１概述对于高强钢的焊接，为了降低预热温度和防止焊接缺陷，普遍采用低强焊条焊接（低匹配）， 但其承载能力在一定条件下并不明显降低。在以往的焊接结构中，分析结构的静载强度一般采用“ 许用应力法”，该方法的缺点在于它和结构的承载能力没有直接联系，而是根据结构的局部材料和 个别杆件是否达到屈服点来决定整个结构的设计，计算结构的任意一部分时，均假设其为理想弹性 体，不考虑材料的塑性性质，因此这种弹性设计方法是趋于保守的。若进行塑性分析，则可充分利 用材料的潜能，使结构的设计更合理、更经济［１］。基于上述观点，本文采用塑性理论分析了低 匹配接头的承载能力。用有限元程序计算出边界（
熔合线）上的切应力，求得边界条件，利用滑移 线场理论可求得接头中的应力分布及接头的极限载荷。为了便于应用，在理论分析中对一些条件进 行了简化，使得出的极限载荷公式只与接头的相对强度和焊缝的相对尺寸有关。通过试验得出的极 限载荷值与理论值进行比较，验证理论分析的可靠性及精度。２理论分析DCB／２EAFhH／ ２xy焊缝图１低匹配接头无缺陷时的滑移线场滑移线场方法主要是研究平面应变状态下各点的应 力分布及极限载荷的方法。所考虑的材料为理想弹塑性材料，忽略材料的加工硬化。通过分析找出 低匹配接头的极限载荷σpl与φ和kB的关系式。低匹配接头的参数符号：h为软焊缝的宽度， B为板厚，H为接头塑性区尺寸，φ为软焊缝的相对宽度（φ＝h／B），σplB为母材的极限 载荷，σplw为焊缝的极限载荷，kB为强度比（kB＝σplB／σplw），σpl为接头 的极限载荷，kw为焊缝的剪切屈服限。２．１kB＞４分析表明，当kB＞４时即可把母材看作 绝对刚体，此时计算所得到的极限载荷误差很小［１］，这种情况的滑移线场和极限载荷在有关文 献中已作了分析［２］。当接头处于极限状态时，如图１所示，区域AFC为均匀应力场，此区域 的应力可表示为：σy＝２kw，τxy＝０。区域ACDE可近似地看作母圆半径相同的摆线场 ，且熔合线（边界）的切应力达到了焊缝的剪切屈服限kw，此时，应力为［３］：σy＝２kwh（x－h２）＋Cτxy＝－２kwhy （１）C为常数，可根据应力边界条件确定。２．２kB＜４当kB＜４时，就不能将母材看作绝对 刚体，因为此时母材会产生一定的塑性变形［１］，从而降低了对焊缝的接触强化作用。此时，区 域AFC仍然为均匀应力场。而区域ACED通过ADINA有限元程序计算表明，此时熔合线上 的切应力τxy并没有达到焊缝的剪切屈服限kw，并且随x的变化而变化；计算还表明，此区域 内τxy沿焊缝宽度（y向）的分布仍然呈现出较好的线性规律。因此，该区域的滑移线场为母圆 半径不同的摆线族所组成。这种情况下，要得到极限载荷随kB和φ的变化规律是相当困难的，因 此应对边界条件进行简化，简化的方法就是以极限状态下熔合线上的平均切应力τxy（av）代 替实际切应力τxy，此时的滑移线场即简化为母圆半径相同的摆线场，根据式（１）得到：σy ＝２τxy（av）h（x－h２）＋C。（２）变kB和φ，用ADINA程序计算出不同kB 和φ时熔合线上的切应力分布曲线，然后求出τxy（av）＝２B－hB－h２０∫τxydx ，从而得出τxy（av）－kB和τxy（av）－φ的变化关系曲线，见图２、图３。５０． ０４０．０３０．０２０．０１０．００．００．２０．４０．６０．８１．０φτxy（av） ／MPa１．００．８０．６０．４０．２１．０２．０３．０４．０τxy（av）／kwkB （比值）图２平均应力与kB的关系图３平均应力与φ的关系由图２可以看出，τxy（av）与 kB呈线性关系。由图３可以看出：当φ＜０．２８时，τxy（av）与φ成正比；当φ≥０． ２８时，τxy（av）与φ无关。综合起来，可模拟出如下公式：当φ＜０．２８时，τxy（ av）＝１．２kw（kB－１）φ。（３）当φ≥０．２８时，τxy（av）＝０．３４kw （kB－１）φ。（４）这样，即可把摆线区的母圆半径看作定值，把式（３）代入式（２）得： σy＝（２．４h）kw（kB－１）φ（x－h２）＋C。由边界条件：x＝h２时，σy＝２ kw，可得，C＝２kw，从而σy＝２kw［１．２h（kB－１）φ（x－h２）＋１］。由 于σy与外力等效，可得CE段的平均极限载荷：σplCE＝２B－h∫B２h２σydx＝２ kw［０．３（kB－１）（１－φ）＋１］。而FC段的σy＝２kw，由此可得整个截面（焊 缝中心）平均极限载荷为：σpl＝［σplCE（B－h）＋２kwh］B＝２kw｛［（０． ３（kB－１）（１－φ）＋１］（１－φ）＋φ｝。（５）当φ≥０．２８时，依上述方法同样 可得到此时整个中心截面的平均极限载荷：σpl＝２kw｛［０．０９（kB－１）（１φ－１ ）＋１］（１－φ）＋φ｝。（６）从式（５）和式（６）可以看出，接头的极限载荷σpl随k B的增加而增加，随φ的增加而降低。