计及焊缝的U型激光焊接夹层板压皱力学行为研究

王 果 ， 张延昌 ， 刘 昆

（1江苏科技大学 船舶与海洋工程学院，江苏 镇江 212003；2中国船舶及海洋工程设计研究院，上海 200011）

计及焊缝的U型激光焊接夹层板压皱力学行为研究

王 果1，2， 张延昌2， 刘 昆1

（1江苏科技大学 船舶与海洋工程学院，江苏 镇江 212003；2中国船舶及海洋工程设计研究院，上海 200011）

U型激光焊接夹层板在舰船防护结构设计中具有广阔的应用前景。文章基于非线性有限元软件Abaqus研究了激光穿透焊T型接头在弯矩载荷作用下结构的变形特征和极限承载能力，并对加载速率、焊缝尺寸对极限承载能力的影响进行了研究；然后研究了计及焊缝的U型夹层板的压皱力学行为，并分析了穿透焊缝处理方式及焊缝尺寸参数对压皱性能的影响。结果表明：激光穿透焊T型接头在弯曲变形模式下夹芯壁板趾端与面板发生接触，使得载荷重新分配，提高了结构的极限承载能力；加载速率对极限承载能力影响不大，不同的焊缝尺寸对极限承载能力均有不同程度的影响。U型激光焊接夹层板在压皱过程中夹芯屈曲、压皱变形，有效吸收冲击能量；压皱性能随焊缝尺寸的增加呈现小幅度增加，但焊缝尺寸变化较大会对压皱性能产生较大影响；焊缝简化处理方式计算得到的压皱性能较实际焊缝大，在有限元技术中两种焊缝简化处理方式可以通用。

U型激光焊接夹层板；穿透焊T型接头；极限承载能力；压皱性能；参数影响

1 引 言

U型激光焊接夹层板（U-LASCOR）作为一种新型船用夹层板壳结构，由上、下面板及多个垂直夹芯壁板通过激光穿透焊接制造加工而成；具有重量轻、比强高、防护性能优良、防振、防火、耐腐蚀等诸多优点，结构预制程度高、易组装，适合模块化制造[1-3]。应用于舰船结构中不仅可以有效地解决常规船体结构设计中的难点问题，同时也可以提高结构的抗冲击性能，提高舰船设计水平。在舰船上层建筑中使用该新型结构，不仅可以减轻舰船结构重量、降低舰船重心、提高舰船性能，而且可以提高舰船作战生命力。

夹层板结构在碰撞、冲击波载荷作用下表现出优良的吸能特性。Tilbrook[4]对折叠式、Y型夹芯层压皱力学行为进行了实验研究，并与数值仿真分析结果进行分析对比。Coté[5]通过数值仿真及实验研究分析了蜂窝夹芯层压溃性能，基于夹芯层单元弹性及塑性屈曲提出简化理论分析模型，并与试验分析结果进行对比。张延昌[6-7]分析了折叠式夹芯板结构在准静态载荷模式下的压皱力学行为，评估了平均压皱强度及结构吸能特性，并指出通过优化结构尺寸可以进一步提高结构吸能特性。目前金属夹层板结构实际应用方面的研究相对较少，主要专注于夹层板本身力学性能的研究，而且研究中对夹芯与面板的连接焊缝采用简化处理，忽略了夹层板激光穿透焊缝对力学性能的影响[6，8-9]。

本文以U型激光焊接夹层板为研究对象，分析夹芯壁板与上、下面板连接的穿透焊T型接头在夹芯弯曲变形模式下的损伤过程及其极限承载能力，并研究加载速率、焊缝尺寸对极限承载能力的影响；基于此分析U型夹层板的压皱力学行为，并研究不同焊缝处理方式、焊缝尺寸对压皱性能的影响。

2 U型激光焊接夹层板结构设计

以在某实船上得到应用的U型夹层板作为研究载体，选取长、宽、高分别为L=640 mm，B=20 mm，H=120 mm的夹层板单元作为研究对象；其中夹芯间距l=100 mm，上、下面板板厚tup=tlp=3.5 mm，夹芯壁厚tc=3.5 mm，如图1所示。

