Prediction on thin plate welding buckling of TIG bead welding
-
摘要: 针对TIG堆焊所引起的薄板复杂屈曲变形问题，采用基于热弹塑性理论的有限元法建立薄板焊接变形预测模型，提出了数字图像相关法对预测屈曲模型进行试验验证并设计了薄板焊接变形检测试验装置. 结果表明，基于数字图像相关技术的非接触变形检测方法能够全场动态获取堆焊屈曲变形数据，全面验证了焊接变形有限元预测模型，基于高斯热源模型、非线性瞬态热传导边界条件、材料高温性能参数等的热−力耦合热弹塑性预测模型具有较高的精度.薄板焊接变形冷却后呈马鞍形，结合动态温度场与应力场，对揭示焊接马鞍形屈曲变形机理具有重要的意义.Abstract: In view of the complex deformation of thin plate caused by TIG bead welding, a thermal-elasto-plastic finite element method was used to establish the prediction model of welding deformation. A non-contact detection method based on digital image correlation technology was proposed to verify the prediction model and a thin plate welding deformation test device was designed. The research shows that the non-contact deformation detection method based on digital image correlation technology can dynamically obtain welding deformation data in the whole field, and can fully verify the welding deformation finite element prediction model. The welding deformation prediction thermo-mechanical coupling model has high accuracy based on Gaussian heat source model, nonlinear transient heat conduction boundary conditions, and material high-temperature performance parameters. The welding deformation of thin plates is saddle-shaped after cooling. Combining the dynamic temperature field and stress field, it is great significance in revealing the mechanism of welding saddle-shaped buckling deformation.
-
Keywords:
- bead welding /
- thermal-elasto-plasticity /
- buckling /
- digital image correlation
-
0. 序 言
SAF2507超级双相不锈钢为90年代初期发展的第三代双相不锈钢，这类钢的特点是含碳量低，含高钼和高氮，钢中铁素体含量40% ~ 45%，并具有良好的耐点蚀性能，PREN值(耐点蚀当量数)为40 ~ 45. SAF2507不仅耐应力腐蚀破裂，同时可以适应海水、高Cl–溶液等较苛刻的环境，在中海石油(中国)有限公司的油气田设备管线系统中有所应用.
焊条电弧焊(SMAW)、钨极氩弧焊(GTAW)埋弧焊(SAW)、熔化极气体保护焊(GMAW)是双相不锈钢常见的焊接方法[1]. 其中，钨极氩弧焊(GTAW)用于打底层和薄壁材料的焊接，可以获得高质量的焊缝金属. SAF2507双相不锈钢焊接时应采用小电流，快速焊，输入热量应控制在0.5 ~ 1.5 kJ/mm[2]，以保证焊缝中铁素体相与奥氏体相的比例达到平衡.
CMT(冷金属过渡技术)是一种先进的数字化焊接技术[3-6]. 之后Fronius公司又将CMT与脉冲P进行结合，实现了CMT过渡与脉冲过渡的交替混合过渡(即CMT + P，冷金属过渡 + 脉冲). CMT + P焊接具有众多的优点：与GMAW相比，焊接过程稳定并且无飞溅；与GTAW相比，焊接效率很高. CMT + P能准确控制热输入大小，可满足SAF2507焊接时对热输入的要求.
文中采用焊接电信号采集系统与高速摄像系统对SAF2507钢板CMT + P熔滴过渡过程进行观测研究. 分析了CMT与CMT + P过程在不同送丝速度WFS下的熔滴过渡行为、波形变化机理与能量输入特征，揭示了CMT + P熔滴过渡特性，为CMT + P焊接工艺优化奠定了基础.
