Simulation of girth welding seam of large diameter arch rib of concrete-filled steel tube arch bridge
-
摘要: 为了研究大管径拱肋环焊缝焊接接头残余应力分布规律，用ANSYS软件对直径1 400 mm，厚度26 mm的拱肋环焊缝进行了焊接温度场及应力场数值模拟. 分析了焊接过程的温度分布云图及应力分布云图，获取了特征节点的热循环曲线，分析了焊后内外表面各残余应力分布情况及内表面残余应力形成过程. 结果表明，等效残余拉应力峰值出现在钢管内表面焊缝底部. 焊后径向和环向残余应力在内、外表面大部分区域形成压应力，轴向残余应力在内、外表面形成拉-压相间的应力分布，等效残余应力在内、外表面均为拉应力. 残余应力形成过程中，第2 ~ 7层的径向、环向、轴向及等效残余应力曲线与第1层径向、环向、轴向及等效残余应力曲线相比，除在波峰及波谷处有较小变化外，其它区域残余应力几乎不变.Abstract: In order to study the residual stress distribution law of the large diameter arch rib girth weld joint, this paper uses ANSYS software to carry out the numerical simulation of the welding temperature field and stress field of the arch rib girth weld with a diameter of 1 400 mm and a thickness of 26 mm. The thermal cycle curve of the characteristic node is obtained,The contour of temperature and the stress distribution as well as the residual stress distribution and formation process are analyzed. The results show that the peak value of the equivalent tensile residual stress appears at the bottom of the weld on the inner surface of the steel pipe. the radial and circumferential residual stresses form compressive stress in most areas of the inner and outer surfaces in the end. The axial residual stress forms a tension-compression stress distribution and The equivalent residual stresses are tensile stress on both surfaces. During the formation of residual stress,the residual stress curves including the radial,the circumferential,the axial and tht equivalent of the 2nd to 7th layers are almost unchanged coMpared with the first layer, except for small changes in the wave trough and peak.
-
0. 序言
钢管混凝土拱桥以其跨越能力大、造型优美等特点，近年在中国及世界各地得到了快速发展[1-2]. 同时焊接在钢管混凝土拱桥施工中也是不可缺少的环节. 焊接是一个复杂多变的过程，焊接过程中由于钢结构温度变化剧烈，从而产生变形及残余应力. 钢管混凝土拱桥两拱肋之间通过内法兰形式进行连接，拱肋间间隙通过焊接方式进行连接. 拱肋作为钢管混凝土拱桥的主要承重结构，在焊接时其焊接质量会直接影响到整座桥的结构受力，焊接产生的变形会对拱肋线型造成影响，甚至会使拱肋承载力受损. 焊接过程伴随热力学、金属相变、焊接应力与变形等诸多现象，其边界条件复杂且是高度非线性的，目前国内外对焊接数值模拟的研究主要集中在薄板焊接、T形接头、薄小钢管等数值模拟[3-7]，或针对一些新型材料进行焊接数值模拟研究[8-9]. 针对复杂的钢管混凝土拱桥大管径拱肋钢管的焊接数值模拟研究较少. 文中采用ANSYS有限元模拟软件，对大管径拱肋环焊缝焊接过程进行多层多道焊数值模拟分析，以了解拱肋环焊缝焊接温度场及应力场的分布规律，为实际工程中拱肋环焊缝的焊接提供理论指导.
1. 拱肋局部构造及有限元模型
图1为某钢管混凝土拱桥拱肋连接处局部图，拱肋直径1 400 mm，壁厚26 mm. 拱肋环焊缝坡口尺寸及焊道顺序如图2，焊接分7层，焊接过程采用生死单元技术模拟实际焊接中焊缝的逐渐填充过程. 由于整座拱桥拱肋环焊缝数量较多、直径较大，为避免有限元分析耗费时间过长，文中对钢管混凝土拱桥大管径拱肋环焊缝进行局部有限元数值模拟，使用ANSYS有限元模拟软件建立拱肋环焊缝1/4模型，模型尺寸为：外径1 400 mm，壁厚26 mm，长度406 mm. 为保证焊接模拟精度，又能适当减少计算时间，将焊缝区及附近的网格划分较细，将远离焊缝区的网格划分较粗. 有限元网格模型如图3所示，模型单元数为164 160，节点数为179 190. 温度场分析时，将初始温度设定为30 ℃.