夹层板在激光焊接加工过程中不可避免地存在加工误差，面板与夹芯之间存在相对微小的间隙，使得面板与夹芯主要依靠间隙内的激光穿透焊缝连接，其中主要的焊缝尺寸参数为焊缝宽度 tw和焊缝厚度 hrg。 Romanoff、Janusz 等[10-11]通过对实际激光穿透焊T型接头试件进行测量统计，研究表明夹芯板厚为3 mm时，tw的范围为1.0～2.5 mm，其中tw=1.2～1.5 mm所占比例较大；hrg的范围为0～0.2 mm，其中hrg=0.05～0.1 mm所占比例较大。本文选取T型接头焊缝尺寸为tw=1.4 mm，hrg=0.1 mm，如图1所示。

图1 U型激光焊接夹层板结构尺寸示意图Fig.1 Dimensions of U-LASCOR

3 穿透焊T型接头极限承载能力研究

3.1 研究方案及有限元模型

U型夹层板在压皱载荷模式下夹芯产生褶皱弯曲变形，该变形模式下穿透焊T型接头主要承受夹芯变形产生的横向载荷作用。基于有限元软件Abaqus采用准静态法研究穿透焊T型接头在弯矩载荷下的损伤变形过程及其极限承载能力，并在此基础上分析加载速率、焊缝尺寸对极限承载能力的影响。通过耦合点施加垂直于夹芯的横向位移载荷vx=0.001 m/s模拟T型接头所受到的横向载荷，约束T型接头面板六自由度（θx=θy=θz=x=y=z=0），夹芯顶端仅放松 X、Y 位移及绕 Z 轴转角（θx=θy=z=0）。

T型接头的夹芯壁板高度不宜过大，否则在夹芯壁板根部易产生塑性铰，影响极限承载能力的确定，而且同样加载速率下夹芯壁板高度越大需要的加载时间越长，浪费计算资源；T型接头面板宽度太小不能较好地观察接头区域的应力分布。因此选取T型接头夹芯壁板高度HT=20 mm，面板宽度LT=120 mm，采用平面应变单元建立有限元模型如图2所示。材料密度为7 800 kg/m3，泊松比为 0.3，弹性模量为 2.1×1011Pa，最大塑性应变为0.3，采用Cowper-Symonds弹塑性材料模型[12]。定义夹芯壁板趾端与面板之间面—面接触来模拟实际结构接触作用。

图2 典型穿透焊T型接头有限元模型Fig.2 FEM model of fully penetration welding T-joint

3.2 计算结果分析

根据计算得到的T型接头载荷—位移曲线（如图3），可将结构损伤变形过程分为三个阶段：①焊缝弹性变形阶段（OA段）：载荷随位移线性增加，应力—变形云图如图4（a）所示；② 焊缝塑性变形阶段（AB段）：该阶段随着位移的增加，焊缝结构应力达到屈服，材料进入明显塑性流动阶段，焊缝结构的继续承载能力较低，曲线呈现近似水平，但此时材料并没有失效。其中B点对应的载荷为焊缝单独承受的最大载荷，应力—变形云图如图4（b）所示；③接触阶段（BCD段）：当夹芯壁板趾端开始与面板接触后，焊缝结构的受力发生变化，载荷重新分配，载荷—位移曲线在B点出现明显的转折点，随后T型接头的继续承载能力显著提高，如曲线BC段所示；随着接触区域夹芯壁板材料进入塑性，接头的继续承载能力下降，曲线斜率减小，应力—变形云图如图4（c）所示，最终由于结构材料失效而达到极限状态D点。因此焊缝变形引起夹芯壁板趾端与面板发生接触，使得载荷重新分配，提高了焊缝结构的极限承载能力。

图3 典型穿透焊T型接头载荷—位移曲线Fig.3 Force versus displacement of typical fully penetration welding T-joint

图4 不同时刻对应的应力—变形云图Fig.4 The stress-deformation graphs in different time

工程中常把出现显著塑性流动时的载荷定义为实际极限承载能力或者工程极限载荷。根据“显著塑性流动”的判据不同，确定实际极限承载能力的定义准则也多种多样[13]。T型接头在变形过程中存在接触问题，为准确判定结构整体的极限承载能力，本文采用以下评判方法：①如果载荷—位移曲线在结构材料断裂之前出现零曲率点，根据零曲率准则[14]判定该点对应的载荷为极限承载能力；②如果载荷—位移曲线无零曲率点，选取结构材料断裂时所对应的载荷作为极限承载能力。因此该T型接头的极限载荷为84.2 kN，对应极限状态位移为6.16 mm，应力—变形云图如图4（d）所示。

