付雷 安加?xùn)| 盧長(zhǎng)煜 方洪淵

摘要： 為確保小型濕式掃路車的水箱結(jié)構(gòu)在服役過程中的安全性，提高水箱側(cè)壁抗水壓能力，針對(duì)水箱側(cè)壁焊接結(jié)構(gòu)的承載性能，采用有限元分析進(jìn)行了設(shè)計(jì)優(yōu)化，分析了現(xiàn)有水箱結(jié)構(gòu)在承載方面的不足之處。 針對(duì)現(xiàn)有水箱側(cè)壁焊接結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中的問題，提出了鋼板局部加強(qiáng)、圓形鋼管替代角鋼、水箱外側(cè)增加支撐3種方案，而有限元仿真分析結(jié)果表明，對(duì)于應(yīng)力集中的緩解，水箱外壁局部加強(qiáng)鋼板不如內(nèi)壁局部加強(qiáng)，圓形鋼管比角鋼效果更好，而外側(cè)支撐方案則是解決應(yīng)力集中的最優(yōu)方案。

關(guān)鍵詞： 水箱; 有限元計(jì)算; 焊接結(jié)構(gòu); 應(yīng)力集中

中圖分類號(hào)：TG 404

Antihydro pressure optimization of the welded structure of a type of water tank based on ?finite element analysis

Fu Lei1， An Jiadong2， Lu Changyu2， Fang Hongyuan3

（1. XCMG Excavation Machinery Business Department， Xuzhou 221001， Jiangsu， China;

2. Xuzhou XCMG Environment Technology ?Co.， Ltd.， Xuzhou 221001，Jiangsu， China;

3. State Key Laboratory of Advanced Welding and Joining， Harbin Institute of Technology， Harbin 150001， Heilongjiang， China）

Abstract： In order to ensure the safety of the stainless steel water tank of the smallsized road sweeper in service， and improve the water pressure resistance of the water tank side wall， the loadbearing performance of the welded structure of the water tank was optimized by finite element analysis. For the problem of stress concentration of welded structures， three options were proposed， including steel plate local reinforcement， steel pipe replacement of angle steel， and external support. For the relief of stress concentration， the optimization was obtained using the finite element simulation. The locally strengthened method of outer wall was worse than that of inner wall. The steel pipe was more effective than the angle steel. The external support scheme was the best solution to relief of stress concentration.

Key words： water tank; finite element calculation; welded structure; stress concentration

0?前言

水箱是小型濕式掃路車的重要儲(chǔ)水部件，設(shè)計(jì)時(shí)需要對(duì)箱體容積、外殼質(zhì)量、制造成本以及服役可靠性等因素進(jìn)行綜合考慮。由于水箱的箱體在服役時(shí)遭受污水、海水等腐蝕介質(zhì)的腐蝕威脅，因而市場(chǎng)上的掃路車水箱多數(shù)采用不銹鋼薄板拼焊制造。由于水箱焊接結(jié)構(gòu)以板材拼接為主，承受水壓載荷時(shí)，在焊接部位容易產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，使得結(jié)構(gòu)的承載能力面臨嚴(yán)峻的考驗(yàn)。

目前已有許多針對(duì)焊接結(jié)構(gòu)承載性能的設(shè)計(jì)優(yōu)化的研究[1-6]，其中多采用有限元仿真獲得結(jié)構(gòu)各處應(yīng)力和位移等信息[3-4]，以此判定原有結(jié)構(gòu)的不合理之處，為隨后的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供數(shù)據(jù)支撐。另外，針對(duì)優(yōu)化的結(jié)構(gòu)，也需要通過仿真方法驗(yàn)證結(jié)構(gòu)優(yōu)化的合理性。

