Analysis of bending test characteristics of welded joints with same material
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摘要: 弯曲试验是评定焊接接头焊接质量的常用手段,但对于如何选择恰当的弯曲直径,不同标准存在较大差异. 文中首先推导了焊接接头弯曲伸长率计算理论公式,并对焊接接头进行了有限元分析,验证了理论公式的正确性;进一步根据分析结果对理论公式进行了修正,分别得出了两种弯曲方法下最小弯曲直径的计算公式;然后对不同规格焊接接头进行了实际的弯曲试验,验证了计算公式的正确性;最后将公式计算结果与中国船级社标准进行了对比,结果表明,船级社推荐的弯曲直径更接近三点弯曲时的计算结果,但当弯曲直径较小时,建议采用辊筒弯曲方法.Abstract: Bending test can be used to assess the quality of welded joints, however, there are great differences in the different standards about how to select the proper bending diameter for the bending test. In this paper, firstly, the theoretical formula for bending elongation of the welded joint under ideal conditions is deduced, and the finite element method is used to analyze mechanical properties of the welded joint, and the correctness of the theoretical formula is verified. Further, the theoretical formula is modified according to the analysis results, and the formula for minimum bending diameter under the two bending methods is established respectively. Then the new formula is verified by carrying real bending test on welded joints of different specifications. Finally, calculation result of the formula for minimum bending diameter are compared with the standard of Chinese Classification Society. The results showed that the bending diameter recommended by the Chinese Classification Society is closer to the calculation result of three point bending, but when the bending diameter is small, it is more recommended to use the roller bending method.
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0. 序 言
随着船舶、航空航天等领域结构件往大型化、轻量化的方向发展[1-2],业界对焊接接头的力学性能提出了越来越高的要求. EN ISO 5137:2010和GB/T 2653—2008给出了三点弯曲试验及辊筒弯曲试验两种用于评价焊接接头质量的力学性能试验方法. 其中三点弯曲试验所需的试验机结构简单、操作方便,故普遍应用于同种材质焊接接头力学性能的检测 [3-7];而采用辊筒弯曲试验可以有效避免焊接接头在三点弯曲试验中出现的试样滑移、凸起等问题[8].
弯曲直径的选择是焊接接头弯曲试验中的重要环节,弯曲直径过大无法有效发现焊接缺陷,反之则容易超过材料断裂极限而导致焊缝开裂. 官英平[9]等将板材发生断裂时的弯曲变形极限转化为最小弯曲直径问题;陈爱志等人[10-11]分析了不同弯曲直径对焊接接头弯曲效果的影响,通过比较试验结果,表明现有弯曲直径的选择标准存在一定的缺陷.
由于焊接接头在三点弯曲试验时存在弯剪耦合效应[12],造成现有的弯曲直径选择理想公式计算结果误差较大. 故不同的标准根据试验结果给出了不同焊接接头弯曲直径参数,这不仅造成了使用上的不便,而且也降低了试验结果的科学性.
针对这一问题,文中首先推导了焊接接头弯曲伸长率计算理论公式,然后利用有限元法分别对几种材质焊接接头进行了辊筒弯曲和三点弯曲模拟试验,验证了弯曲伸长率均值的有限元分析结果与理论公式计算结果的一致性;进一步讨论了弯曲伸长率峰值与弯曲方法、弯曲直径间的关系,通过对理论公式进行调整,得到不同弯曲法下最小弯曲直径的计算公式;然后分别采用辊筒弯曲和三点弯曲两种方法对不同规格ZG200—400和E36焊接接头进行试验,其结果表明了计算公式的正确性;最后将公式计算结果与CCS规范进行了比较,发现三点弯曲条件下的最小弯曲直径计算结果更符合CCS规范,但当弯曲直径较小时,采用辊筒弯曲方法可以更准确地评估焊接接头力学性能.
1. 焊接接头弯曲特性理论建模
根据板材塑性成形理论可知,在焊接接头的弹性弯曲阶段,其剖面中心存在一应变中心层,该层上任意两点间的距离在变形前后基本保持不变[13-14].