3.3 加载速率对T型接头极限承载能力的影响

采用准静态法分析结构极限承载能力时，选择合理的加载速率是决定分析结果的关键。选取v=0.005、0.01、0.015、0.02、0.025、0.03 m/s六组不同的加载速率，研究加载速率对穿透焊T型接头极限承载能力的影响。各加载速率对应的载荷—位移曲线如图5所示，不同加载速率对应的极限状态位移及极限载荷如表1所示。

表1 不同加载速率对应的极限载荷计算结果Tab.1 Ulitmate load of different loading rate

图5 不同加载速率对应的载荷—位移曲线Fig.5 Force versus displacement of different loading rate

可以看出：不同加载速率所对应的载荷—位移曲线基本重合，各加载速率下T型接头极限状态对应的位移及极限载荷相对误差均在3%之内。因此加载速率对T型接头极限承载能力的影响较小；采用准静态法分析极限承载能力时可以根据需要选择合适的加载速率以提高计算精度和计算效率。

3.4 焊缝尺寸参数对T型接头极限承载能力的影响

3.4.1 焊缝宽度

为了研究焊缝宽度对穿透焊T型接头极限承载能力的影响，引入焊缝宽度无因次量kw=tw/tc；取hrg=0.1 mm作为基准参数，选取kw=0.1～1.0共10组数据，计算得到kw对应的T型接头载荷—位移曲线如图6所示。由图中可以看出：①载荷—位移曲线呈现出明显的变化规律，随着kw增加焊缝塑性变形阶段越来越不明显，夹芯壁板趾端与面板接触所对应的转折点（B点）逐渐消失，当焊缝宽度等于板厚时AB段消失；主要由于焊缝宽度增加使得夹芯壁板趾端与面板接触时间推后、接触范围、影响减小，同时焊缝自身的承载能力增加，使得AB段逐渐消失。②随着kw增加结构极限载荷呈现近似线性的增加趋势（如图7所示）；主要是因为随着焊缝宽度的增加，焊缝单独承载的能力提高，接触发生的时间推后，T型接头整体承载能力提高。因此U型夹层板中增加焊缝宽度可以有效地提高焊接接头的极限承载能力，进而提高U型夹层板的力学性能。

图6 不同kw所对应的载荷—位移曲线Fig.6 Force versus displacement of different kw

图7 kw与极限载荷的关系曲线Fig.7 The relationship between ultimate load and kw

3.4.2焊缝厚度

为了研究焊缝厚度对穿透焊T型接头极限承载能力的影响，引入焊缝厚度无因次量krg=hrg/tc；取tw=2.4 mm作为基准参数，选取krg=0.005～0.125共17组数据，计算得到载荷—位移曲线如图8所示。可以看出：① 载荷—位移曲线趋势基本相同并呈现出明显的变化规律，随着krg增加焊缝塑性变形阶段越来越明显，夹芯壁板趾端与面板接触所对应的转折点（B点）推后而且对应载荷增加，接触阶段范围减小；主要由于焊缝厚度增加使得夹芯壁板趾端与面板接触的时间明显推后，焊缝塑性变形阶段时间增加，使得焊缝区域材料更易失效，因此极限载荷与krg呈现减小趋势（如图9所示），但在0.01≤krg≤0.075范围内极限载荷减小幅度较小。

图8 不同krg所对应的载荷—位移曲线Fig.8 Force versus displacement of different krg

图9 krg与极限载荷的关系曲线Fig.9 The relationship between ultimate load and krg

4 压皱力学行为数值仿真分析

4.1 研究方案及有限元模型

采用重物低速冲击U型激光焊接夹层板模拟准静态压皱载荷，利用非线性软件Abaqus数值仿真分析U型夹层板的压皱力学行为；同时研究不同的焊缝宽度及焊缝简化处理方式、焊缝厚度对压皱性能的影响，为U型激光焊接夹层板制造加工提供技术指导。其中重物质量为1.5×106kg，速度为0.5 m/s；夹层板下面板约束六自由度，上面板仅放松夹层板高度方向一个自由度。夹层板结构中焊缝尺寸为：焊缝宽度tw=2.1 mm，焊缝厚度hrg=0.2 mm。采用Hex体单元建立计及焊缝的U型夹层板有限元模型，如图10所示。