在焊接結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化時(shí)，通常需要對(duì)焊接接頭承載強(qiáng)度進(jìn)行校核，且焊接結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度校核方法研究比較成熟，通過比較發(fā)現(xiàn)校核過程中均未有考慮焊接殘余應(yīng)力對(duì)焊接結(jié)構(gòu)承載能力的影響。無(wú)論是夏月明等人[7]開發(fā)的焊接結(jié)構(gòu)靜載強(qiáng)度的計(jì)算系統(tǒng)，還是張喬斌等人[8]對(duì)汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子的葉片結(jié)構(gòu)進(jìn)行焊接強(qiáng)度校核，以及王曉芳等人[9-10]對(duì)未焊透缺陷進(jìn)行的安全評(píng)定，對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響均未考慮其對(duì)結(jié)構(gòu)承載的影響。因而，文中針對(duì)水箱焊接結(jié)構(gòu)優(yōu)化的分析過程，同樣也不考慮焊接應(yīng)力的影響。針對(duì)現(xiàn)有水箱側(cè)壁焊接結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中的問題，提出了鋼板局部加強(qiáng)、圓形鋼管替代角鋼、水箱外側(cè)增加支撐3種方案，并根據(jù)有限元仿真結(jié)果選出承載能力最優(yōu)的結(jié)構(gòu)方案。

1?水箱的焊接結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)介

水箱位于小型濕式掃路車底盤的靠前部位，如圖1所示，由薄板0Cr18Ni9不銹鋼拼焊而成，0Cr18Ni9不銹鋼的化學(xué)成分見表1。水箱底板背部配有槽鋼支撐底座，頂板設(shè)置有吊耳2個(gè)，側(cè)板焊接支座若干和液位儀2個(gè)。

水箱側(cè)壁板厚較薄，其中水箱底板板厚為3 mm，其余板厚均為2 mm，水箱外殼的總質(zhì)量為162 kg。由于0Cr18Ni9不銹鋼在酸洗鈍化后具有良好的防銹性，無(wú)需涂裝噴漆防銹處理也可保證箱體服役時(shí)的防銹性能，文中僅考慮水箱結(jié)構(gòu)承受工作載荷的能力。

文中不考慮車輛行駛過程中水流對(duì)水箱側(cè)壁的沖擊載荷，校核靜載狀態(tài)下水箱側(cè)壁承載的可靠性， 滿載的水壓載荷幅值由水面相對(duì)高度決定，與水面相對(duì)高度有關(guān)，水面相對(duì)底板的高度為1 128 mm。水箱所用0Cr18Ni9不銹鋼，其楊氏模量為200 GPa，泊松比為0.3，屈服強(qiáng)度為210 MPa，抗拉強(qiáng)度為470 MPa，滿足彈塑性力學(xué)模型。

2?焊接結(jié)構(gòu)承載分析

水壓作用時(shí)，水箱底板和前、后側(cè)壁承受的載荷較大，水箱左、右側(cè)壁與頂板載荷較小，因此文中僅對(duì)底板和前、后側(cè)壁焊接結(jié)構(gòu)進(jìn)行強(qiáng)度校核。根據(jù)相關(guān)研究結(jié)果[7-10]，焊接接頭強(qiáng)度校核無(wú)需考慮焊接應(yīng)力對(duì)承載的影響，僅需考慮工作載荷的影響。

2.1?水箱底板

水箱底板的板厚3 mm，板長(zhǎng)1 726 mm，板寬326 mm，板背部設(shè)置槽鋼支撐，板腹部右側(cè)設(shè)置溢流口和出水口，底板承受水壓的壓強(qiáng)為11.05 kPa。由于槽鋼的剛度遠(yuǎn)優(yōu)于薄板，在底板與支撐槽鋼的接觸位置，其邊界條件設(shè)置為固定位移，采用有限元仿真軟件MSC.Marc計(jì)算底板的等效應(yīng)力分布。

水箱底板的有限元仿真計(jì)算結(jié)果如圖2所示，模型共有19 523個(gè)三維單元，39 790個(gè)節(jié)點(diǎn)，有限元仿真所得的等效應(yīng)力峰值為15.1 MPa，集中分布于支撐槽鋼附近，遠(yuǎn)小于0Cr18Ni9不銹鋼的屈服強(qiáng)度210 MPa，說(shuō)明底板結(jié)構(gòu)在水壓載荷下承載安全。

2.2?水箱前、后側(cè)壁

水箱前、后側(cè)壁模型形狀和尺寸大致相同，水壓載荷也相同，載荷幅值與所處相對(duì)高度成正比。

圖3為前、后側(cè)壁模型。側(cè)壁板厚2 mm，板長(zhǎng)1 726 mm，板寬1 239 mm，左下方區(qū)域開通孔3個(gè)，板腹區(qū)域有折彎2道，以增強(qiáng)板材的剛性。