1. 试验方法
试验设备组成原理图如图1所示. 电信号采集系统中，数据采集卡使用的采样频率为用8 000 Hz，用来获得焊接电流与焊接电压波形图. 试验中使用FASTCAM Mini UX100高速摄影机，采样频率为4 000 fps，用来拍摄熔滴过渡行为的高速摄影图像；FC-W-808-40W激光器作为背光光源，并使用808 nm滤光片来滤掉杂光. 焊接的工件为8 mm厚的SAF2507板材 (250 mm × 80 mm)，由恒速移动工作台控制其水平移动. 焊接电源为CMT Advanced 4000，由FANUC M-10iA/12焊接机器人进行施焊. 为了结合高速摄影的拍摄，需要焊枪保持不动，故由恒速移动工作台来控制工件移动，其焊接速度为5 mm/s. 试验使用的焊丝为ER2594，其直径为1.0 mm. 用97.5% Ar + 2.5% CO2作为保护气，气流速率为15 L/min，喷嘴到工件的距离15 mm.
试验中，焊接过程通过焊机的RCU 5000i控制面板进行控制，选择CrNi199的CMT与CMT + P专家程序来进行施焊(选择CMT + P模式，即可在CMT中加入脉冲电流，从而提高热输入). 整个焊接过程为一元化焊接，试验过程中只需要改变送丝速度WFS(此送丝速度为程序中特征曲线的指导值)，具体试验参数如表1所示；在之前做的准备试验中，得出焊接速度为5 mm/s较为合适. CMT与CMT + P模式下，不同的送丝速度WFS分别代表着特征曲线中所有特征参数的不同组合，主要的特征参数2.1小节中标出. 试验之后，对焊缝进行线切割切样，然后磨金相；采用配制的60 mL H2O + 30 mL HCl + 1 g K2S2O5腐蚀剂，侵蚀时长为30 s；最后用金相显微镜来观察焊缝的宏观形貌.
表 1 焊接参数Table 1. Welding parameters for each sample编号 焊接方法 送丝速度WFS/(m·min–1) 焊接速度v/(mm·s–1) 1 CMT 3 5 2 CMT 4 5 3 CMT 5 5 4 CMT 6 5 5 CMT + P 3 5 6 CMT + P 4 5 7 CMT + P 5 5 8 CMT + P 6 5 9 CMT + P 7 5 10 CMT + P 8 5 2. 试验结果与分析
2.1 CMT与CMT + P焊接工艺的过程控制
图2为典型的CMT + P焊接过程原理图. 完整的CMT + P焊接循环包括一个脉冲阶段和一个CMT阶段. 在CMT阶段，有五个特征参数：I-boost (A)，t-I-boost (ms)，I-sc-wait (A)，vf-sc-wait (m/min)，I-sc2 (A). 其中I-boost为峰值电流；t-I-boost为峰值持续时间；I-sc-wait为基值电流；vf-sc-wait为送丝速度；I-sc2为短路电流. 整个CMT过程可以分为三个阶段：峰值阶段、基值阶段和短路阶段，峰值阶段与基值阶段统称为燃弧阶段；这三个阶段分别对应了加热、冷却和快速冷却三个过程. 脉冲阶段包含脉冲峰值阶段和脉冲基值阶段；脉冲个数可以被设置. 文献[7-8]对CMT与CMT + P焊接循环的过程控制进行了详细描述.
2.2 实际的CMT过程分析
2.2.1 短路前期阶段
CMT焊接循环过程的电流电压波形图如图3所示，所有的波形图都经过了中值滤波的优化. 不同WFS下的CMT熔滴过渡行为的高速摄影图像如图4所示.
当WFS = 3 m/min时，图像比较稳定，呈现出典型的CMT过渡过程. 图3a中，实际的CMT过程中，I-sc2其实是控制短路过渡过程中焊丝回抽的时候的电流值大小. 把焊丝端部熔滴刚接触到熔池直到焊丝刚开始发生回抽这个阶段定义为短路前期阶段，此时电流值大小并不可以控制. 短路前期阶段电流值会回升，这是因为焊丝端部接触到熔池时，形成一个闭合回路，短路后电阻大幅减小，使得电流突然变大. 短路阶段结束时，液态金属桥刚破断，电流有一个轻微向下的波动(图3a画圈处). 这是因为闭合回路突然断开，电阻猛然增大，导致电流迅速下降. 而焊接电源接收到破断的信号后，马上开始增大电流，快速达到I-boost，这样下一个CMT循环开始进行.
