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    基于焊接式結(jié)構(gòu)吊環(huán)有限元處理方法研究?

    2018-03-21 09:15:27廖建敏馮燦波
    風(fēng)機(jī)技術(shù) 2018年1期
    關(guān)鍵詞:焊趾吊環(huán)圓環(huán)

    廖建敏 周 舟,3 朱 暢 馮燦波

    (1.湘電風(fēng)能有限公司;2.海上風(fēng)力發(fā)電技術(shù)及檢測(cè)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室;3.湖南省風(fēng)電裝備與電能變換協(xié)同創(chuàng)新中心)

    0 引言

    大型機(jī)械化裝備作業(yè)在能源、化工、電力等行業(yè)使用較為普及,受大型裝備的裝配、運(yùn)輸以及安裝不易等限制,通常需要在相應(yīng)設(shè)備上加工有便于吊裝的吊環(huán)[1-3],吊環(huán)的承載主要為吊運(yùn)構(gòu)件的自重。對(duì)結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜的大型鑄件其吊環(huán)結(jié)構(gòu)一般與鑄件連成一體通過(guò)鑄造而成,例如風(fēng)力機(jī)組中輪轂、機(jī)艙等,而常規(guī)吊環(huán)加工處理方法主要還是通過(guò)后期的焊接板形式來(lái)獲得,板材的結(jié)構(gòu)尺寸在滿足承載能力的前提下,要確保所需的焊縫焊趾高度不能過(guò)大,以免使焊接熱應(yīng)力影響原有構(gòu)件的初始應(yīng)力狀態(tài)。傳統(tǒng)的設(shè)計(jì)方法中,吊環(huán)設(shè)計(jì)主要基于理論公式以及相關(guān)設(shè)計(jì)手冊(cè)來(lái)完成,通過(guò)對(duì)某一危險(xiǎn)工況下的載荷計(jì)算,獲得滿足強(qiáng)度及剛度要求的結(jié)構(gòu)尺寸。當(dāng)然為了較為直觀地顯示整體應(yīng)力情況,目前更多學(xué)者采用了有限元計(jì)算方法,文獻(xiàn)[4-6]就分別對(duì)兩種新設(shè)計(jì)的專用吊環(huán)進(jìn)行了有限元分析。

    整個(gè)吊環(huán)承載關(guān)鍵在于吊環(huán)的圓形孔處以及焊接位置處,上述文獻(xiàn)中對(duì)于吊環(huán)力的加載方式主要是通過(guò)半圓環(huán)面施加壓力或集中力,然而在實(shí)際工程中聯(lián)接于吊環(huán)的支撐件圓形截面不可能與吊環(huán)圓環(huán)是全等的,存在一定的偏心,所以實(shí)際兩者的接觸關(guān)系在初始位置屬于線接觸,在受力作用下才會(huì)發(fā)生變形,由線接觸變成面接觸。因此直接采用半圓環(huán)面加載方式與實(shí)際受載情況明顯不符合,同時(shí)在對(duì)焊接板吊環(huán)結(jié)果處理時(shí),焊縫位置處的應(yīng)力狀態(tài),對(duì)工程應(yīng)用有著較為重要的依據(jù)。本文基于焊接板形式吊環(huán),建立了一套較為完善的有限元分析方法,對(duì)吊環(huán)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有一定的理論指導(dǎo)意義。

    1 分析要求

    以某海上風(fēng)機(jī)140-4MW機(jī)型中二段塔筒平臺(tái)吊裝所用的支腿吊環(huán)為研究對(duì)象,如下圖1所示,該吊環(huán)由兩塊板焊接而成,分別為底部固定板及支撐板,支撐板上吊環(huán)孔在承載過(guò)程中實(shí)際上是由支撐構(gòu)件的圓柱體來(lái)傳遞,所以構(gòu)件在力的加載過(guò)程中,吊環(huán)圓環(huán)面受力會(huì)由線接觸向面接觸過(guò)渡。

    圖1 海上風(fēng)機(jī)支腿吊環(huán)Fig.1 Offshore wind turbine leg

    在實(shí)際應(yīng)用中,吊環(huán)常見的破壞形式主要有三種:吊環(huán)面發(fā)生磨損、支撐板被拉斷、焊接位置發(fā)生斷裂[6],要確定吊環(huán)能否發(fā)生上述三種破壞情況,只進(jìn)行單一載荷作用下的靜力學(xué)分析,很難保證結(jié)果的可靠性?;谏鲜鋈c(diǎn)考慮,結(jié)合有限元分析要求,為有效判斷吊環(huán)面是否發(fā)生磨損以及支撐板是否被拉斷,通過(guò)建立接觸對(duì)的方式進(jìn)行分析,忽略板件之間的焊接,將其簡(jiǎn)化成剛性連接;為判斷焊接位置是否會(huì)發(fā)生斷裂,則簡(jiǎn)化吊環(huán)處的加載方式,建立焊接模型進(jìn)行分析。