如图1所示,设应变中性层曲率半径为ρ、弯曲角度为α,则ρ + y处的切向应变εθ为
$$ {\varepsilon _\theta } = {\rm{ln}} \frac{{(\rho + y)\alpha }}{{\rho \alpha }} = {\rm{ln}} \left(1 + \frac{y}{\rho }\right) \approx \frac{y}{\rho } $$ (1) 弹性弯曲时,切向应力σθ为
$$ {\sigma _\theta } = E{\varepsilon _\theta } = E\frac{y}{\rho } $$ (2) 在弯曲成形时,焊接接头外表面切向伸长率为
$$ {\varepsilon _\theta } = \overline \delta = \dfrac{{\dfrac{t}{2}}}{{\dfrac{D}{2} + \dfrac{t}{2}}} = \pm \dfrac{1}{{1 + \dfrac{D}{t}}} $$ (3) 式中:
$\overline \delta $ 为理论弯曲伸长率均值;t为焊接接头厚度;D为弯曲直径.焊接接头随着弯曲角度的增加逐渐进入塑性变形阶段,由于塑性变形的叠加效应,靠近上下两表面部位的应变量最大[15],若外层纤维的伸长率过高,将会引起焊接接头外表面的断裂. 故焊接接头不发生断裂的条件为
$$ \delta < A $$ (4) 式中:δ为焊接接头弯曲伸长率;A为断后伸长率.
2. 焊接接头弯曲特性有限元分析
考虑到材料的热物理性能参数随温度变化的情况,为简化分析,可认为焊接接头是由母材夹焊缝金属组成的层状结构;同时板材在拼焊后通常要求焊接接头的力学性能不得低于母材[16],两者的力学性能相近,故把焊料材质设为与母材相同[17-18]. 根据国标GB/T 2653—2008和GB/T 985.1—2008建立试样的有限元模型、几何尺寸及坡口形式见图2.
选用ZG200-400,45钢和E36等几种船舶及海工领域常用材料进行分析,预先对三种材料制作标准试样并进行拉伸试验,试验结果如表1所示.
表 1 拉伸试样的材料属性Table 1. Material properties of the tensile specimen材料 屈服极限
ReL/MPa泊松比
γ(10−6)弹性模量
E/GPa断后伸长率
A(%)ZG200-400 271 0.30 200 32.0 45钢 520 0.27 217 20.5 E36 389 0.30 172 31.5 两种弯曲方法的原理分别如图3、图4所示. 辊筒弯曲时,焊接接头一端固定,一面紧贴定辊,动辊位于定辊正下方并与板料相距X,在弯曲过程中,定辊固定不动,动辊绕定辊做圆周运动,从而将焊接接头压弯. 三点弯曲时,焊接接头自由放置,弯曲压头位于两个支辊正中间上方,焊接接头一面紧贴支辊,在弯曲过程中,弯曲压头向下做直线运动,两支辊自转,从而将焊接接头折弯.
根据上述原理在ANSYS中建立对应的有限元模型,由于线性分析无法模拟焊接接头屈服之后的力学特性,因此采用材料非线性分析方法,非线性阶段材料属性由前文所述的拉伸试验得出. 在弯曲过程中,由于定辊、动辊、弯曲压头和支辊变形远小于试样变形,故将其设为刚体,并设置辊轮表面与焊接接头表面接触类型为面——面接触. 以ZG200-400板材为例,有限元分析结果如图5、图6所示.
针对上述三种材料,依据板厚将试样划分为t = 10,15,20 mm三种规格,在D/t = 2,2.5,3,3.5,4,4.5,5,5.5,6. 9种不同的弯曲条件下对每种规格的板厚进行有限元分析,得出两种弯曲方法下,不同材料在不同D/t下的弯曲伸长率均值δ,详情如图7所示.
由图7可知,不同材料下两种弯曲方法得到的有限元计算结果基本一致,当D/t相同时,两种弯曲方法的δ偏差不超过5%,说明δ和弯曲试验方法及材料自身的属性没有关系;将δ和对比可以看出,绝大多数情况下两者的偏差在10%以内,说明只考虑焊接接头弯曲伸长率均值时,有限元分析结果与理论计算结果具有较高的一致性.
从图5、图6的应力云图可以看出,两种弯曲方法下焊接接头的表面应力分布差异较大,这预示着两种弯曲方法下的实际伸长率分布情况不尽一致. 由于ZG200-400,E36和45钢试样的有限元分析结果趋势基本一致,故以ZG200-400试样的有限元分析结果为例进行进一步分析.
ZG200-400试样在辊筒弯曲时的弯曲伸长率分布如图8所示,当D/t一定时,焊接接头及两侧区域弯曲伸长率分布均匀,且随着D/t的增大逐渐减小. 当D/t = 2时,伸长率峰值约为39.4%,当D/t = 6时,伸长率峰值约为15.8%.