2.2.2 电压扰动的分析
当WFS = 4 m/min时，图3b中的第一个周期电压波形极不稳定，其熔滴过渡高速摄影图片如图4b所示. 可以看出，在上一个CMT周期短路阶段结束前，液态金属桥即发生破断，导致电压突然上升，而此时电流仍为短路阶段电流I-sc2. 电压的突然上升，加快了下一个CMT循环的到来. 结合波形图与图像分析得出，电压波形与焊丝端部熔滴与熔池的距离有关，当焊丝端部熔滴形状不稳定，或液态熔池受电弧力作用而波动较大时，电压会有较大波动，即造成电压波形图的扰动.
2.2.3 基值阶段、短路阶段的时长与热输入
图3b中最长的CMT周期(22 ms)近乎是最短周期时长(15 ms)的1.5倍. 其中，基值阶段的时长与短路阶段的时长均不一样，这两个时长不可设置，由实际焊接情况所决定. 这两个时长的不稳定，会直接导致每个周期热输入的不稳定，从而导致整个焊接过程不稳定. 结合波形图总结得出，影响CMT周期时长的主要因素为基值阶段时长和短路阶段时长；峰值阶段时长由电源设置而定；短路前期阶段时长基本稳定，影响不大.
从图3上来看，不稳定主要体现在电压的扰动与每个周期基值阶段、短路阶段的时长上；从图4上来看，不稳定主要表现为熔滴的形状不规律与尺寸变大、提前短路与提前分离熔池、爆破与飞溅等. 综上，当送丝速度变大时，其焊接过程会变得极不稳定. 所以通过提高CMT过程的送丝速度来提高热输入从而实现SAF 2507钢板的焊接是行不通的.
2.3 实际的CMT + P过程分析
2.3.1 电流波形图的特征
把电流脉冲引入到常规的CMT过程中，熔滴过渡行为将受到脉冲的控制. 这样一来，不仅整个循环过程的热输入有所提升，CMT焊接的优点也能保持在整个CMT + P过程中，尤其是焊接稳定和无飞溅的优点. 从图5可以看出CMT + P的周期为90 ms左右，一个CMT过程后接有5个脉冲，每个脉冲周期约为10 ms；CMT模式在同样的WFS下，周期为20 ms左右(图3)，可见整个CMT + P的周期有显著增加.
实际的CMT + P过程，与典型的CMT + P过程有所不同，如图5所示，具体表现如下.
(1) CMT阶段中并没有明显的峰值阶段；而是脉冲阶段最后一个脉冲结束后，电流直接下降到一个较脉冲基值电流较高的值(圈1). 这是因为脉冲阶段过后电弧仍然在燃烧，以至于不需要高的电流再次点燃电弧，熔滴由热惯性即可形成.
(2) CMT的短路阶段中，实际的短路阶段电流要比基值阶段的电流高，这与典型的CMT过程有所不同. 这是因为使用的是CrNi199的程序，该材料熔融状态下粘度较大，为了保证焊接过程中焊缝成形良好，润湿性较好，应避免焊缝金属过快冷却，因此需要一个较高的短路电流，以保证金属的流动性. 图5并没有出现上文所提到的短路前期阶段；这是因为此时短路前期阶段的电流刚好与预设的短路阶段电流一样，所以波形图上电流位于同一水平上(圈2).
(3) 短路阶段结束后，在下一个周期的脉冲阶段开始前，出现了一个电流比脉冲基值阶段电流较高的阶段，定义此为脉冲阶段的预热阶段(圈3). 此较高电流的目的是对脉冲阶段开始前的焊丝进行预热，以至于电弧在脉冲阶段是稳定的. 在短路阶段结束时，与实际的CMT过程一样，液态金属桥刚破断，电流会有一个轻微向下的波动；紧接着，在预热阶段开始前，电流会有一个较高的短暂脉冲(圈4)，这是因为焊接电源接受到液态金属桥破断的信号，使得电流迅速提升，然后再快速稳定到预热阶段的电流值，这存在一个反馈过程，需要短暂的时间，所以会出现一个短暂的电流脉冲.
