅, 齐维闯, 等. 窄坡口等离子-MAG 复合焊工艺参数优化[J]. 焊接学报, 2017, 38(5): 116 − 119. doi: 10.12073/j.hjxb.20170526 Wu Xiangyang, Zhang Zhiyi, Qi Weichuang, et al. Optimization of narrow groove plasma-MAG hybrid welding process parameters[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2017, 38(5): 116 − 119. doi: 10.12073/j.hjxb.20170526
[5] Karhu M, Kujanpää V, Romu J, et al. Metallurgical response of weld metal to different filler metal and joint design combinations of laser-arc hybrid welded lean duplex and novel ferritic stainless steels[J]. Journal of Laser Applications, 2016, 28(2): 022422. doi: 10.2351/1.4944094
[6] Zeng H L, Xu Y B, Wang C J, et al. Research on laser-arc hybrid welding technology for long-distance pipeline construction[J]. China Welding, 2018, 27(3): 53 − 58.
[7] Zhang C, Li G, Gao M, et al. Microstructure and mechanical properties of narrow gap laser-arc hybrid welded 40 mm thick mild steel[J]. Materials, 2017, 10(2): 106. doi: 10.3390/ma10020106
[8] 王子健, 徐国建, 李午红, 等. 14 mm厚EH36高强钢光纤激光-MAG复合焊工艺及接头组织性能[J]. 中国激光, 2018, 45(10): 1002007. doi: 10.3788/CJL201845.1002007 Wang Zijian, Xu Guojian, Li Wuhong, et al. Fiber-Laser-MAG hybrid welding process of 14-mm-thick EH36 high strength steels and joint performance[J]. Chinese Journal of Lasers, 2018, 45(10): 1002007. doi: 10.3788/CJL201845.1002007
[9] 胥国祥, 郭庆虎, 胡庆贤, 等. 中厚板铝合金光纤激光+MIG复合热源焊残余应力的数值分析[J]. 机械工程学报, 2018, 54(2): 77 − 83. doi: 10.3901/JME.2018.02.077 Xu Guoxiang, Guo Qinghu, Hu Qingxian, et al. Numerical analysis of welding residual stress in Laser+MIG hybrid butt welding of medium-thick aluminum alloy[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2018, 54(2): 77 − 83. doi: 10.3901/JME.2018.02.077
[10] Sun G F, Wang Z D, Lu Y, et al. Numerical and experimental investigation of thermal field and residual stress in laser-MIG hybrid welded NV E690 steel plates[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2018, 34: 106 − 120. doi: 10.1016/j.jmapro.2018.05.023
[11] Chen L, Mi G Y, Zhang X, et al. Numerical and experimental investigation on microstructure and residual stress of multi-pass hybrid laser-arc welded 316L steel[J]. Materials and Design, 2019, 168: 107653. doi: 10.1016/j.matdes.2019.107653
[12] Sun J M, Hensel J, Klaseen J, et al. Solid-state phase transformation and strain hardening on the residual stresses in S355 steel weldments[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2019, 265: 173 − 184. doi: 10.1016/j.jmatprotec.2018.10.018
[13] Zhan X H, Wu Y F, Kang Y, et al. Simulated and experimental studies of laser-MIG hybrid welding for plate-pipe dissimilar steel[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2018, 101(5-8): 1611 − 1622.
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