图10 U型激光焊接夹层板有限元模型Fig.10 The FEM model of U-LASCOR

图11 U型夹层板压皱力—行程曲线Fig.11 Crushing loads versus compressive displacement of U-LASCOR

4.2 计算结果分析

计算得到的U型夹层板压皱力—行程曲线（如图11所示）中存在几个关键的压皱时刻点A、B、C、D、E、F，其中A点为压皱力的第一个峰值点，B点为压皱力波动阶段的典型代表，C、E点为压皱力的第二、三个峰值点，D、F分别为C、E对应的谷值点。各关键时刻点所对应的压皱损伤变形图及T型接头处的应力—变形云图如图12所示，结合压皱力—行程曲线可清楚地反映各关键时刻U型夹层板的损伤变形及夹芯壁板的压皱渐进屈曲过程：

①U型夹层板受到冲击载荷作用后压皱力急剧增加，由于夹芯壁板屈曲失稳，使得压皱力达到第一峰值点A，在夹芯壁板中间出现塑性铰，压皱力急剧下降，T型接头处于焊缝承载阶段；由于初始塑性变形的存在，相邻两片夹芯壁板逐渐形成“X”型的变形模式，随着压皱行程的不断增加，压皱力逐渐趋于稳定，由于T型接头自身进入接触阶段，使得该阶段T型接头区域没有出现塑性铰（如图12中B对应的损伤变形图所示）。

②随着压皱行程的继续增加，产生“X”型变形模式的相邻两片夹芯壁板在塑性铰处开始相互接触，压皱力小幅度增加至峰值点C；夹芯壁板与下面板连接的T型接头开始出现塑性铰。之后随着压皱行程的继续增加，两片夹芯壁板形成的“X”型的下半段开始分别与下面板接触，压皱力再次增加至峰值点E。T型接头进入接触阶段后，由于接头区域塑性铰的出现使得T型接头所承受的横向载荷始终保持在极限载荷范围之内，T型接头均未被破坏。

③随着压皱行程的继续增加，夹芯壁板开始进入压实阶段，压皱力开始迅速增加。

图12 U型激光焊接夹层板损伤变形图和T型接头应力—变形云图Fig.12 Deformation graphs of U-LASCOR and stress-deformation graphs of T-joint

4.3 焊缝宽度及焊缝简化处理方式对压皱性能的影响

在基准参数的基础上选取焊缝宽度无因次量kw=tw/tc=0.4、0.6、0.8、1.0，研究焊缝宽度以及焊缝简化处理方式对压皱性能的影响。有限元技术中常用的穿透焊缝简化处理方式有：①焊缝简化方式1：理想穿透焊缝—焊缝宽度与夹芯壁板壁厚相同，即kw=1.0时对应焊缝宽度tw=3.5 mm；②焊缝简化方式2：理想连接—夹芯与面板直接连接，不考虑焊缝的存在。三种不同穿透焊缝处理方式对应的焊缝区域有限元网格分布如表2所示。

表2 不同焊缝处理方式对应的焊缝区域网格分布Tab.2 The mesh of different laser welds model

图13 不同焊缝处理方式对应的压皱力—行程曲线Fig.13 The crushing loads versus compressive displacement of different twand modeling methods of welds

根据各模型计算得到的压皱力—行程曲线（如图13所示）可以看出：T-1、T-2和T-3对应的压皱力—行程曲线趋势基本相同，压皱力峰值大小相对误差均在5%以内；S-2对应的压皱力峰值载荷、平稳阶段的压皱力载荷均明显高于S-1结构，压皱力峰值点增加19.8%。典型穿透焊缝对应的压皱力曲线与简化方式对应的压皱力曲线区别在于：典型穿透焊缝的压皱力先经历一段缓慢增加后进入压实阶段，但简化方式焊缝对应的压皱力直接进入压实阶段。