2.3.2 电压波形图与熔滴过渡行为
当WFS = 3 m/min时，从图5电压波形图来看，焊接过程是不稳定的. 在图中第一个完整的CMT + P周期的电压波形图的脉冲阶段，第二个与第三个脉冲时，出现了波形的扰动(圈4，圈5). 这是因为第二个脉冲时，形成了一个巨大的熔滴，比其他脉冲正常大小都大，在电流预设一定的情况下，电压会发生变化；第三个脉冲中的电压扰动，则是因为熔滴过渡时电弧间出现了小滴的飞溅. 但脉冲阶段整体上呈现一脉冲一滴，所以脉冲过程还算稳定. 短路阶段正常进行. 预热阶段结束时，下一个脉冲阶段的第一个脉冲开始前，有一个较高的电压脉冲(圈6)，对应于图5的35.9 ms，此时弧光比其他脉冲时都亮，这是因为预热阶段造成了电弧的提前点燃，使得电压突然增大；这直接造成了下一个周期脉冲阶段第一个脉冲时，熔滴形成过大，发生一次爆破后，熔滴以不规则形状进行过渡，并伴有小液滴的飞溅.
当WFS = 4 m/min时，分析图6中的第一个周期，电压波形图基本稳定，只是在最后一个脉冲时出现了电压的短暂骤降(圈1)；这是因为此时熔滴在过渡时，尾部残留金属液体过长，导致熔滴在电弧中，把熔池与焊丝端部连接了起来，发生短路，导致电压的短暂骤降(图6的8.875 ms). 从后一个周期可以看出，仍然出现了两次电压的骤降，这表明在脉冲阶段发生短路并不是偶然现象. 所以当WFS = 4 m/min，会较高频率的发生短路过渡，并且熔滴形状并不是典型的滴装过渡形状，有点像射流过渡，此时的脉冲阶段是不稳定的. 从图6的后两幅高速摄影图可以看出，这时为短路阶段结束后下一个CMT + P周期脉冲阶段开始前的预热阶段，电压从不稳定变到稳定，不稳定阶段为起弧及熔滴缓慢形成的过程，稳定阶段为熔滴大小基本稳定的状态. 图6前三幅高速摄影图为正常电压波形下的第4个脉冲的高速摄影图像，可以看出，WFS = 4 m/min时脉冲阶段的典型过渡为熔滴呈现细长的椭圆形，熔滴脱离焊丝端部后过渡向熔池时，尾部会拖出较长的液态金属丝，过渡继续进行，会伴有金属小液滴飞溅；当液态金属丝足够长时，即会发生上述的短路过程，电压发生短暂的骤降.
结合图5和图6，总结得出：当脉冲阶段电压发生短暂骤降的扰动时，一般是因为熔滴尾部的液态金属拉丝过长或达到极限情况(发生短路)；而当电压发生短暂向上的扰动时，一般是因为电弧中存在残留的小的金属液滴，即产生了飞溅.
由上文得知，电流波形图是电源预设决定的，只有基值阶段时长和短路阶段时长不可设置，受实际情况影响；而电压波形图的扰动，是由实际情况得到的，可以用来指导分析熔滴的过渡行为；熔滴形状、尺寸、过渡形式、熔池的波动状态、丝端部到工件的距离及飞溅等都能影响电压的波动.
当WFS = 5 m/min时，脉冲阶段电压波形图依然出现了上述的扰动(图7)，并通过高速摄影图像验证了WFS = 3 m/min与WFS = 4 m/min时得出的结论. 从图7可以看出，此时的CMT阶段比较稳定，预热阶段开始前，电压都会出现一个向上的波动(图7圆圈处)，这是因为短路阶段结束，液态金属桥破断，导致电压的迅速增高，然后逐渐稳定. 预热阶段电压是否稳定，与熔池的波动也有一定关系；熔池波动越小，电压波动越小.