2. 参数选取
2.1 材料属性
文中模拟采用Q345钢，Q345钢是目前国内桥梁建设中运用最广泛的钢材，许多中大跨钢管混凝土拱桥的拱肋均采用Q345钢. 焊接过程中，材料的各项属性会随温度变化呈非线性变化(图4)，文献[10]给出了Q345钢的热性能参数和力学参数随温度变化的关系，假设填充金属和母材的热物理性能参数相同，假设材料密度不随温度变化.
![]()
图 4 Q345钢热性能参数和力学参数Figure 4. Thermal and mechanical parameters of Q345 steel. (a) thermal parameters; (b) mechanical parameters2.2 焊接热源
文中模拟采用均匀体热源模型，在多层多道焊接模拟中采用均匀体热源能提高计算效率. 图5中1和2分别为两层焊缝对应的均匀体热源，图5a为适用于平板焊接模拟的均匀体热源；图5b为文中提出的适用于圆管焊接模拟的均匀体热源，其热源长度用弧度表示. 对焊缝坡口划分合适层数后，再将各层焊缝截面面积作为均匀体热源作用体积的计算参数. 热源作用区域任一点的热量为
![]()
图 5 均匀体热源模型Figure 5. Homogeneous heat source model. (a) plate welding; (b) pipe welding$$q = \frac{{\eta UI}}{{{V_p}}}$$ (1) 式中：q为热流密度，J/(m−3·s)；
${V_P}$ 热源作用体积，m3；$\eta $ 为焊接效率；U为焊接电压值，V；I为电流值，A. 模拟将各层焊缝均划分为36等份，以角度表示热源长度，每段热源长度为2.5°. 焊接方式为Ar 80% + CO2 20%混合气体保护焊，焊丝选用GB/ E501T-1焊丝，焊接工艺参数如表1.表 1 焊接工艺参数Table 1. Welding process parameters层数 实际电流I/A 实际电压U/V 焊接速度v/(mm·min−1) 1 154 ~ 170 19.6 ~ 20.4 189 2 172 ~ 182 21.8 ~ 22.2 159 3 186 ~ 200 22.0 ~ 22.4 138 4 204 ~ 214 22.6 ~ 23.0 110.5 5 206 ~ 220 22.6 ~ 23.2 91.5 6 210 ~ 222 24.0 ~ 24.4 94 7 194 ~ 206 24.2 ~ 24.8 93 2.3 边界换热条件
焊接温度场中的焊件与外界以热对流和热辐射方式进行热交换. 焊缝接头处及焊缝附近高温区域主要以热辐射方式散热，温度较低时主要以热对流方式散热. 热辐射方程与热对流方程不同且是高度非线性的，可以将热对流和热辐射的边界条件用一个综合散热系数来表示，综合散热系数可表示为[11]
$$\beta = \left\{ \begin{array}{l} {\rm{0}}{\rm{.066\;8}}T,\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;{\rm{0}} \leqslant T \leqslant {\rm{500}}\;^\circ \!{\rm{C}}\\ {\rm{0}}{\rm{.231}}T{\rm{ - 82}}{\rm{.1 }},\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;T > {\rm{500}}\;^\circ \!{\rm{C}} \end{array} \right.$$ (2) 式中：T为焊件温度；
$\beta $ 为综合换热系数，W/(m2·℃). 一般的焊接温度场模拟可采用总的换热系数.3. 计算结果
3.1 温度场计算结果
温度场分析使用Solid70热分析单元，采用相同层焊接速度相同，不同层焊接速度不同进行焊接. 经计算，第1 ~ 7层焊接时间分别为：9.5，11，13，16，19.5，19.5，19.5 s (精确至0.5 s). 模拟设定第1 ~ 6层焊接时间与冷却时间总共为3 000 s，第7层焊接时间与冷却时间总共为15 000 s，整个焊接过程总共持续33 000 s. 图6 ~ 图7为模型中间45°截面第1 ~ 7层的温度分布云，可以看出，各层温度场呈对称分布，在焊缝区及焊缝区附近温度变化较大，远离焊缝区域温度变化较小. 第1 ~ 7层焊接过程中熔池最高温度分别为2 080，2 239，2 366，2 458，2 446，2 417，2 207 ℃.