表3 不同焊缝宽度及焊缝处理方式对应的压皱性能参数Tab.3 Crushing performance of twand laser welds model

根据不同焊缝宽度及不同焊缝处理方式对应的压皱性能参数（如表3所示）可以看出：① 随着焊缝宽度的增加，夹层板结构的各项压皱性能参数均呈现小幅度增加趋势，但焊缝宽度变化较大对压皱性能影响较大；② 两种简化处理方式（S-1、2）对应的各项压皱性能参数明显大于典型穿透焊缝（T-1、2、3）对应的压皱性能参数，而且比吸能、比压皱强度相对误差均大于5%；③S-2与S-1对应的压皱性能参数相当，各压皱性能参数相对误差均在5%以内。因此，焊缝宽度增加可以提高U型夹层板压皱性能，在夹层板制造中应尽量提高激光穿透焊T型接头的焊缝宽度；焊缝处理方式对U型夹层板压皱性能有一定程度的影响，采用焊缝简化处理方式计算得到的压皱性能较大，两种简化处理方式在有限元技术中可以通用。

图14 不同焊缝厚度对应的T型焊缝处有限元模型Fig.14 The mesh of different thickness of laser welds

4.4 焊缝厚度对压皱性能的影响

在基准参数的基础上选取焊缝厚度无因次量krg=hrg/tc=0.028 5、0.042 8、0.057 1、0.071 4、0.142 8，研究焊缝厚度对压皱性能的影响。不同焊缝厚度hrg对应的U型夹层板焊缝处的网格分布如图14所示。

不同焊缝厚度对应的压皱力—行程曲线如图15所示。可以看出：不同焊缝厚度对应的压皱力峰值点大小相当，相对误差都在7%以内；不同焊缝厚度对应的压皱力曲线趋势相同，区别仅在于压实阶段压皱力的增加趋势。

根据不同焊缝厚度对应的压皱性能参数（如表4所示）可以看出：随着焊缝厚度的增加各压皱性能参数均呈现小幅度增加趋势，但焊缝厚度变化较大必然对U型夹层板压皱性能产生较大的影响。

图15 不同焊缝厚度对应的压皱力—行程曲线Fig.15 The crushing loads versus compressive displacement of different hrg

表4 不同焊缝厚度对应的压皱性能参数Tab.4 Crushing performance of different hrg

5 结 语

1 ）在整理U型激光焊接夹层板T型穿透型焊缝结构尺寸参数的基础上，利用有限元软件Abaqus数值仿真研究得到了弯曲变形模式下T型接头的损伤过程及极限承载能力，研究表明焊缝变形引起夹芯壁板趾端与面板发生接触，使得载荷重新分配，提高了T型接头的极限承载能力。准静态加载速率对极限承载能力影响不大，焊缝宽度与极限承载能力近似呈现线性关系，焊缝厚度在一定范围内对极限承载能力有较大影响。

2 ）计及焊缝的U型激光焊接夹层板在横向压皱载荷作用下夹芯发生屈曲、褶皱变形，承担主要的承载、吸能结构，初始塑性变形可引导夹芯壁板形成“X”型的变形模式，T型接头处产生的塑性铰保护了T型接头不进入极限状态。U型夹层板压皱性能随焊缝宽度、焊缝厚度的增加呈现小幅度增加趋势，但焊缝尺寸变化较大会对压皱性能产生较大影响，因此在夹层板制造中应尽量提高激光焊接加工精度，提高焊缝尺寸。

3 ）采用焊缝简化处理方式计算得到的压皱性能比实际焊缝的压皱性能大，两种焊缝简化处理方式对应计算得到的压皱性能相当，在有限元技术中两种简化方式可以通用。在U型激光焊接夹层板压皱性能有限元分析时，如果焊缝宽度无因次量kw≤0.8则须采用实际穿透焊缝型式进行有限元分析；如果焊缝无因次量kw＞0.8则可以根据需要采用两种简化方式中的任何一种进行近似计算。

[1]Kujala P,Klanac A.Steel sandwich panels in marine applications[J].Brodo Gradnja,2005,56(4):305-314.