ZG200-400试样在三点弯曲时的弯曲伸长率分布如图9所示,在弯曲过程中出现了三个伸长率峰值,其原因为:在弯曲试验的早期阶段,弯曲压头与焊缝中心紧密接触;随着弯曲角度的增大,在弯曲压头与焊接接头之间产生了空隙(图6),焊缝中心在内部应力的作用下出现折弯,导致在焊缝中心处出现了较大的伸长率峰值;接着焊缝中心左右两侧A点处(图6)出现了两个较小的伸长率峰值. 当D/t = 2时,试样伸长率峰值约为50.5%;当D/t = 6时,试样伸长率峰值约为15.5%.
随着D/t的增大,辊筒弯曲及三点弯曲的伸长率峰值偏差均逐渐减小并趋于一致. 当D/t = 2时,两者的伸长率峰值相差约28%;当D/t = 6时,相差2%左右.
在弯曲过程中,若焊接接头中某处的实际伸长率超过母材断后伸长率,则焊接接头可能断裂,因此将式(4)修正为
$$ {\delta _{\rm{max} }} < A $$ (5) 由上文可知δmax的大小与D/t直接相关,因此需要分析δmax与D/t之间的数学关系,并根据式(5)探究焊接接头弯曲直径需要满足的条件公式,以防止焊接接头发生断裂.
基于有限元分析结果计算三种焊接接头在不同D/t下的弯曲伸长率峰值δmax,如图9所示,拟合两种弯曲方法下的δmax–D/t曲线,并建立δmax与D/t的函数关系式.
由图10可以看出,随着D/t的增大两种弯曲方法的伸长率峰值差距越来越小且逐渐接近于. 实际弯曲伸长率与的偏差越小表明焊接接头各处的变形越均匀. 其中辊筒弯曲伸长率峰值曲线较为平缓且更接近于
$\overline \delta $ 曲线,说明该方法可更好的检测焊接接头各处的力学性能;当D/t < 4.5时,三点弯曲伸长率峰值曲线明显高于辊筒弯曲伸长率峰值曲线,且与$\overline \delta $ 曲线相差较大. 说明在小弯曲半径条件下,三点弯曲法会造成焊接接头内部的应力集中,其力学性能无法被准确评估. 而当D/t ≥ 4.5时,两者弯曲方法效果趋于一致.经数据拟合得到两种弯曲方法下焊接接头伸长率峰值δmax与D/t的关系为
$$ {\delta _{\rm{max} }} = \left\{ {\begin{aligned} & {\frac{1}{{\dfrac{D}{t} + 0.3}},\;\;{\text{辊筒弯曲}}}\\ & {\frac{{1}}{{\dfrac{D}{t} - 0.4}},\;\;{\text{三点弯曲}}} \end{aligned}} \right. $$ (5) 将式(5)代入式(4),得到焊接接头弯曲直径需满足的条件公式
$$ \frac{D}{t} > \left\{ {\begin{aligned} & {\dfrac{1}{{{A}}} - 0.3,\;\;{\text{辊筒弯曲}}}\\ & {\dfrac{{0.87}}{{{A}}} + 0.4,\;\;{\text{三点弯曲}}} \end{aligned}} \right. $$ (6) 3. 试验与讨论
试验对象为E36焊接接头和ZG200-400焊接接头,弯曲方法包含辊筒弯曲和三点弯曲两种. 主要使用的弯曲设备为如图11、图12所示辊筒弯曲试验装置和三点弯曲试验装置. 辊筒弯曲试验装置的原理是焊接接头的一端由液压缸夹紧,并通过摆动油缸带动动辊来弯曲焊接接头[19].
试验选用的焊接接头厚度分别为t = 10,15和20 mm,试验前在焊接接头上进行测点标记. 部分焊接接头标记如图13所示,标记位置取在焊接板材宽度方向的应变中性层,从焊缝中心依次往两端描标记点,不同弯曲直径对应的标记点长度不同,标记完成后测出各点之间的长度.
参照国标中的弯曲方法,分别将各规格焊接接头在两种弯曲试验机上进行弯曲,弯曲结果如图14所示.
分别测出各焊接接头在弯曲方法与不同弯曲直径下的弯后长度,并计算出各接头的弯曲伸长率均值,如表2所示.
从表2中试验结果可以看出,在D/t一定时,两种弯曲方法所得到的弯曲伸长率均值δ的最大偏差不超过2%,表明δ与弯曲方法及试样材料均无关,同时δ与D/t之间成反比关系,这与有限元分析结果一致. 以E36板材为例,结合理论计算及有限元分析结果,进一步讨论三者之间的关系,得到图15.