    2 吊環(huán)接觸分析

    2.1 接觸分析方法

    吊環(huán)所承受力的作用實(shí)際是通過(guò)吊鉤來(lái)傳遞,根據(jù)Hertz理論吊鉤與吊環(huán)的截面半徑對(duì)變形接觸面積以及接觸壓力有較大影響,Hertz理論采用的是理想彈性體的無(wú)摩擦接觸,在分析材料的線彈性階段有較大優(yōu)勢(shì),因此本文首先經(jīng)Hertz經(jīng)典理論進(jìn)行吊環(huán)接觸分析。在Hertz理論關(guān)鍵因素是提出的假定接觸變形體的產(chǎn)生接觸壓力與變形接觸面所形成的半球面縱坐標(biāo)成正比[7],在本文分析模型中可看成柱面接觸,其受力如下圖2所示。

    圖2 球體與球座接觸模型Fig.2 Contact model between sphere and base

    受載荷p的作用,柱面會(huì)產(chǎn)生變形,接觸類型將由線接觸轉(zhuǎn)化成面接觸,面接觸的接觸寬度為2b,由變形導(dǎo)致軸線距離發(fā)生δ大小的變形量。利用彈塑性力學(xué)可將該問題簡(jiǎn)化成是半無(wú)限平面受分布載荷的作用[9],通過(guò)半無(wú)限平面受集中載荷的計(jì)算方法進(jìn)行分布載荷積分計(jì)算。

    結(jié)合Hertz理論假設(shè)方法,通過(guò)彈塑性力學(xué)平面集中載荷下應(yīng)力位移計(jì)算方法,獲得彈性圓柱體接觸問題計(jì)算公式:

    接觸面寬度:

    最大接觸壓力:

    軸線中心距壓縮量:

    根據(jù)上述公式可得出,保證吊環(huán)直徑不變情況,吊鉤的直徑越接近于吊環(huán)直徑,變形產(chǎn)生的接觸寬度越大,變形形成的接觸壓力就越小,所以在吊環(huán)設(shè)計(jì)過(guò)程中,吊鉤與吊環(huán)直徑大小理論尺寸基本相同,保持同心,但是考慮配合需要,還應(yīng)允許有一定的間隙量,本文經(jīng)有限元數(shù)值計(jì)算方法得出具體允許間隙量大小。

    有限元接觸算法主要有:直接迭代法、Lagrange乘子法、罰函數(shù)法以及變分不等式法,其中罰函數(shù)法對(duì)目標(biāo)尋優(yōu)以及非線性問題有較為突出的優(yōu)勢(shì)[8],被廣泛應(yīng)用于有限元分析計(jì)算,本文所采用的分析軟件再接觸計(jì)算方面采用的是上述方法。罰函數(shù)法主要是在原有的Lagrange乘子法基礎(chǔ)上添加了懲罰因子,得到的力與形變位移關(guān)系如下:

    式中,pn為法向力;ps為切向力;ΔUn為法向位移增量;ΔUs為切向位移增量;En,Es為懲罰因子。

    該式中代表的是接觸邊界單元?jiǎng)偠染仃?,根?jù)有限元方程[K]{U}={F} ,通過(guò)位移邊界條件,可得出接觸單元節(jié)點(diǎn)應(yīng)力值,所以以罰函數(shù)進(jìn)行的接觸計(jì)算,懲罰因子的選取較為關(guān)鍵[9],過(guò)小不容易收斂,過(guò)大會(huì)造成病態(tài)剛度矩陣,文中綜合考慮接觸穿透量及結(jié)果計(jì)算收斂性選擇懲罰因子為3。