当WFS = 6 m/min，WFS = 7 m/min，WFS = 8 m/min时候，波形图上不仅电压扰动巨大，电压的峰值基值也不稳定，整个波形图都不稳定，故其特征参数没有参考价值.
图8为WFS = 5 m/min，WFS = 6 m/min，WFS = 7 m/min，WFS = 8 m/min的脉冲阶段熔滴的典型过渡形式的图片，可以看出，都不是稳定的一脉一滴过渡；随着送丝速度的增大，经常会出现一脉多滴的现象，并且容易发生短路过渡或者熔滴过大而爆破.
从高速摄影图像观察得出，CMT + P焊接过程的不稳定主要出现在脉冲阶段，CMT过程基本稳定.
2.3.3 波形图与热输入
CMT + P过程每个阶段的平均功率可由式(1)计算；其中Ui与Ii为每个阶段的电压、电流的瞬时值，n为每个阶段中所取样本点的个数.
$$P = \frac{1}{n}\sum\limits_{i = 1}^n {{U_i}{I_i}} $$ (1) 整个CMT + P过程的平均功率P总可以由式(2)计算；其中P1，T1，P2，T2，P3，T3，P4，T4，P5，T5分别为脉冲峰值阶段，脉冲基值阶段，CMT的峰值阶段、基值阶段、短路阶段的平均功率与持续时长. T总为整个CMT + P过程的总时长，由式(3)计算；其中n1为脉冲阶段的脉冲个数.
$${P_{\text{总}}}{\rm{ = (}}{P_1}{T_1}{n_1} + {P_2}{T_2}{n_1} + {P_3}{T_3} + {P_4}{T_4} + {P_5}{T_5})/{T_{\text{总}}}$$ (2) $${T_{\text{总}}}{\rm{ = }}({T_1} + {T_2}) \times {n_1} + {T_3} + {T_4} + {T_5}$$ (3) 一个CMT + P循环的热输入可以用式(4)计算. 其中η为电弧热效率；v为焊接速度. Azar建议[9]CMT焊接中电弧热效率取70% ~ 80%.
$$HI = \eta UI/v = \eta {P_{\text{总}}}/v$$ (4) 不同WFS下的热输入如表2所示. 以CMT + P的WFS = 5 m/min为例，结合高速摄影图像与波形图计算得出：脉冲阶段的热输入为538.66 J/mm，CMT阶段的热输入为37.70 J/mm. 从具体数值看，脉冲阶段的热输入比CMT阶段的热输入大的多，所以起主要影响作用的是脉冲阶段. 又因为CMT阶段基本稳定，实际应用中只需要重点优化脉冲阶段的特征参数. 从2.3.2节可以看出，随着送丝速度变化，脉冲峰值电流、脉冲基值电流、脉冲个数随之改变. 所以脉冲阶段中，改变这三个特征参数，即可实现热输入的控制；当脉冲峰值电流与脉冲基值电流一定时，只需要改变脉冲个数，就能准确控制热输入. 因此，优化特征曲线时，首先需要找到合适的脉冲峰值电流与基值电流，以保证熔滴过渡尽可能稳定(即电压扰动尽可能小)，然后调节脉冲个数，使热输入控制在材料要求的范围内.
表 2 不同送丝速度WFS的热输入Table 2. Heat input with different WFS送丝速度
WFS/(m·min–1)焊接方法 脉冲个数
n1CMT个数
n热输入
Q/(J·mm–1)3 CMT + P 5 1 327.36 4 CMT + P 6 1 454.24 5 CMT + P 8 1 576.37 6 CMT + P 9 1 716.83 7 CMT + P 15 1 889.96 8 CMT + P 36 1 1 130.76 2.3.4 焊缝横截面
焊缝横截面的宏观形貌如图9 ~ 图11所示，焊缝几何参数具体数值见表3，图12为熔深、熔宽折线图. 随着送丝速度增大，熔深、熔宽、接触角基本呈现增长趋势；而且同样的送丝速度下，CMT + P的这三个参数均比CMT大得多，这是因为脉冲阶段的热输入很高，大幅增加了整个焊接过程的热输入.