![]()
图 6 模型45°截面焊接温度云图（第1 ~ 6层）Figure 6. Cloud chart of welding temperature of model 45° section. (a) first layer; (b) second layer; (c) third layer; (d) fourth layer; (e) fifth layer; (f) sixth layer![]()
图 7 模型45°截面焊接温度云图(第7层)Figure 7. Cloud chart of welding temperature of model 45° section (seventh layer)选取拱肋环焊缝模型中间45°截面的8个节点进行分析.8个节点位置及坐标如图8和表2所示，8个节点的温度热循环曲线如图9所示. 可以看出，各节点热循环曲线出现7个波峰，每个波峰代表每一层焊接时该节点的最高温度. 由于所取的节点是来自同一截面，在任一层焊接中，当热源到达该截面时，所有节点均在此刻达到该层焊接的波峰温度值. 不同节点达到峰值温度的时刻不一样，达到的峰值温度数值也不一样，如图9a，在第1层焊接时，1 716节点达到峰值温度为1 390 ℃，5 856，8 556，13 956节点温度峰值分别在第3层、第5层、第7层，峰值温度分别为1 380，1 360，1 110 ℃. 图9b中2 792，7 472，11 432，13 053 4个节点在焊接前均不存在，在焊接开始的第140 s，热源靠近2 792节点，该节点被“激活”且节点温度迅速地升高，峰值温度为1 760 ℃；在焊接开始的第9 240 s、第12 290 s和第18 290 s，7 472节点、11 432节点和13 053节点分别被“激活”，节点峰值温度分别为1 800，2 025，1 980 ℃. 此后的每层焊接中，当热源靠近这些节点时，温度再次起伏出现波峰，峰值温度均低于被“激活”时的峰值温度.
表 2 各节点坐标Table 2. Position coordinates of each node节点位置 节点序号 节点号 X坐标 Y坐标 Z坐标 焊缝左侧 1 1 716 0.482 80 0.474 55 0.003 79 2 5 856 0.488 22 0.479 77 0.006 95 3 8 556 0.493 64 0.485 10 0.010 10 4 13 956 0.498 49 0.489 87 0.012 90 焊缝中心 5 2 792 0.479 98 0.479 98 0 6 7 472 0.485 36 0.485 36 0 7 11 432 0.490 73 0.490 73 0 8 13 053 0.500 36 0.491 70 0 ![]()
图 9 特征节点热循环曲线Figure 9. Thermal cycle curve of characteristic node. (a) first group; (b) second group3.2 残余应力计算结果
采用热-结构间接耦合方法分析焊接残余应力分布，即将温度场计算结果导入应力场结构模型中，并将Solid70热分析单元转换为Solid185结构分析单元，根据钢管混凝土拱桥拱肋实际工况，将模型的4个侧面添加面约束边界条件，模拟分析即得到焊接应力场结果. 图10为焊接结束后各残余应力分布云图，图10a，10c可以看出，焊缝区及热影响区径向残余应力和轴向残余应力均为压应力，沿焊缝路径方向上，径向残余应力和轴向残余应力分布较均匀. 在几何端部效应下，拱肋环焊缝模型四周残余应力明显不同于中间区域的残余应力. 径向残余应力分布范围为−227 ~ 53.3 MPa，在熄弧位置出现局部应力集中情况. 轴向残余应力分布范围为−297 ~ 96.2 MPa，轴向残余拉应力峰值出现在拱肋钢管两侧内表面处，轴向残余压应力峰值出现在拱肋钢管焊缝底部区域. 图10b可以看出，沿焊缝路径方向上，环向残余应力分布较为复杂，环向残余应力分布范围为−227 ~ 53.5 MPa，在起弧位置出现局部应力集中情况. 图10d可以看出，拱肋钢管等效残余应力均为拉应力，等效残余应力分布范围为176×10−6 ~ 302 MPa. 沿焊缝路径方向上，径向残余应力及轴向残余应力分布较均匀，等效残余拉应力峰值出现在拱肋钢管焊缝底部区域.