    有限元對(duì)接觸分析屬于非線性問題,在進(jìn)行計(jì)算時(shí)需要確定接觸的兩個(gè)關(guān)鍵因素才可確保接觸分析結(jié)果準(zhǔn)確性[10],分別為:接觸類型和接觸方式,接觸的類型有剛體-柔體接觸和柔體-柔體接觸兩種,吊環(huán)與吊鉤兩者都屬于變形體,所以需要作柔體-柔體接觸處理;接觸方式有點(diǎn)-點(diǎn)接觸、點(diǎn)-面接觸或者面-面接觸等,對(duì)于兩者都為圓柱體的接觸,在加載之前屬于線接觸,受載荷作用產(chǎn)生的變形使得接觸由線接觸向面接觸過(guò)渡,因此在選擇接觸單元應(yīng)為面接觸單元[11]。由于接觸面為圓弧邊線,在有限元網(wǎng)格單元的離散化,圓弧邊線轉(zhuǎn)化成多邊形邊線使得在劃分網(wǎng)格單元后,原先接觸邊界發(fā)生分離,因此在劃分網(wǎng)格后需放大接觸邊界搜索值即設(shè)置Tolerance value大于5mm。

    2.1 網(wǎng)格劃分及邊界加載

    采用Solid Works軟件分別建立吊環(huán)以及支撐件承壓截面模型,導(dǎo)入到workbench軟件中進(jìn)行靜力學(xué)分析。根據(jù)風(fēng)機(jī)塔筒平臺(tái)的安裝要求,吊環(huán)的固定板通過(guò)螺栓連接固定于平臺(tái)面上,因此對(duì)四個(gè)螺栓孔處施加fixed support固定約束。支撐件(如圖1所示)柱面在承載過(guò)程中只發(fā)生微動(dòng),對(duì)圓柱接觸面施加displacement切向轉(zhuǎn)動(dòng)約束。在焊接接觸面設(shè)置bond綁定接觸,而在受力接觸面考慮允許法向可分離,切向允許有微小滑移,設(shè)置為frictionless無(wú)摩擦約束。該吊環(huán)設(shè)計(jì)要求最大滿足5t的承載力,對(duì)吊環(huán)連接件圓環(huán)截面施加50kN的集中力。

    2.2 支腿吊環(huán)結(jié)果分析

    根據(jù)應(yīng)力云圖可看出,若支撐件截面圓環(huán)與吊環(huán)面有偏心,吊環(huán)在吊裝過(guò)程中最大應(yīng)力主要集中于兩者接觸面端面附近如圖3(a)所示,最大應(yīng)力為50.453MPa,滿足屈服強(qiáng)度要求,該位置可說(shuō)明吊環(huán)在長(zhǎng)期使用過(guò)程吊環(huán)兩側(cè)圓環(huán)面可能會(huì)發(fā)生較為嚴(yán)重磨損,與實(shí)際應(yīng)用中吊環(huán)表層易發(fā)生金屬脫落現(xiàn)象類似,驗(yàn)證了該分析的可行性。

    圖3 吊環(huán)有限元分析結(jié)果Fig.3 Lifting sling FEA result

    根據(jù)接觸面的接觸壓力云圖(如圖3(b)所示)可發(fā)現(xiàn),最大接觸壓力位置主要發(fā)生在構(gòu)件的邊緣處,所以若吊環(huán)在長(zhǎng)時(shí)間的運(yùn)行狀態(tài)下,相互接觸表面容易發(fā)生接觸疲勞破壞,在吊環(huán)邊緣形成表面裂紋,與實(shí)際使用情況較為貼合。接觸壓力大于0表示支撐件與吊環(huán)發(fā)生實(shí)體接觸,說(shuō)明支撐件發(fā)生變形,則力傳遞由線接觸轉(zhuǎn)換為面接觸,通過(guò)提出圓環(huán)面接觸壓力坐標(biāo)值,得出發(fā)生變形的圓弧面弦長(zhǎng)度為2.354mm,而根據(jù)Hetrz經(jīng)典接觸理論公式(1)所得出的接觸變形寬度為3.2mm,與有限元數(shù)值計(jì)算結(jié)果明顯偏大,這是由于理論計(jì)算基于簡(jiǎn)化二維模型,而有限元建立的為三維模型,沿軸向厚度方向形成的平面應(yīng)變狀態(tài)影響接觸變形量。同時(shí)受軸向平面應(yīng)變的影響,使得沿厚度方向上接觸變形量并不保持一致,改變軸向接觸應(yīng)力分布。根據(jù)接觸分析的結(jié)果,該結(jié)構(gòu)不會(huì)出現(xiàn)接觸強(qiáng)度破壞以及磨損破壞。

    2.3 接觸分析

    根據(jù)上述可得出,接觸面積的變化影響吊環(huán)面應(yīng)力分布,而影響接觸面積變化除加載力數(shù)值變化最主要的還是支撐構(gòu)件圓環(huán)截面直徑,因此為獲得支撐端面半徑對(duì)接觸長(zhǎng)度影響,保持加載力的大小不變,對(duì)半徑分別為16mm、17mm、18mm、19mm這四種情況下接觸面積進(jìn)行分析計(jì)算,獲得如下半徑與接觸面積變化曲線。