表 3 焊缝尺寸详细信息Table 3. Detailed dimensional information编号 接触角θ/(°) 熔深h/mm 熔宽D/mm 1 94 0.48 3.20 2 100 0.60 4.26 3 108 1.05 6.24 4 114 1.76 7.40 5 113 1.16 4.93 6 115 1.60 6.13 7 118 1.98 6.85 8 120 1.91 8.39 9 124 1.91 10.18 10 122 2.35 9.24 CMT + P过程中，随着WFS的增加，脉冲个数随之增加，分别为5，6，8，9，15，36个；脉冲个数在焊缝尺寸上有着显著的影响，因为它控制熔池的受力与热量. 在高的脉冲电流下，相对大的电弧力作用于熔池表面造成了电弧下面的液态金属稀薄，从而提高了熔池中液态金属的流动性. 电弧力指向熔池，随着脉冲个数的提高而提高，因此可以获得更深的焊缝熔深；当液态金属表面在电弧压力作用下，表面张力会沿着液态金属的切线表面拉扯熔池边缘，脉冲个数越大，电弧力越大，其反作用力表面张力也会越大，这样熔池宽度也会越大.
![]()
图 10 不同送丝速度下的CMT+P焊缝横截面Figure 10. CMT+P cross-sections of weld beads with different WFS焊缝与母材的接触角随着送丝速度的变化也发生显著的变化. CMT过程中，当送丝速度从3 m/min增加到6 m/min时，接触角从94°增加到114°；CMT + P过程中，当送丝速度从3 m/min增加到8 m/min时，接触角从113°增加到124°. 可见增加电流脉冲可以显著提升熔池的润湿性；并且脉冲个数越多，接触角越大，润湿性越好. Pickin[10]发现当接触角 < 90°时，焊缝成形将不均匀，熔池的润湿性也变得不好. Ola等人[11]指出当接触角大于 115°时，比较适合后续焊道的施焊，能够保证较为良好的道间熔合. 观察焊缝的宏观形貌，可以看出CMT + P过程中WFS = 5 m/min时呈现出良好的焊缝形貌：熔深为1.98 mm，熔宽为6.85 mm，满足根焊要求；接触角为118°，润湿性较好，适合后续焊道的施焊.
3. 结 论
(1) CMT过程中，有一个短路前期阶段；送丝速度变大会使基值阶段时长和短路阶段时长不稳定，从而导致热输入不稳定，所以通过提高送丝速度来提高热输入是行不通的. CMT + P过程中的CMT阶段没有一个明显的峰值阶段；短路阶段结束后，在下一个周期脉冲阶段开始前，会有一个预热阶段. SAF2507的实际短路阶段电流要比基值阶段电流高.
(2) 电流波形图主要由电源预设决定的；电压波形图的扰动由实际情况得到. 电压波形图可以用来指导分析熔滴过渡行为. 熔滴形状与尺寸、过渡形式、熔池的波动状态、焊丝端部到工件的距离及飞溅等都能影响电压的波动.
(3) 脉冲阶段的热输入比CMT阶段的热输入大的多，起主要影响作用的是脉冲阶段. 只需要重点调节脉冲峰值电流、脉冲基值电流、脉冲个数这三个特征参数，即可实现热输入的控制. 在 CMT 阶段，低短路电流和焊丝回抽保证了熔滴过渡的稳定性；在脉冲阶段，高的脉冲电流提供了高热输入. CMT + P结合了 CMT 焊和脉冲焊的优点，在保证接头质量的前提下，可以显著增加焊缝熔深.
-
![]()
图 2 薄板冷却后温度场及应力场预测
Figure 2. Prediction of temperature field and stress field of thin plate after cooling
-
[1] Deng D. FEM prediction of welding residual stress and distortion in carbon steel considering phase transformation effects[J]. Materials and Design, 2009, 30: 359 − 366. doi: 10.1016/j.matdes.2008.04.052
[2] 孙加民, 朱家勇, 夏林印, 等. 电渣焊接头焊接残余应力与变形的数值模拟[J]. 焊接学报, 2016, 37(5): 23 − 27. Sun Jiamin, Zhu Jiayong, Xia Linyin, et al. Numerical simulation of welding residual stress and deformation induced by electro slag welding[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2016, 37(5): 23 − 27.
