韓鑫宇 諶 偉 嚴(yán)仁軍 邱 嶼

(武漢理工大學(xué)船海與能源動力工程學(xué)院1) 武漢 430063) (高性能船舶技術(shù)教育部重點實驗室(武漢理工大學(xué))2) 武漢 430063)

0 引 言

十字形焊接接頭廣泛應(yīng)用于海洋平臺、船舶和橋梁中.隨著鋼結(jié)構(gòu)薄板需求的增加，歐洲造船廠正在考慮減少游輪上部結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)重量，設(shè)計并使用超出船級社限制的更薄的甲板[1].然而焊接熱輸出引起的復(fù)雜輕型結(jié)構(gòu)的變形已成為造船企業(yè)實現(xiàn)低成本制造的主要障礙，高強(qiáng)度薄鋼材料的使用降低了上層甲板的重量，增強(qiáng)了承載能力，改善了結(jié)構(gòu)性能和船舶穩(wěn)定性，但增加了結(jié)構(gòu)焊接初始變形的傾向[2].在大型薄板焊接結(jié)構(gòu)中，制造引起的初始變形給薄板的切口應(yīng)力場分析和疲勞強(qiáng)度評估帶來了新的挑戰(zhàn).

初始焊接變形給薄板結(jié)構(gòu)的應(yīng)力場分析和疲勞評估帶來的挑戰(zhàn)主要體現(xiàn)在兩個方面.一方面，薄板彎曲剛度較低，由焊接引起的變形不僅較之厚板要大，而且形狀呈曲線[3]，會在焊趾處產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中，而傳統(tǒng)的規(guī)范[4-6]推薦的計算焊趾處應(yīng)力放大系數(shù)km值的公式均未考慮焊接初始變形的影響.為探討焊接初始變形對薄板焊接接頭焊趾處應(yīng)力放大系數(shù)的影響程度，文獻(xiàn)[7]引入局部角變形參量αL來量化薄板對接接頭的初始變形，并對一系列考慮焊接初始變形的對接接頭試件進(jìn)行了試驗.研究發(fā)現(xiàn)：薄板的矯直效果受試樣的長細(xì)比和實際彎曲形狀的影響很大；考慮初始變形，薄板的應(yīng)力放大系數(shù)隨著應(yīng)力的增加在一定程度上得到緩解，但是應(yīng)力集中現(xiàn)象更為突出.在此基礎(chǔ)上，Shen等[8]對考慮初始變形的薄板對接接頭進(jìn)行了研究，將非線性有限元計算結(jié)果與規(guī)范公式計算結(jié)果對比發(fā)現(xiàn)：對于不考慮初始變形的薄板而言，規(guī)范公式與有限元計算結(jié)果較為吻合，但當(dāng)局部角變形(初始變形)逐漸增大時，規(guī)范公式與有限元計算結(jié)果之間的誤差也逐漸增大，該結(jié)論表明規(guī)范公式對于含初始變形的薄板接頭應(yīng)力場評估一定的局限性，且初始變形的存在會嚴(yán)重影響焊趾處的應(yīng)力放大系數(shù).

另一個挑戰(zhàn)來自于薄板焊接接頭疲勞評估的復(fù)雜性.文獻(xiàn)[5]通過一系列實驗研究發(fā)現(xiàn)焊接對船用薄板結(jié)構(gòu)的疲勞壽命有明顯的不利影響，主要是由于薄壁結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度對制造和裝配引起的缺陷比較敏感[9]，微小的焊接缺陷也會對薄板焊接結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度產(chǎn)生較大的影響[10].而且與厚板相比，薄板焊接接頭的疲勞實驗數(shù)據(jù)離散性更大，因此，薄板焊接結(jié)構(gòu)在疲勞強(qiáng)度評估中需要使用局部方法，如結(jié)構(gòu)應(yīng)力方法或切口應(yīng)力方法.Sonsino等[11]基于切口應(yīng)力方法對一系列薄板焊接接頭的實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行了疲勞評估，發(fā)現(xiàn)薄板焊接接頭的疲勞壽命S-N曲線斜率的負(fù)倒數(shù)為5，比規(guī)范推薦值3要大.