    圖4 接觸長(zhǎng)度曲線Fig.4 The curve of contact length

    從上圖4可得出,隨著圓環(huán)直徑的增大,圓弧接觸長(zhǎng)度也逐漸增大,但在半徑小于17mm時(shí)增大幅度較小,從17mm后接觸長(zhǎng)度出現(xiàn)陡增,然后增大幅度又趨于平緩,說(shuō)明當(dāng)半徑趨近于吊環(huán)半徑值,半徑對(duì)接觸變形影響較小。由于接觸長(zhǎng)度的增大可以有效減少最大應(yīng)力位置處的壓力承載,對(duì)減緩該處的應(yīng)力值有較大改善作用,因此對(duì)于該支腿吊耳支撐件圓環(huán)面與吊環(huán)配合可允許有2mm偏心。

    3 焊接處理方法

    通過(guò)獲取焊縫位置拐角處的應(yīng)力值,發(fā)現(xiàn)此時(shí)的應(yīng)力值明顯偏小,最大值僅為7.18MPa,提取固定板處沿加載力方向的支座約束反力為2 167N,根據(jù)力系平衡原理,這是由于在考慮接觸情況下對(duì)支撐件圓環(huán)面施加了徑向約束,而抵消固定板處部分應(yīng)力,說(shuō)明此時(shí)在焊接位置處所傳遞的力系大概也處于上述值的附近,由此可以解釋在焊接位置處應(yīng)力偏小的緣故,而實(shí)際對(duì)于焊接部位所能承受的力基本是與加載力大小相同。因此,要想準(zhǔn)確分析焊接位置處應(yīng)力,則需單獨(dú)對(duì)吊環(huán)面施加載荷,加載面的大小由接觸分析所獲得接觸長(zhǎng)度來(lái)確定,加載面通過(guò)Solid Works分割的方法獲得。

    3.1 焊縫分析

    由于焊接位置處熱影響區(qū)以及熔化區(qū)存在,使得在焊縫部位處于較為復(fù)雜的應(yīng)力狀態(tài),因此采用何種應(yīng)力評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)來(lái)準(zhǔn)確描述焊縫應(yīng)力大小和位置是研究的熱點(diǎn),目前主要有名義應(yīng)力法、熱點(diǎn)應(yīng)力法和切口應(yīng)力法,其中熱點(diǎn)應(yīng)力法是與有限元法結(jié)合較為緊密的一類,分析不考慮構(gòu)件宏觀裂紋的存在,因其處理方法簡(jiǎn)單,參數(shù)控制容易在數(shù)值分析計(jì)算廣泛采用。熱點(diǎn)應(yīng)力即為結(jié)構(gòu)中危險(xiǎn)截面上的最大應(yīng)力,對(duì)于焊縫點(diǎn)其熱點(diǎn)應(yīng)力為焊趾部分應(yīng)力,在有限元中對(duì)熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算采用外推法[12],其目的是避免焊趾尖端的非線性應(yīng)力峰值,對(duì)焊縫處熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算主要?dú)w結(jié)為兩大類“a型:焊趾位于板的表面”和“b型:焊趾位于板的邊緣”,其中a型熱點(diǎn)外推計(jì)算方法:

    1)設(shè)置焊縫位置處網(wǎng)格尺寸小于0.4t(t為焊縫厚度),選取離焊趾邊緣0.4t和1t處的應(yīng)力值,采用兩點(diǎn)線性外推:σeq=1.67σ0.4t-0.67σ1.0t;

    2)采用1)中所述網(wǎng)格尺寸,進(jìn)行三點(diǎn)線性外推:

    3)對(duì)于需要進(jìn)行劃分粗糙網(wǎng)格,其網(wǎng)格單元尺寸必須為板厚值,選取的焊趾參考計(jì)算應(yīng)力值位置為0.5t和1.5t,進(jìn)行兩點(diǎn)外推:σeq=1.50σ0.5t-0.5σ1.5t;

    b型熱點(diǎn)其焊縫位于邊緣處,實(shí)際焊縫產(chǎn)生的裂紋并不會(huì)形成穿透擴(kuò)展,因此對(duì)于該類型應(yīng)力分布不取決于板厚的多少,在進(jìn)行線性外推時(shí)的參考點(diǎn)選擇不需要結(jié)合板厚進(jìn)行分析:

