典型船舶焊接接頭應(yīng)力集中系數(shù)有限元分析

(南通中遠(yuǎn)川崎船舶工程有限公司,江蘇 南通 226005)

焊接部位是結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的薄弱環(huán)節(jié)，通常被簡化為各種類型的焊接接頭。最常見的焊接接頭形式有對接接頭、T 形接頭等。焊接接頭的焊趾處由于結(jié)構(gòu)形狀的連續(xù)性受到破壞和材質(zhì)不均勻性而引起的應(yīng)力集中，是導(dǎo)致焊接結(jié)構(gòu)斷裂和疲勞破壞的重要原因。因此，研究焊接接頭幾何參數(shù)對焊趾處的應(yīng)力集中系數(shù)的影響，對于準(zhǔn)確計(jì)算焊趾處的應(yīng)力分布，分析疲勞強(qiáng)度，提高疲勞壽命預(yù)測精度有重要的意義。目前對焊接接頭應(yīng)力集中系數(shù)的計(jì)算公式準(zhǔn)確性不夠，實(shí)用范圍較小。本文利用MSC/PATRAN軟件建立有限元分析模型，并利用MSC/NASTRAN進(jìn)行計(jì)算。通過對影響應(yīng)力集中系數(shù)的幾個重要幾何參數(shù)的改變，計(jì)算出多組應(yīng)力集中系數(shù)[1]；對計(jì)算結(jié)果數(shù)據(jù)進(jìn)行系統(tǒng)分析，研究應(yīng)力集中系數(shù)Kt隨幾何參數(shù)的變化趨勢，在此基礎(chǔ)上回歸出應(yīng)力集中系數(shù)Kt的計(jì)算公式。

1 對接接頭的簡化處理

對接接頭是船舶與海洋工程結(jié)構(gòu)中常見的焊接接頭形式。對接接頭由焊縫金屬、熔合區(qū)、熱影響區(qū)和鄰近的母材所組成；焊接接頭中的化學(xué)成分、金相組織和力學(xué)性能一般是不均勻的。對接接頭的疲勞強(qiáng)度在很大范圍內(nèi)變化，這是因?yàn)橛幸幌盗幸蛩赜绊憣咏宇^的疲勞性能[2]。本文將對接接頭簡化為平面問題。對接接頭常見的坡口形式有兩種,見圖1。

a)單側(cè)加強(qiáng)高對接接頭

b)雙側(cè)對稱加強(qiáng)高對接接頭

2 建立模型并進(jìn)行分析計(jì)算

考察幾何參數(shù)對于應(yīng)力集中系數(shù)Kt的影響，選取幾何參數(shù)取值范圍，只對單側(cè)加強(qiáng)高對接接頭進(jìn)行研究。影響接頭應(yīng)力集中系數(shù)的因素很多，如焊趾傾角、焊趾過渡圓弧半徑、板厚、焊縫加強(qiáng)高、焊縫寬度等[3]。假定不存在殘余應(yīng)力和其它焊接缺陷，選取主要幾何參數(shù)(θ、r、t)，見圖2。θ為焊趾傾角，r為焊趾過渡圓弧半徑，t為板厚。

網(wǎng)格劃分的最小單元尺寸為0.09 mm，材料彈性模量E=2.1 GPa,焊件的板厚t取20 mm，載荷為均勻拉伸載荷，在平面應(yīng)變條件下進(jìn)行計(jì)算。因?qū)ΨQ性，模型以焊縫中心截面為對稱面，取一半進(jìn)行計(jì)算。為能較全面地考察幾何參數(shù)θ、r、t對焊趾處應(yīng)力集中系數(shù)Kt的影響，參數(shù)取值范圍見表1。

表1 幾何參數(shù)取值范圍

圖2 有限元計(jì)算模型

3 計(jì)算結(jié)果及分析

r=0,θ=15°,t=20 mm 時(shí)，先用MSC/Patran建立對接接頭焊趾處網(wǎng)格劃分圖(見圖3)；然后，利用MSC/Nastran進(jìn)行分析計(jì)算，計(jì)算結(jié)果見圖4。

圖3 網(wǎng)格劃分(r=0，θ=15°)

圖4 計(jì)算結(jié)果(r=0，θ=15°)

網(wǎng)格的一側(cè)為剛性固定，另一側(cè)施加固定載荷100 N。

由圖4可知，最大應(yīng)力σm=173 MPa，基準(zhǔn)應(yīng)力σ0=100 MPa。

由公式

(1)

得應(yīng)力集中系數(shù)Kt=1.73。

在相同的網(wǎng)格單元及同樣的載荷情況下得到單側(cè)對稱加強(qiáng)高對接接頭模型有限元計(jì)算結(jié)果，板厚t不變(t=20 mm),Kt隨焊趾過渡圓弧r和焊趾傾角θ的變化情況見表2。