[2]Wadley H N G.Multifunctional periodic cellular metals[J].Philosophical Transactions of the Royal Society A,2006,364:31-68.

[3]岳灿甫,吴始栋.国外船用激光焊接波纹夹芯的开发与应用[J].鱼雷技术,2007,15(4):1-5.

[4]Tilbrook M T,Radford D D,Deshpande V S.Dynamic crushing of sandwich panels with prismatic lattice cores[J].International Journal of Solids and Structures,2007,44:6101-6123.

[5]CotéF,Deshpande V S,Fleck N A,et al.The out-of-plane compressive behavior of metallic honeycombs[J].Materials Science and Engineering A,2004,380:272-280.

[6]张延昌,王自力,张世联.折叠式夹芯层结构耐撞性能研究[J].船舶力学,2010,14(1-2):114-120.Zhang Yanchang,Wang Zili,Zhang Shilian.Simulation analysis of folded core structure under dynamic load[J].Journal of Ship Mechanics,2010,14(1-2):114-120.(in Chinese)

[7]Zhang Yanchang,Zhang Shilian,Wang Zili,Liu kun.Quasi-static compressive behavior of U-type corrugated cores sandwich panels[J].Journal of Ship Mechanics.(in press)

[8]王自力,张延昌,顾金兰.基于夹层板抗水下爆炸舰船底部结构设计[J].舰船科学技术,2010,32(1):22-27.

[9]梁 军,刘 均,程远胜.冲击载荷作用下方形蜂窝夹层板塑性动力响应分析[J].船舶力学,2010,14(10):1165-1172.Liang Jun,Liu Jun,Cheng Yuansheng.Dynamic plastic response of sandwich plates with square honeycomb cores subjected to shock loading[J].Journal of Ship Mechanics,2010,14(10):1165-1172

[10]Janusz Kozak.Selected problems on application of steel sandwich panels to marine structures[J].Polish Maritime Research,2009,4(62):9-15.

[11]Romanoff J,Remes H,Socha G,Jutila M,Varsta P.The stiffness of laser stake welded T-joints in web-core sandwich structures[J].Thin-walled Structures,2007,45:453-462.

[12]马 欣,张延昌,王自力.水下非接触爆炸载荷下双层底结构单元抗冲击性能研究[J].舰船科学技术,2008,30(6):39-43.

[13]陈 钢,刘应华.结构塑性极限与安定分析理论及工程方法[M].北京:科学出版社,2006.

[14]章为民,陆明万,张如一.确定实际极限载荷的零曲率准则[J].固体力学学报,1989(2):152-160.

Research of crushing behavior of laser-welded corrugated-U type-core sandwich panels considering laser fully penetration welds

WANG Guo1,2,ZHANG Yan-chang2,LIU Kun1

(1 School of Naval Architecture and Ocean Engineering,Jiangsu University of Science and Technology,Zhenjiang 212003,China;2 Marine Design and Research Institute of China,Shanghai 200011,China)

Laser-welded corrugated-U type-core sandwich panels(U-LASCOR)is wide application prospect in vessel protection.Based on the nonlinear finite element software Abaqus the deformation and ultimate strength of laser fully penetration welding T-jiont in the U-LASCOR under moment was researched.And the influence of the loading rate and the welds size was discussed.Then the crushing resistance performance of U-LASCOR was researched and the influence of the welds model methods and the welds size on the crushing behavior was researched.Results show that the contact between the shell surface and the core plate improves the ultimate strength of T-jiont.The loading rate has little influence on the ultimate strength,while different laser welds size have different influence.The core plates of U-LASCOR shows excellent energy absorption characteristic during the crushing behavior.The crushing resistance performance has little increase when the welds size increases;and the crushing resistance performance of the model with sim-

plified welds is superior to laser welds model.

laser-welded corrugated-U type-core sandwich panels(U-LASCOR);fully penetration welding T-jiont;ultimate strength;crushing resistance performance;parametric influence

U663 O344

A

10.3969/j.issn.1007-7294.2014.05.011

1007-7294（2014）05-0565-09

2013-09-21

王 果（1988-），男，硕士研究生，E-mail：wg198885@126.com;

张延昌（1977-），男，博士，江苏科技大学副教授；

刘 昆（1984-），男，博士研究生。

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