![]()
图 10 残余应力分布云图Figure 10. Cloud chart of residual stress distribution. (a) radial residual stress; (b) cyclic residual stress; (c) axial residual stress; (d) equivalent residual stress选取模型中间45°截面的内表面和外表面路径，分析拱肋模型内、外表面的各焊接残余应力曲线分布规律. 各残余应力曲线如图11所示，图11a可以看出，外表面各残余应力曲线均为对称分布，径向残余应力曲线与环向残余应力曲线几乎一致，曲线呈M形分布，残余应力均为压应力. 在据焊缝中心180 mm处残余应力最小，为−50 MPa的压应力；在据焊缝中心约25 mm处残余应力最大，为−5 MPa的压应力；在焊缝区残余应力大小分布在−27 ~ −23 MPa之间. 轴向残余应力呈M形分布，形成拉-压相间的应力分布. 在据焊缝中心180 mm处残余应力最小，约为−140 MPa的压应力；在据焊缝中心约30 mm处残余应力最大，约为55 MPa的拉应力；在焊缝区的残余应力大小分布在−65 ~ −45 MPa之间. 等效残余应力呈W形分布，残余应力均为拉应力. 在据焊缝中心20 mm处残余应力最小，约为20 MPa的拉应力；在据焊缝中心约180 mm处残余应力最大，约为130 MPa的拉应力；在焊缝区的残余应力大小分布在44×10−6 ~ 70 MPa. 图11b可以看出，内表面径向残余应力曲线与环向残余应力曲线几乎一致，残余应力绝大部分为压应力. 在据焊缝中心20 mm处残余应力最小，约为−72 MPa的压应力；在据焊缝中心约8 mm处残余应力最大，约为1 MPa的拉应力；在焊缝区及附近残余应力曲线呈M形分布，应力波动较大，分布在−53 ~ 1 MPa之间，在离焊缝中心28 mm后的残余应力大小波动较小，分布在−30 ~ −25 MPa之间. 轴向残余应力形成拉-压相间的应力分布，在焊缝区处残余应力最小，约为−270 MPa的压应力；在据焊缝中心180 mm处残余应力最大，约为60 MPa的拉应力；在焊缝区及附近残余应力曲线呈M形分布，应力波动较大，分布在−270 ~ −110 MPa之间. 等效残余应力均为拉应力，在据焊缝中心150 mm处残余应力最小，约为50 MPa的压应力；在据焊缝中心23 mm处残余应力最大，约为232 MPa的拉应力；在焊缝区及附近残余应力曲线呈W形分布，应力波动较大，分布在136 ~ 228 MPa之间.
![]()
图 11 拱肋钢管内外表面各残余应力曲线Figure 11. Residual stress curve of internal and external surface of arch rib steel pipe. (a) outside surface; (b) internal surface选取模型中间45°截面内表面路径，分析钢管内表面路径各残余应力的形成过程，结果如图12所示. 可以看出，第2 ~ 第7层各残余应力曲线与第1层各残余应力曲线相比，除在波峰及波谷处有微小变化外，在其它区域的残余应力几乎不变. 图12a，12b可以看出，径向残余应力与环向残余应力形成过程相同，在焊缝中心处、焊缝边缘处及焊缝区附近，随着焊道层数的增加，径向残余应力缓慢增加，均在第7层时的残余应力达到最大值，焊缝中心处、焊缝边缘处及焊缝区附近最大径向残余应力分别为−38，1，−25 MPa，最大环向残余应力分别为−34，2，−25 MPa. 图12c可以看出，焊缝中心处及焊缝边缘处的残余应力在1 ~ 4层逐渐增加，第4层时焊缝中心残余应力为−225 MPa，焊缝边缘处残余应力为−100 MPa；在5 ~ 7层逐渐减小，第7层时焊缝中心残余应力为−237 MPa，焊缝边缘处残余应力为−110 MPa. 在焊缝区附近，随着焊缝层数的增加，残余应力不断减小；第7层时，据焊缝中心23 mm处，残余应力下降到最小值−254 MPa. 在远离焊缝区域，各层残余应力几乎相同. 图12d可以看出，焊缝中心处及焊缝边缘处的残余应力在1 ~ 4层逐渐减小，第4层时焊缝中心残余应力为200 MPa，焊缝边缘处最小残余应力为121 MPa；在5 ~ 7层逐渐增加，第7层时焊缝中心残余应力为215 MPa，焊缝边缘处最小残余应力为135 MPa. 在远离焊缝区域，各层残余应力几乎相同.