但当kB＞４时，熔合线上的切应力可按焊缝的剪切屈服限 kw来计；当φ＞１时，接头的极限载荷即为焊缝的极限载荷。２．３焊缝中心带有缺陷的情况当 焊缝中心带有缺陷时（如图４，缺陷长度为l），同样可用滑移线场分析和评价接头的极限载荷。 当φ＞１－lB时，塑性区的尺寸H＝B－l＜h，塑性区完全在焊缝内，此时的滑移线场为均匀 场，因此σpl＝２kw（１－lB）。当φ＜１－lB时，母材也产生了部分塑性变形，这种情 况下的滑移线场与无缺陷时的情况相似，只是把缺陷考虑进去即可。当φ＜０．２８时，σpl＝ ２kw｛［０．３（kB－１）（１－lB－φ）＋１］（１－lB－φ）＋φ｝。当φ≥０．２ ８时，σpl＝２kw｛［０．０９（kB－１）（１φ－１φlB－１）＋１］（１－lB－φ ）＋φ｝。３试验验证采用滑移线场理论得出的低匹配接头的极限载荷正确与否，精度如何，必须 通过试验来验证。通过对平面应变条件下的试板拉伸，测出其整体应力－应变关系曲线，试验得出 各种情况下低匹配接头的极限载荷，同时采用云纹干涉法观察金属的流动特性。（１）试板及焊接 材料母材：HY－８０（日本），σs＝５７１．４MPa，σb＝８０２．７MPa。焊条：E ４３０３，σs＝３８６．０MPa，σb＝４８６．０MPa。（２）试件形式在试件上加工出 U形坡口，第一道焊缝采用小电流，以保证未焊透缺陷尺寸，试件的形式如图４，试件的几何尺寸 及数量见表１。BLlh图４试件形式（３）试验过程及结果分析试验时在试件的一侧贴上密栅云 纹片，以观察接头的金属流动情况，同时在试件上安装位移传感器，用X－Y记录仪记录载荷－位 移曲线（P－Δl），把发生０．２％塑性变形时的载荷定为极限载荷，若在此之前断裂，则把断 裂时的载荷定为极限载荷。试验结果见表１，同时与理论值比较，可以看出，接头极限载荷的理论 值与试验值吻合较好。表１试件编号几何参数／mm相对参数极限载荷／MPa误差（％）LBh lφkB理论值试验值１＃７０２０１０００．５１．４８４６９．８４９０．０４．１２＃７０ ２０１０８０．５１．４８２７２．２２８５．０４．５３＃７０２０１０１２０．５１．４８１ ７８．３１９０．０６．２４＃７０２０４８０．２１．４８２７６．６２９１．７５．２４结论 （１）对于实际的低匹配接头（kB＜４），由于母材发生了部分塑性变形，使得熔合线上的平均 切应力τxy（av）没有达到焊缝的剪切屈服限kw。（２）把边界（熔合线）上的切应力值平 均，使焊缝的滑移线场近似为母圆半径相同的摆线场，从而得到评价低匹配接头的承载能力计算公 式，其极限载荷只与母材和焊缝的相对强度kB、焊缝的相对宽度φ及缺陷的相对尺寸lB有关， 计算十分简捷。（３）对于低匹配接头，极限载荷随kB的增加而增加，随焊缝相对宽度φ的增加而降低，但当kB和φ增加到一定程度时，不再影响接头的极限载荷。（４）用滑移线场方法评价低匹配接头的极限载荷，理论值与试验值吻合较好，且简捷方便，因此该方法是可行的。 用滑移线场方法评价低匹配接头的承载能力@邹吉权$天津职业大学机电系!天津300402
@张玉凤$天津大学!天津300072
@霍立兴$天津大学!天津300072
滑移线场;;
评价;;低匹配接头;;承载能力采用滑移线 场理论研究了低匹配接头的承载能力问题,通过ADINA有限元程序计算,找出了不同强度比和 不同焊缝宽度下接头的边界条件和沿焊缝宽度方向切应力的分布规律,描绘了极限状态下接头的滑 移线场,进而推导出了低匹配接头的极限载荷公式,并通过试验加以验证。<1>Шахмато вМВ,ЕрофеевВВ.Созданиескусственнойплоскойде формацийвмеханическинеоднородныхСварныхсоед иненияхсщелевымдефектомвсередениешва
.АвтоматСварка,1983,(5):15-17.
<2>王祖唐.金属塑性成型理论.北京:高等教育出版社,1989.
<3>翁克索夫ЕП(前苏).金属塑性变形理论.北京:机械工业出版社,1992.１－ lB时，塑性区的尺寸H＝B－l＜h，塑性区完全在焊缝内，此时的滑移线场为均匀场，因此σ pl＝２kw（１－lB）。当φ＜１－lB时，母材也产生了部分塑性变形，这种情况下的滑移 线场与无缺陷时的情况相似，只是把缺陷考虑进去即可。当φ＜０．２８时，σpl＝２kw｛［ ０．３（kB－１）（１－lB－φ）＋１］（１－lB－φ）＋φ｝。当φ≥０．２８时，σp l＝２kw｛［０．０９（kB－１）（１φ－１φlB－１）＋１］（１－lB－φ）＋φ｝。３试验验证采用滑移线场理论得出的低匹配接头的
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