    1)對(duì)于較高精度網(wǎng)格,選擇的參考點(diǎn)位置為距離焊趾處4mm,8mm和12mm,進(jìn)行三點(diǎn)外推:

    2)對(duì)于粗糙精度網(wǎng)格,其統(tǒng)一為10mm網(wǎng)格單元的熱點(diǎn)應(yīng)力進(jìn)行外推,具體選擇參考點(diǎn)位置依據(jù)焊趾前兩個(gè)單元的中間節(jié)點(diǎn):σeq=1.50σ0.5mm-0.5σ15mm

    3.2 焊縫處理結(jié)果

    鋼板焊接方式采用是填充式,其填充金屬對(duì)于焊縫連接部分剛度有一定促進(jìn)作用,因此為了分析的準(zhǔn)確性,對(duì)焊縫模型進(jìn)行建模,根據(jù)上述分析該焊縫類型為a型焊縫,因此本文采用網(wǎng)格尺寸較高的兩點(diǎn)線性外推法進(jìn)行焊縫熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算,建立的焊縫網(wǎng)格模型如下圖6所述,焊趾高度為5mm。有限元模型網(wǎng)格設(shè)置方法以及加載與接觸模型相同。

    分析結(jié)果如圖5所示,從圖中可發(fā)現(xiàn),受吊環(huán)載荷作用支撐板底部以及固定板在焊縫端部位置出現(xiàn)受拉趨勢(shì),導(dǎo)致在支撐板焊縫位置處產(chǎn)生最大應(yīng)力192.17MPa,安全系數(shù)為1.22。提取離焊趾水平兩側(cè)及上側(cè)方向上的邊緣0.4t和1t處的應(yīng)力值,提取位置如下圖6所示,提取后的應(yīng)力值見表1,對(duì)3個(gè)方向的熱點(diǎn)應(yīng)力進(jìn)行取平均值為193.874MPa。

    圖5 焊縫位置處應(yīng)力Fig.5 The stress in weld position

    圖6 熱點(diǎn)應(yīng)力位置Fig.6 Hot spot stress position

    表1 疲勞安全系數(shù)表Tab.1 Fatigue safety coefficient MPa

    GL[13]規(guī)范中對(duì)風(fēng)力機(jī)組零部件結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度安全系數(shù)要求如下表2所示。

    表2 熱點(diǎn)應(yīng)力表Tab.2 The value of Hot spot stress

    根據(jù)上述分析結(jié)構(gòu)表明,為了保證結(jié)構(gòu)安全性,還需要對(duì)固定板進(jìn)行加厚處理,保證焊接位置牢固可靠,不易形成初始裂紋。因此對(duì)于焊接吊環(huán)的結(jié)構(gòu)分析,必須建立接觸模型和焊縫全模型才能較為全面準(zhǔn)確預(yù)判結(jié)構(gòu)是否安全可靠設(shè)計(jì)是否合理。

    4 結(jié)論

    本文首先闡述了目前對(duì)于焊接式吊環(huán)常規(guī)有限元處理方法,通過(guò)分析實(shí)際工程應(yīng)用焊接式吊環(huán)的常見破壞形式,說(shuō)明了常規(guī)有限元處理方法的局限性,采用接觸模型和焊縫全模型進(jìn)行焊接構(gòu)件的有限元分析,對(duì)預(yù)判結(jié)構(gòu)的可行性及安全性有更為清晰的認(rèn)識(shí),并以海上風(fēng)機(jī)塔筒平臺(tái)某支腿吊環(huán)為對(duì)象,驗(yàn)證該方法的準(zhǔn)確性,獲得如下結(jié)論:

    1)采用接觸分析,得出吊環(huán)在吊裝過(guò)程中最大應(yīng)力主要集中于兩者接觸面端面附近,驗(yàn)證實(shí)際吊環(huán)在長(zhǎng)期使用過(guò)程這吊環(huán)兩側(cè)圓環(huán)面發(fā)生磨損較為嚴(yán)重;

    2)接觸長(zhǎng)度的增大可以有效減少最大應(yīng)力位置處的壓力承載,對(duì)減緩吊環(huán)的應(yīng)力值有較大改善,通過(guò)分析對(duì)于該支腿吊耳支撐件圓環(huán)面與吊環(huán)配合可有允許有2mm偏心;

    3)通過(guò)建立吊環(huán)焊接模型進(jìn)行分析,發(fā)現(xiàn)了支撐板在接近焊縫位置出現(xiàn)最大應(yīng)力,值為186.04MPa,為了保證結(jié)構(gòu)安全性,建議需要對(duì)支撐板進(jìn)行加厚處理。

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