![]()
图 12 拱肋钢管内表面各残余应力形成过程Figure 12. Formation of radial residual stress on the inner surface of steel pipe. (a) radial residual stress; (b) cyclic residual stress; (c) axial residual stress; (d) equivalent residual stress4. 结论
(1)焊后各残余应力，径向和轴向残余应力在焊缝区及热影响区均为压应力，沿焊缝路径方向，径向和轴向残余应力分布较均匀. 轴向残余拉应力峰值出现在拱肋钢管两侧内表面处，压应力峰值出现在拱肋钢管焊缝底部区域. 等效残余应力均为拉应力，沿焊缝路径方向，径向和轴向残余应力分布较均匀，等效残余拉应力峰值出现在拱肋钢管焊缝底部.
(2)分析模型内、外表面各残余应力曲线，径向和环向残余应力分布几乎相同，内、外表面大部分区域为压应力. 在离焊缝中心两侧180 mm区间内，内、外表面最大压应力分别为−72，−50 MPa. 轴向上，离焊缝中心两侧180 mm区间内，内、外表面最大拉应力分别为50，55 MPa，最大压应力分别为−270，−140 MPa. 内、外表面等效应力均为拉应力，内、外表面最大拉应力分别为232，130 MPa.
(3)分析模型内表面各残余应力形成过程，径向和环向上，焊缝中心、焊缝边缘及焊缝区附近的残余应力随焊道厚度增加不断增大，其它区域几乎无变化. 轴向上，焊缝中心及焊缝边缘的残余应力在1 ~ 4层逐渐增加，5 ~ 7层逐渐减小，远离焊缝区的残余应力随焊道厚度增加不断增大，其它区域几乎无变化. 焊缝中心及焊缝边缘的等效残余应力在1 ~ 4层逐渐减小，5 ~ 7层逐渐增加，其它区域几乎无变化.
-
![]()
图 4 Q345钢热性能参数和力学参数
Figure 4. Thermal and mechanical parameters of Q345 steel. (a) thermal parameters; (b) mechanical parameters
![]()
图 5 均匀体热源模型
Figure 5. Homogeneous heat source model. (a) plate welding; (b) pipe welding
![]()
图 6 模型45°截面焊接温度云图（第1 ~ 6层）
Figure 6. Cloud chart of welding temperature of model 45° section. (a) first layer; (b) second layer; (c) third layer; (d) fourth layer; (e) fifth layer; (f) sixth layer
![]()
图 7 模型45°截面焊接温度云图(第7层)
Figure 7. Cloud chart of welding temperature of model 45° section (seventh layer)
![]()
图 9 特征节点热循环曲线
Figure 9. Thermal cycle curve of characteristic node. (a) first group; (b) second group
![]()
图 10 残余应力分布云图
Figure 10. Cloud chart of residual stress distribution. (a) radial residual stress; (b) cyclic residual stress; (c) axial residual stress; (d) equivalent residual stress
![]()
图 11 拱肋钢管内外表面各残余应力曲线
Figure 11. Residual stress curve of internal and external surface of arch rib steel pipe. (a) outside surface; (b) internal surface
![]()
图 12 拱肋钢管内表面各残余应力形成过程
Figure 12. Formation of radial residual stress on the inner surface of steel pipe. (a) radial residual stress; (b) cyclic residual stress; (c) axial residual stress; (d) equivalent residual stress
表 1 焊接工艺参数
Table 1 Welding process parameters
层数 实际电流I/A 实际电压U/V 焊接速度v/(mm·min−1) 1 154 ~ 170 19.6 ~ 20.4 189 2 172 ~ 182 21.8 ~ 22.2 159 3 186 ~ 200 22.0 ~ 22.4 138 4 204 ~ 214 22.6 ~ 23.0 110.5 5 206 ~ 220 22.6 ~ 23.2 91.5 6 210 ~ 222 24.0 ~ 24.4 94 7 194 ~ 206 24.2 ~ 24.8 93 
下载: 导出CSV
表 2 各节点坐标
Table 2 Position coordinates of each node
节点位置 节点序号 节点号 X坐标 Y坐标 Z坐标 焊缝左侧 1 1 716 0.482 80 0.474 55 0.003 79 2 5 856 0.488 22 0.479 77 0.006 95 3 8 556 0.493 64 0.485 10 0.010 10 4 13 956 0.498 49 0.489 87 0.012 90 焊缝中心 5 2 792 0.479 98 0.479 98 0 6 7 472 0.485 36 0.485 36 0 7 11 432 0.490 73 0.490 73 0 8 13 053 0.500 36 0.491 70 0
下载: 导出CSV
-
[1] 陈宝春, 韦建刚, 周俊, 等. 我国钢管混凝土拱桥应用现状与展望[J]. 土木工程学报, 2017, 50(6): 50 − 61. Chen Baochun, Wei Jiangang, Zhou Jun, et al. Application status and prospect of concrete-filled steel tube arch bridge in china[J]. China Civil Engineering Journal, 2017, 50(6): 50 − 61.