表2 r和θ對Kt的影響

1)r對于Kt影響較大。由于過渡圓弧的存在，使得焊趾處的截面變化緩和，所受應(yīng)力值減?。辉诳偼饬Σ蛔兊那闆r下，Kt相應(yīng)下降?？傮w上，Kt隨r的增大而逐漸減小。但r較小時(shí)，Kt減小的幅度較大，作用較明顯；隨著r的增大，這種Kt的減小趨勢變?nèi)?，作用逐漸減弱。

在θ=30°時(shí)，r從0～2 mm，Kt由1.83減小到1.51，減小了17.5%；r從4～6 mm，Kt由1.37減小到1.29，只減小了5.8%，變化幅度很小。

當(dāng)θ=60°時(shí)，r從0～2 mm，Kt由2.04減小到1.55，減小了24.0%；r從4～6 mm，Kt由1.37減小到1.28，只減小了6.6%。

同樣，θ=15°，45°時(shí)，所得結(jié)論也大體相同。

當(dāng)r達(dá)到一定值時(shí)，Kt減小的幅度會很小，變化不太明顯。

2)θ對應(yīng)力集中系數(shù)Kt的影響。θ=15°時(shí)，r從0～6 mm，Kt由1.73減小到1.35，減小了22.0%；

θ=30°時(shí)，r從0～6 mm，Kt減少了29.5%；

θ=45°時(shí)，r從0～6 mm，Kt減少了34.0%；θ=60°時(shí)，r從0～6 mm，Kt減少了37.3%。

由此得出，θ取值越大，r從0.2～6.0 mm，Kt減小的幅度越大，而r>2 mm時(shí)，應(yīng)力集中系數(shù)Kt隨θ的增大，變化不明顯，趨向于穩(wěn)定。這是因?yàn)?，隨著θ的增大，引起接頭焊趾處的截面變化加劇，增加了應(yīng)力集中，從而導(dǎo)致Kt增加。但是r大到一定程度時(shí)，則不再如此。

r=0時(shí)，θ從15°～60°，Kt由1.73增加到2.04，增幅17.9%，較明顯；

當(dāng)r=4 mm時(shí)，Kt由1.39減小到1.37，變化了1.3%，幅度甚微。

3)在計(jì)算分析的基礎(chǔ)上回歸出計(jì)算公式。根據(jù)已有的數(shù)據(jù)和曲線形狀特性，用統(tǒng)計(jì)的方法對影響Kt的幾何因數(shù)進(jìn)行回歸分析，得出回歸公式：

Kt=1+r-0.6sin0.2θ，0≤r≤6

(2)

因?yàn)榧僭O(shè)厚度t為定值(20 mm)，所以公式中未考慮t的影響。

式(2)是在表2數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上，通過公式擬合、回歸所得，在一定的范圍內(nèi)具有較高的精度。

4 結(jié)論

1)焊接接頭幾何參數(shù)對于焊趾應(yīng)力集中有著重要的影響，隨著接頭形式、外載荷形式等因素的變化，影響程度有所不同[4]。對其影響規(guī)律做比較系統(tǒng)的闡述，對提高接頭的設(shè)計(jì)工藝，改善焊趾應(yīng)力集中有實(shí)際意義。

2)本文給出計(jì)算應(yīng)力集中系數(shù)公式的參數(shù)，取值范圍是參考已有文獻(xiàn)而取的，基本上涵蓋了船舶與海洋工程結(jié)構(gòu)物中焊接接頭的相應(yīng)參數(shù)值，在該領(lǐng)域中有一定的實(shí)用意義。

3)應(yīng)力集中區(qū)域單元網(wǎng)格的劃分，在整個計(jì)算過程中占據(jù)了重要的地位。焊趾處單元網(wǎng)格尺寸微小的變化都可能引起計(jì)算結(jié)果較大的差異。

本文在建模過程中，先進(jìn)行模型試驗(yàn)，不斷對網(wǎng)格細(xì)化，發(fā)現(xiàn)當(dāng)網(wǎng)格最小單元達(dá)到0.09 mm時(shí)，不管網(wǎng)格再怎么細(xì)化應(yīng)力系數(shù)值都保持不變。依此，本文所有的網(wǎng)格均以0.09 mm為最小單元來進(jìn)行劃分，網(wǎng)格劃分是合理的。

[1] 張 毅，黃小平，崔為成，等.對接接頭焊趾應(yīng)力集中有限元分析[J].船舶力學(xué):2004,8(5)12-15.

[2] 齊 輝.電測法測定壓力容器應(yīng)力集中系數(shù)[J].遼寧化工.2003,32(12):9-11.

[3] 于有生，盧 偉.對接接頭工作應(yīng)力分布及其應(yīng)力集中系數(shù)的研究[J].武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2005,29(1):25-28.

[4] 佐藤邦言.坡口形狀、板厚、焊縫厚度、焊根角度對焊縫根部應(yīng)力集中系數(shù)的影響[J].國外焊接技術(shù)，1980(3):12-17.