表 2 弯曲试验结果δ(%)Table 2. Test results δ of specimen with different conditionD/t ZG200 400 E36 t = 10 mm t = 20 mm t = 15 mm t = 10 mm 6 15.1/15.6 — 15.6/15.2 14.6/14.6 5 17.8/16.4 — — 17.4/16.7 4 22.5/21.6 21.7/22.5 — 21.4/20.8 3 27.1/26.3 27.1/27.1 27.0/27.1 — 注:因焊接接头规格有限,故表中“—”表示未进行相关试验. 每一组有两个数值,在前的为辊筒弯曲方法下的δ值,在后的为三点弯曲方法下的δ值. 从图15中可以看出,在D/t一定时,试验、计算与CAE分析结果较为吻合,三者的δ偏差在8%以内,验证了理论公式与有限分析结果的正确性.
4. 与船级社标准对比分析
中国船级社(CCS)《材料与焊接规范》指出,在弯曲试验中弯曲压头直径的选择取决于钢材屈服强度ReL的大小,当ReL ≤ 400 MPa时,取D = 4t;当400 < ReL ≤ 500 MPa时,取D = 5t;当500 < ReL ≤ 600 MPa 时,取D = 6t.
如表3所示,根据式(6)计算ZG200-400、E36和45钢板材在两种弯曲方法下的最小弯曲直径,并与船级社标准进行对比.
针对表3中的三种焊接接头,如采用辊筒弯曲方法,建议分别使用3t,3t及5t弯曲直径;而采用三点弯曲方法,则建议分别使用4t,4t及5t弯曲直径. 表明CCS《材料与焊接规范》中弯曲压头选取标准明显大于辊筒弯曲的最小弯曲直径计算值,更接近于三点弯曲的最小弯曲直径计算值.
表 3 弯曲直径选用条件对比Table 3. Comparison of bending diameter selection conditions材料 船级社标准 辊筒弯曲 三点弯曲 ZG200-400 4t > 2.8t > 3.1t E36 4t > 2.9t > 3.2t 45钢 6t > 4.6t > 4.6t 在试样厚度确定的前提下,当选用较小的弯曲直径时,三点弯曲试验存在明显的伸长率峰值,因此为避免焊接接头断裂,要求在采用三点弯曲时选取较大的弯曲直径,这就导致焊接接头无法产生充分的塑性变形,故不能全面评估焊接接头的力学性能. 而辊筒弯曲试验则不存在明显的伸长率峰值,故通过选用更小的弯曲直径进行弯曲试验,能使焊接接头各处发生均匀且充分的塑性变形,可更好地评估焊接接头的力学性能.
5. 结 论
(1)利用有限元法对焊接接头弯曲伸长率计算理论公式进行了修正,分别建立了三点弯曲与辊筒弯曲时焊接接头最小弯曲直径计算公式.
(2)有限元分析和试验结果显示当弯曲直径较小时,采用三点弯曲方法焊接接头中会产生明显的伸长率峰值;而采用辊筒弯曲方法时焊接接头中各处伸长率相对均匀,更接近理想的弯曲效果.
(3)将公式计算结果与CCS规范进行了对比,发现CCS推荐的弯曲直径更接近三点弯曲时的计算结果;当D/t < 4.5时,建议采用辊筒弯曲方法代替三点弯曲方法以更准确的评估焊接接头力学性能.
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表 1 拉伸试样的材料属性
Table 1 Material properties of the tensile specimen
材料 屈服极限
ReL/MPa泊松比
γ(10−6)弹性模量
E/GPa断后伸长率
A(%)ZG200-400 271 0.30 200 32.0 45钢 520 0.27 217 20.5 E36 389 0.30 172 31.5 表 2 弯曲试验结果δ(%)
Table 2 Test results δ of specimen with different condition
D/t ZG200 400 E36 t = 10 mm t = 20 mm t = 15 mm t = 10 mm 6 15.1/15.6 — 15.6/15.2 14.6/14.6 5 17.8/16.4 — — 17.4/16.7 4 22.5/21.6 21.7/22.5 — 21.4/20.8 3 27.1/26.3 27.1/27.1 27.0/27.1 — 注:因焊接接头规格有限,故表中“—”表示未进行相关试验. 每一组有两个数值,在前的为辊筒弯曲方法下的δ值,在后的为三点弯曲方法下的δ值. 表 3 弯曲直径选用条件对比
Table 3 Comparison of bending diameter selection conditions
材料 船级社标准 辊筒弯曲 三点弯曲 ZG200-400 4t > 2.8t > 3.1t E36 4t > 2.9t > 3.2t 45钢 6t > 4.6t > 4.6t -
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