[3] Fu G, Lourenco M, Duan M, et al. Influence of the welding sequence on residual stress and distortion of fillet welded structures[J]. Marine Structures, 2016, 46: 30 − 55. doi: 10.1016/j.marstruc.2015.12.001
[4] Tchoumi T, Peyraut F, Bolot R. Influence of the welding speed on the distortion of thin stainless steel plate-Numerical and experimental investigation in the framework of the food industry machines[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2016, 229: 216 − 229. doi: 10.1016/j.jmatprotec.2015.07.021
[5] Guo Y, Wu D, Ma G, et al. Numerical simulation and experimental investigation of residual stress and distortions in pulsed laser welding of hastelloy C-276 thin sheets[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2014, 43(11): 2663 − 2668. doi: 10.1016/S1875-5372(15)60022-4
[6] Ma N, Huang H, Murakawa H. Effect of jig constraint position and pitch on welding deformation[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2015, 221: 154 − 162. doi: 10.1016/j.jmatprotec.2015.02.022
[7] 叶延洪, 何 静, 蔡建鹏, 等. 6061-T651铝合金薄板接头的焊接变形[J]. 中国有色金属学报, 2014, 24(10): 2435 − 2442. Ye Yanhong, He Jing, Cai Jianpeng, et al. Welding deformations of 6061-T651 Al alloy thin-plate joints[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2014, 24(10): 2435 − 2442.
[8] 肖顺湖. 薄板焊接过程数值模拟与试验研究[D]. 广西: 广西大学, 2005. -
期刊类型引用(10)
1. 谈珂威，缪康，郭春富. BaF对2507超级双相不锈钢电弧增材制造组织和力学性能的影响. 热加工工艺. 2025(06): 103-107 . 
百度学术
2. 李科，林义民，王飞，易江龙，邹晓东，潘琳琳，牛犇. 固溶处理对电弧增材制造超级双相不锈钢微观组织及摩擦磨损性能的影响. 摩擦学学报(中英文). 2024(07): 893-902 . 百度学术
3. 刘爱国，刘震昊. 我国近10年双相不锈钢焊接研究进展分析. 焊接技术. 2024(08): 1-9 . 百度学术
4. 朱轩，杨晓益，陆鑫，杨书汉. 电弧脉冲对6005A-T6铝合金CMT-P焊接接头组织和性能的影响. 材料导报. 2024(23): 223-229 . 百度学术
5. 韩永全，刘乐乐，孙振邦，石磊，杜茂华. 车用薄镀锌板CMT搭接工艺特性. 焊接学报. 2023(02): 90-95+134 . 本站查看
6. 张建，李涛，林红霞，杨东青，方辉，范霁康，王克鸿. 焊丝成分对高氮钢CMT+P焊工艺性的影响. 兵工学报. 2023(03): 792-798 . 百度学术
7. 李科，牛犇，潘琳琳，易江龙，邹晓东. 热输入对电弧增材制造超级双相不锈钢组织与性能的影响. 焊接学报. 2023(10): 94-101+138 . 本站查看
8. 栗宏伟，赵志毅，薛润东. 热输入对SAF2507超级双相不锈钢焊接接头显微组织及硬度的影响. 焊接学报. 2022(02): 20-26+114 . 本站查看
9. 冯玉兰，吴志生，李岩，李亚杰，王瑞森. 固溶处理温度对2507不锈钢焊接接头组织与性能的影响. 焊管. 2021(04): 42-46 . 百度学术
10. 徐连勇，庞红宁，赵雷，韩永典，迟大钊. G115钢CMT+P焊接工艺及组织和性能. 焊接学报. 2020(08): 1-5+97 . 本站查看
其他类型引用(3)
下载:
计量
- 文章访问数: 344
- HTML全文浏览量: 18
- PDF下载量: 28
- 被引次数: 13