綜上所述，在進(jìn)行薄板焊接結(jié)構(gòu)的應(yīng)力場和疲勞評估時必須考慮初始焊接變形和幾何非線性的影響[12].因此，在薄板對接接頭焊趾處的應(yīng)力集中系數(shù)公式的基礎(chǔ)上，文中針對十字形焊接接頭，對文獻(xiàn)[13]提出的公式進(jìn)行了修正，使其適用于計算含初始變形的十字形加筋結(jié)構(gòu)焊趾處的應(yīng)力放大系數(shù).將傳統(tǒng)規(guī)范公式計算結(jié)果、非線性有限元計算結(jié)果以及本文修正公式的計算結(jié)果進(jìn)行了對比，并結(jié)合切口應(yīng)力方法，運用修正公式對一系列含初始焊接缺陷的十字形接頭試件進(jìn)行了疲勞評估，以此來驗證修正公式對十字形試件焊趾處應(yīng)力放大系數(shù)公式計算和疲勞性能評估的準(zhǔn)確性.

1 應(yīng)力放大系數(shù)公式推導(dǎo)

1.1 規(guī)范公式

切口應(yīng)力方法是一種基于線彈性理論的局部應(yīng)力方法，除了能考慮試件幾何尺寸和焊縫幾何形狀的影響外，還可以考慮焊接錯位和焊接變形的影響.切口應(yīng)力可在名義應(yīng)力的基礎(chǔ)上乘以應(yīng)力放大系數(shù)得到.

K=σnotch/σnom=kg·kw·km

(1)

式中：kg、kw為幾何形狀和幾何尺寸的應(yīng)力集中系數(shù)，kw·kg=0.9+0.9(tanα)0.25；km為考慮焊接錯位和焊接角變形的應(yīng)力集中系數(shù)，km=kte·ktα；其中：kte為焊接錯位引起的應(yīng)力集中系數(shù)；ktα為焊接角變形引起的應(yīng)力集中系數(shù).

在十字形焊接接頭中，焊接熱輸入會使焊接試件產(chǎn)生明顯的焊接角變形，見圖1.

圖1 厚板十字形焊接接頭

對于無初始變形的厚板焊接試件，文獻(xiàn)[10]給出了由焊接角變形αG引起的焊趾處的應(yīng)力集中系數(shù)ktα表達(dá)式為

(2)

1.2 薄板焊接接頭

規(guī)范給出的應(yīng)力放大系數(shù)計算公式僅適用于無初始變形的厚板焊接接頭，對于板厚小于5 mm的薄板而言，由于彎曲剛度較低，除了焊接錯位和整體角度變形外，薄板焊接結(jié)構(gòu)在焊接過程中還會伴隨初始變形的出現(xiàn)，見圖2.文獻(xiàn)[6]首先引入?yún)?shù)對初始變形進(jìn)行了量化，并對考慮初始變形的對接接頭研究發(fā)現(xiàn)：初始變形對焊接試件焊趾處的應(yīng)力放大系數(shù)存在影響，隨著初始變形的增加，應(yīng)力放大系數(shù)也會隨之增加，但當(dāng)前的規(guī)范公式在計算焊趾處的應(yīng)力放大系數(shù)時未考慮初始變形的影響，在求解薄板焊接接頭焊趾處的應(yīng)力放大系數(shù)和進(jìn)行疲勞評估時會帶來較大的誤差.因此本文綜合考慮如圖2所示的焊接整體角變形和初始變形的影響，對薄板焊接十字形試件焊趾處的應(yīng)力集中系數(shù)進(jìn)行了推導(dǎo).

圖2 考慮初始變形的薄板十字形焊接接頭

假設(shè)試件無外力作用時的變形為，有拉伸荷載作用而引起的變形為，總變形為，則有ym=y0+y.

以十字形接頭肘板與主板的交點為坐標(biāo)原點，選取圖3的力學(xué)模型進(jìn)行分析，根據(jù)力和彎曲的平衡可得dV/dx=0：

圖3 薄板十字形接頭中的微觀力學(xué)模型

(3)

引入量綱-的量參數(shù):

(4)

式中：e0試件約束端距橫坐標(biāo)的距離.

聯(lián)立式(3)～(4)并考慮對稱情況可得：

(5)

(6)

(7)

式(5)的通解為計算角變形和初始變形引起的應(yīng)力放大系數(shù)的關(guān)鍵，為使式(5)具有可解性，將無荷載作用時板的曲線方程簡化為二次函數(shù)，可得η0為關(guān)于橫坐標(biāo)x的方程為

η0=(1-C)ξ2+Cξ

(8)

將式(8)帶入式(5)得方程的通解為

ζ=C1-Cξ+C2exp(-mξ)+

C3exp(mξ)+(C-1)ξ2

(9)

在固支邊界條件下,

(10)

在固支邊界條件下，即可得彎曲附近應(yīng)力系數(shù).