[2] 赵人达, 张正阳. 我国钢管混凝土劲性骨架拱桥发展综述[J]. 桥梁建设, 2016, 46(6): 45 − 50. Zhao Renda, Zhang Zhengyang. Review on the development of concrete filled steel tubular rigid frame arch bridge in China[J]. Bridge Construction, 2016, 46(6): 45 − 50.
[3] 魏雷, 魏淳. Q460钢T型接头单边开坡口非对称焊接的数值模拟[J]. 热加工工艺, 2019, 48(7): 244 − 246. Wei Lei, Wei Chun. Numerical simulation of asymmetric welding of Q460 steel T-joint with unilateral groove[J]. Hot Working Technology, 2019, 48(7): 244 − 246.
[4] 陈梅峰, 郭玉龙, 周广涛, 等. TC4钛合金薄板激光焊接变形的有限元模拟[J]. 机械工程材料, 2019, 43(7): 74 − 78. doi: 10.11973/jxgccl201907016 Chen Meifeng, Guo Yulong, Zhou Guangtao, et al. Finite element simulation of laser welding deformation of TC4 titanium alloy sheet[J]. Materials and Testing, 2019, 43(7): 74 − 78. doi: 10.11973/jxgccl201907016
[5] 方乃文, 王丽萍, 李连胜, 等. 镁合金圆筒舱体DE-GMAW焊接数值模拟[J]. 焊接学报, 2018, 39(7): 29 − 32. doi: 10.12073/j.hjxb.2018390169 Fang Naiwen, Wang Liping, Li Liansheng, et al. Numerical simulation of DE-GMAW welding of magnesium alloy cylinder cabin[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2018, 39(7): 29 − 32. doi: 10.12073/j.hjxb.2018390169
[6] Long H, Gery D, Carlier A, et al. Prediction of welding distortion in butt joint of thin plates[J]. Materials and Design, 2009(30): 4126 − 4135.
[7] Yang Zhibin, Tao Wang, Li Liqun, et al. Numerical simulation of heat transfer and fluid flow during double-sided laser beam welding of T-joints for aluminum aircraft fuselage panels[J]. Optics and Laser Technology, 2017, 91: 120 − 129.
[8] 任森栋, 毕涛, 李索, 等. P92钢多层多道焊接接头残余应力的有限元模拟[J]. 机械工程材料, 2019, 43(11): 42 − 46. doi: 10.11973/jxgccl201911010 Ren Sendong, Bi Tao, Li Suo, et al. Finite element simulation of residual stress in P92 steel multi pass welding joint[J]. Materials for Mechanical Engineering, 2019, 43(11): 42 − 46. doi: 10.11973/jxgccl201911010
[9] Ma Ninshu, Cai Zhipeng, Huang Hui, et al. Investigation of welding residual stress in flash-butt joint of U71Mn rail steel by numerical simulation and experiment[J]. Materials & Amp Design, 2015, 88: 1296 − 1309.
[10] Mahapatra M M, Datta G L, Pradhan B, et al. Modelling of angular distortion of double-pass butt-welded plate[J]. Journal of Engineering Manufacture, 2007, 222: 391 − 401.
[11] Liu C, Zhang J X, Xue C B. Numerical investigation on residual stress distribution and evolution during multipass narrow gap welding of thick-walled stainless steel pipes[J]. Fusion Engineering & Design, 2011, 86(4−5): 288 − 295.
-
期刊类型引用(2)
1. 曾道平，郑韶先，安同邦，代海洋，马成勇. 440 MPa级高强钢焊条熔敷金属组织与低温冲击韧性研究. 焊接学报. 2024(03): 120-128+136 . 
本站查看
2. 李冬毓，孙万田. 稳定化热处理对厚壁TP347钢管焊接接头组织和性能的影响. 焊接. 2023(05): 45-50 . 百度学术
其他类型引用(1)
计量
- 文章访问数: 551
- HTML全文浏览量: 21
- PDF下载量: 33
- 被引次数: 3