采用有限元軟件HyperMesh進(jìn)行網(wǎng)格劃分，劃分結(jié)果，如圖4所示。在側(cè)壁腹部上、下兩排均布4個(gè)角鋼加固（圖4a），角鋼尺寸為30 mm×30 mm×3 mm，兩側(cè)邊夾角90°，具體位置如圖4b中心位置的網(wǎng)格單元。角鋼與前、后側(cè)壁采用MIG焊連接，角焊縫的焊腳尺寸為5 mm × 5 mm，如圖4b中心位置附近的網(wǎng)格單元。為減少有限元網(wǎng)格單元的總數(shù)，降低計(jì)算時(shí)長(zhǎng)，采用疏密過渡的方式進(jìn)行網(wǎng)格劃分，共計(jì)32 990個(gè)單元，66 344個(gè)節(jié)點(diǎn)。

采用有限元仿真軟件MSC.Marc施加邊界條件，并進(jìn)行計(jì)算和分析水箱前、后壁的應(yīng)力分布，如圖5所示。水箱現(xiàn)有前、后壁設(shè)置有角鋼加固和折彎加固，側(cè)壁承受工作載荷后，其等效應(yīng)力分布，如圖5a所示，峰值應(yīng)力為278.4 MPa，明顯大于材料屈服強(qiáng)度，集中分布在角鋼端部的焊腳位置;如果取消角鋼加固，僅采用折彎加固，其等效應(yīng)力分布，如圖5b所示，峰值應(yīng)力為255.5 MPa;如果取消折彎加固，僅采用角鋼加固，其等效應(yīng)力分布，如圖5c所示，峰值應(yīng)力為281.4 MPa;如果取消折彎加固和角鋼加固，沒有加固措施，其等效應(yīng)力分布，如圖5d所示，峰值應(yīng)力為261.3 MPa，雖然峰值應(yīng)力幅值下降，但是側(cè)壁的大范圍區(qū)域達(dá)到屈服狀態(tài)，對(duì)結(jié)構(gòu)承載不利，說(shuō)明角鋼加固與折彎加固相結(jié)合的結(jié)構(gòu)并不能滿足承載要求，需要進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

3?結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案

分別對(duì)鋼板局部加強(qiáng)、圓形鋼管替代角鋼、水箱外側(cè)增加支撐共3種結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案進(jìn)行仿真分析，選出承載能力最優(yōu)結(jié)構(gòu)方案。

3.1?鋼板局部加強(qiáng)方案

角鋼根部的加強(qiáng)鋼板分成內(nèi)側(cè)加固和外側(cè)加固兩類，分別予以分析。

圖6為箱體側(cè)壁外側(cè)加強(qiáng)板加固有限元仿真結(jié)果。對(duì)于水箱側(cè)壁外側(cè)加固加強(qiáng)板方案，加強(qiáng)板尺寸為50 mm×50 mm×4 mm，其有限元模型，如圖6a所示。承受工作載荷之后的等效應(yīng)力分布，如圖6b～6c所示，等效應(yīng)力峰值為258.0 MPa，集中在角鋼根部的焊趾位置。

對(duì)于加強(qiáng)板的內(nèi)側(cè)加固方案，加強(qiáng)板尺寸為100 mm×100 mm×2 mm，其有限元模型承受工作載荷之后的等效應(yīng)力分布，如圖7所示。等效應(yīng)力峰值為233.8 MPa，集中在角鋼根部。

對(duì)比圖6與圖7中應(yīng)力分布的特點(diǎn)，發(fā)現(xiàn)加強(qiáng)板加固方案并未解決角鋼根部的應(yīng)力集中問題，只是略微降低了角鋼根部的應(yīng)力峰值。然而，對(duì)于箱體側(cè)壁的承載變形機(jī)理，內(nèi)側(cè)加固與外側(cè)加固有較大差異，如圖8所示，內(nèi)側(cè)加固的變形模式是角鋼作用于加強(qiáng)板，隨之帶動(dòng)側(cè)壁一起變形;而外側(cè)加固則是角鋼直接作用在側(cè)壁上，而加強(qiáng)板只是起到抑制側(cè)壁變形的作用。另外，內(nèi)側(cè)加固模型的危險(xiǎn)位置位于加強(qiáng)板上，即使發(fā)生失效破壞，對(duì)于箱體整體的水密性沒有直接影響。 因此，內(nèi)側(cè)加固方案比外側(cè)加固更具有承載優(yōu)勢(shì)。