(11)

2 數(shù)值分析

2.1 試件幾何參數(shù)

為了考慮初始變形對應(yīng)力放大系數(shù)的影響，運用有限元計算軟件Ansys 16.0對圖4的板厚為4 mm的一系列薄板十字形焊接試件進(jìn)行了計算，試件各尺寸參數(shù)見表1.材料彈性模量為2.1×105MPa，泊松比為0.3.

圖4 十字字型焊接接頭

表1 焊接接頭的幾何尺寸取值

2.2 有限元分析

考慮焊接角變形，可通過非線性有限元方法計算初始變形引起的應(yīng)力放大系數(shù)，由于焊接接頭焊趾處的實際半徑約為1 mm，因此在有限元建模中，焊趾處的虛擬半徑取值為1 mm，并采用Solid 186單元建立了十字形試件的有限元模型，見圖6a).同時，分別考慮簡支邊界和固定邊界，數(shù)值方法中的應(yīng)力放大系數(shù)可以表示為

σnotch=km·kw·σnom=kw·σHS

(12)

式中：km=σHS/σnom，σHS為熱點應(yīng)力，通過線性差值得到.

為提高有限元計算結(jié)果的計算精度，首先開展網(wǎng)格收斂性分析.以整體角變形αG=4°,αL/αG=2，且受100 MPa均布荷載和固支邊界條件作用的十字形試件為例，圖5b)為焊趾處不同單元大小對應(yīng)的從焊趾沿x方向節(jié)點的軸向應(yīng)力分布圖.由圖5b)可知，當(dāng)焊趾處的單元的大小為0.1 mm時，焊趾附近的應(yīng)力場不再發(fā)生改變，因此本文焊趾處的單元大小取值為0.05 mm，同時該值也小于文獻(xiàn)[10]規(guī)定的最小單元大小ρ/4=0.25 mm.

圖5 單元收斂性分析

通過改變結(jié)構(gòu)角變形比例αL/αG，可由非線性有限元方法計算得到不同幾何尺寸下十字形節(jié)點的熱點應(yīng)力及應(yīng)力放大系數(shù).以名義應(yīng)力αnom=50 MPa時的應(yīng)力結(jié)果作為參考，圖6分別為αL/αG=1和αL/αG=4時固支和簡支兩種邊界條件下x方向的應(yīng)力結(jié)果對比.由應(yīng)力對比結(jié)果可知：在αL/αG=1時，固支邊界條件與簡支邊界條件下的x方向應(yīng)力相差較大，隨著角變形比例αL/αG的增加，兩種邊界條件下的x方向應(yīng)力場分布趨于一致，主要原因是：荷載值越大，在相同應(yīng)力增量下引起的矯直效果越弱；而且隨著角變形比例αL/αG的增加，焊趾處的應(yīng)力結(jié)果也會隨之增加.因此，薄板十字形接頭的初始變形對焊趾處的應(yīng)力集中效應(yīng)有較大影響，有必要考慮薄板初始變形對焊趾處應(yīng)力放大系數(shù)的影響.

圖6 十字形試件沿x方向的應(yīng)力場分布

2.3 修正公式的誤差分析

2.3.1αL=αG

為考慮薄板初始變形的影響，本文對焊趾處的應(yīng)力放大系數(shù)公式進(jìn)行了推導(dǎo)(以下統(tǒng)稱為修正公式).當(dāng)無初始變形時，規(guī)范公式能準(zhǔn)確的計算由焊接角變形引起的焊趾處的應(yīng)力放大系數(shù).為驗證本文修正公式(7)對于計算無初始變形試件應(yīng)力放大系數(shù)的準(zhǔn)確性，將有限元計算結(jié)果、規(guī)范公式(2)和修正公式(7)的計算結(jié)果進(jìn)行對比，見圖7.由圖7可知，在不考慮初始變形時，三種方法的計算結(jié)果均比較相近，規(guī)范公式(2)和修正公式(7)與有限元計算結(jié)果之間的誤差均在10%以內(nèi).