3.2?圓形鋼管替代角鋼方案

考慮到角鋼根部的幾何不連續(xù)所帶來(lái)的應(yīng)力集中，用圓形鋼管替代角鋼加固則可以緩解應(yīng)力集中。圖9為鋼管加固模型的等效應(yīng)力分布。選用的鋼管外徑18 mm，壁厚2 mm，其鋼管端部的有限元模型，如圖9a所示。采用疏密過渡的方式劃分網(wǎng)格，仿真所得等效應(yīng)力分布，如圖9b～9c所示，其應(yīng)力峰值為238.8 MPa，集中分布于角鋼端部焊道的焊趾附近。

在箱體內(nèi)側(cè)的鋼管端部添加加強(qiáng)板加固，考慮到鋼管的形狀，選擇圓盤狀加固板，直徑為72 mm，厚度為4 mm，在圓盤加固板的周圍施焊。圖10為鋼管與加強(qiáng)板聯(lián)合加固的仿真結(jié)果。模型承受工作載荷后的等效應(yīng)力分布，如圖10a～10b所示，等效應(yīng)力峰值為116.8 MPa，集中在圓盤周圍的焊趾位置，峰值應(yīng)力幅值遠(yuǎn)低于未加固模型，且低于材料的屈服強(qiáng)度，滿足承載要求。

鋼管與加強(qiáng)板聯(lián)合結(jié)構(gòu)的變形機(jī)理，如圖10c所示，加強(qiáng)板的存在使得應(yīng)力集中位置從鋼管端部的焊趾，轉(zhuǎn)移至圓盤四周焊道的焊趾位置。由于鋼管端部焊道長(zhǎng)度（約57 mm），遠(yuǎn)低于圓盤周圍焊道的長(zhǎng)度（約226 mm），致使峰值應(yīng)力的分布區(qū)域大幅增加，從而降低應(yīng)力幅值。

3.3?水箱外側(cè)增加支撐方案

圖11為水箱側(cè)壁外側(cè)加固模型與等效應(yīng)力分布。側(cè)壁外側(cè)加固方案主要是在箱體外側(cè)添加加強(qiáng)筋，構(gòu)成“骨架”，起到支撐側(cè)壁作用，如圖11a所示。選用三根方管連接到動(dòng)力艙框架，選擇邊長(zhǎng)為20 mm的方管型材作為加強(qiáng)筋，取消箱體內(nèi)部的角鋼。

當(dāng)側(cè)壁的兩道折彎予以保留時(shí)，其等效應(yīng)力分布，如圖11b所示，等效應(yīng)力峰值為50.7 MPa;而取消兩道折彎時(shí)，其應(yīng)力分布，如圖11c所示，等效應(yīng)力峰值為36.7 MPa，均滿足結(jié)構(gòu)承載要求。

箱體外側(cè)的加強(qiáng)筋，在折彎處與側(cè)壁不接觸，從而減少加強(qiáng)筋的承載面積，是造成折彎結(jié)構(gòu)應(yīng)力峰值提高的主要原因。

綜合比較以上3種結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案，側(cè)壁外側(cè)加固的方案是對(duì)結(jié)構(gòu)承載水壓載荷的最優(yōu)方案，其應(yīng)力分布最為理想，遠(yuǎn)低于材料的屈服強(qiáng)度。

4?結(jié)論

（1）水箱側(cè)壁現(xiàn)有的角鋼與折彎聯(lián)合加固的焊接結(jié)構(gòu)，存在應(yīng)力集中問題，應(yīng)力集中分布在角鋼端部的焊腳位置附近，是承載薄弱環(huán)節(jié)。

（2）水箱內(nèi)側(cè)鋼板局部加強(qiáng)結(jié)構(gòu)優(yōu)于箱體外側(cè)局部加強(qiáng)的結(jié)構(gòu)，圓形鋼管替代角鋼的加固方案，可緩解應(yīng)力集中效應(yīng)，滿足承載要求。

（3）對(duì)于箱體外側(cè)采用方管加強(qiáng)筋的支撐方案，工作應(yīng)力得到最大程度的降低，是解決焊接結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中的最優(yōu)方案。

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