圖7 公式計算結(jié)果與有限元計算結(jié)果對比

2.3.2αL≠αG

傳統(tǒng)規(guī)范公式(2)在進(jìn)行焊趾處的應(yīng)力放大系數(shù)求解時未考慮初始變形αL的影響，而研究表明，初始變形會對焊趾處的應(yīng)力放大系數(shù)產(chǎn)生較大的影響.本文以固支情況下的試件作為例，分別運用有限元方法和規(guī)范公式(2)對不同角變形下試件焊趾處的應(yīng)力放大系數(shù)進(jìn)行了計算，結(jié)果見圖8.由圖8可知，考慮初始變形時，規(guī)范公式(2)的計算結(jié)果與有限元計算結(jié)果之間誤差較大；當(dāng)αL/αG=4時，規(guī)范公式(2)的計算結(jié)果與有限元計算結(jié)果之間的誤差基本上在30%以上，隨著角變形比例αL/αG的增大誤差會越來越大.

圖8 有限元方法與規(guī)范公式計算的ktα對比

為驗證本文公式的準(zhǔn)確性，將αL≠αG時的有限元計算結(jié)果與公式(9)計算結(jié)果進(jìn)行對比，見圖9.考慮不同角變形比例αL/αG，本文公式計算得到的十字形焊接試件焊趾處應(yīng)力放大系數(shù)與有限元計算結(jié)果比較相近，誤差均在10%以內(nèi)，因此，本文公式可以有效考慮初始變形對薄板十字形試件焊趾處應(yīng)力放大系數(shù)的影響.

圖9 修正公式與有限元計算結(jié)果對比

3 疲勞強(qiáng)度評估

為驗證本文公式對含缺陷薄板焊接接頭的疲勞性能，基于切口應(yīng)力方法，將本文修正公式(7)推廣到各類典型接頭：T形接頭、十字形接頭和對接接頭.選取一系列薄板試件的疲勞數(shù)據(jù)開展薄板結(jié)構(gòu)切口應(yīng)力場和疲勞評估.試件厚度為3～5 mm，彈性模量E=2.1×105MPa，泊松比μ=0.3，具體材料及尺寸參數(shù)見文獻(xiàn)[14].

圖10為分別運用名義應(yīng)力方法、傳統(tǒng)規(guī)范公式和基于本文修正公式的切口應(yīng)力方法的疲勞評估S-N曲線，由圖10可知，基于本文修正公式的切口應(yīng)力方法得到的分散帶指數(shù)Tσ=2.26要明顯小于名義應(yīng)力(Tσ=2.66)和傳統(tǒng)公式結(jié)果(Tσ=2.44).在考慮初始變形的情況下，運用修正公式(7)來更能有效的評估薄板焊接接頭的疲勞強(qiáng)度.

圖10 薄板焊接接頭的疲勞強(qiáng)度評估

基于修正公式(7)得到存活率50%時對應(yīng)的S-N曲線為

lgN=18.00-4.44lgS

(13)

在疲勞壽命Nref=2×106次對應(yīng)的疲勞強(qiáng)度為433.84 MPa，曲線斜率的負(fù)倒數(shù)為m=4.44，與文獻(xiàn)[14]得到的5較為接近，驗證了本文修正公式的有效性.

4 結(jié) 論

1) 文中考慮初始焊接變形，對十字形焊接試件焊趾處的應(yīng)力集中系數(shù)公式進(jìn)行了推導(dǎo)并將其運用到焊接試件的疲勞評估中.對比發(fā)現(xiàn)：該修正公式考慮初始變形的影響，對于不同角變形比例αg/αL的試件，本文修正公式均能準(zhǔn)確地計算十字形試件焊趾處的應(yīng)力放大系數(shù)，其計算結(jié)果與有限元計算結(jié)果之間的誤差均在10%以內(nèi)，滿足工程實際的誤差要求.

2) 運用文中修正公式，在對不含初始變形的厚板焊接試件和考慮初始變形的薄板焊接試件進(jìn)行疲勞評估時能有效的降低疲勞評估的分散帶指數(shù).相比名義應(yīng)力評估結(jié)果，薄板試件的切口應(yīng)力S-N曲線的分散帶指數(shù)從2.66減小至2.26，可以有效提高薄板焊接結(jié)構(gòu)的切口應(yīng)力場和疲勞評估精度.