球管焊接節點焊接殘余應力影響因素研究

袁志軍 扶名福，2

1．南昌大學，南昌，330031 2．南昌工程學院，南昌，330099

0 引言

球管焊接節點作為多桿件連接節點，目前已廣泛應用于大跨度結構拼接（過渡）節點或交匯節點之中，如網架（殼）結構、空間管桁架等大跨度結構的拼接（交匯）節點，但由于該類節點焊接應力的復雜性及工程本身的特點，傳統的研究方法是對該類節點進行大量的承載能力試驗，或采用測量法對其性能進行分析［1］。承載能力試驗能得到這類節點的極限承載能力，在某一特定的工程應用中非常有效，但成本較高；采用測量法時也受到節點本身的幾何尺寸以及焊縫表面等組合因素的影響。

空心球與圓形鋼管焊接體間的各點在空間上用數學函數予以簡單表述比較困難，同時考慮到空心球與鋼管本身的幾何特征（兩者均為殼體），其空間拓撲關系較復雜，特別是在管與球焊接區域，無法用解析法精確求解。由于管與球均為閉合截面，其直徑、球壁厚度等幾何尺寸將影響焊接溫度分布及熱塑性變形，從而影響球和鋼管焊接應力與應變場的分布，另外焊接速度與焊接順序也影響著球和鋼管焊接應力與應變場的分布。為彌補傳統方法的不足，本文采用數值分析方法對不同管（球）徑、球壁厚度、焊接速度、焊接順序等因素進行了分析對比研究。

1 焊接過程有限元方法［2－3］

焊接是一個局部快速加熱到高溫，并隨后快速冷卻的過程。隨著熱源的移動，整個焊件的溫度隨時間和空間急劇變化，材料的熱物理性能也隨溫度劇烈變化，同時焊接過程中還存在熔化和相變時的潛熱現象，其溫度場極不均勻、不穩定。因此，焊接溫度場的分析屬于典型的非線性瞬態熱傳導問題。對于三維熱傳導問題，其溫度場控制方程為

式中，ρ為材料密度；c為材料的質量熱容；T為焊接溫度場的分布函數；t為傳熱時間；Q為求解域中的內熱源；λ為材料的熱導率。

式（1）中，參數ρ、c、λ均隨溫度變化。

由于焊件各區域溫度不同，在其焊接加熱與冷卻過程中焊件勢必產生內應力。由溫度不均勻變化所產生的應力平衡方程為

式中，K為總剛度矩陣；Ke為單元剛度矩陣；u為節點位移；Fth為熱載荷矢量；Fthe為單元熱載荷矢量。

2 分析計算模型參數

2.1 幾何模型參數

本文按JGJ 7－91及JG12－1999規程選擇球與桿件進行分析，圖1為空心球與鋼管焊接示意圖，其中α為鋼管坡口邊與水平方向的夾角，β為焊縫外邊與鋼管外壁的夾角，本文中α、β均取30°?？紤]到工程應用的實際情況，本文共選擇了3類空心球（球徑為2Rb）、4種桿件（直徑為2Rp，長度為tp）及5種球壁厚度tb進行焊接殘余應力分析對比（表1），桿件長度為管徑長度的3倍。本文為了獲得球管焊接殘余應力的影響因素，只采用了單鋼管與空心球焊接，未列出多鋼管相互影響的情況。

圖1 空心球與鋼管焊接示意圖

表1 焊接分析幾何與工藝參數表 mm

2.2 材料的熱物理性能［4-6］

在數值模擬分析時需給定所分析材料的屬性參數，所分析問題的物理環境不同，所需設定的參數也有所區別。本文采用ANSYS軟件進行焊條電弧焊接模擬分析，分析時所用材料的熱物理性質的特征值以及材料的力學性能參數詳見表2。焊接相關參數如下：焊接電壓U＝25V；焊接電流I＝180A；焊接速度v＝4mm／s；焊接有效系數η＝0．75；電弧有效加熱半徑R＝6mm，熱源模型為集中熱源模型。焊接母材為低碳鋼，相當于Q225鋼材。

表2 材料物理性能參數［7-8］

3 焊接殘余應力場計算與結果分析

3.1 焊接殘余應力計算

本文在ANSYS軟件基礎上，利用軟件所提供的內核，編制了溫度場與應力場的分析控制計算程序。首先進行焊接溫度場模擬計算分析，焊接模擬時采用分段跳焊的方法進行分析，分段數為3大段，焊接間隔長度為1／3弧長，施焊方向為繞鋼管軸作順時針旋轉的方向。在獲得溫度場分布的情況下，將溫度作為載荷作用施加于結構件模型中，并施加位移約束，具體實施步驟如單元類型選擇、單元劃分、溫度控制、溫度荷載的施加、迭代算法收斂控制等詳見文獻［1］。通過對上述模型的電算分析得到了在不同參數條件下殘余應力的大小與分布情況。

3.2 結果分析

由于焊件本身的特點，需要考慮焊件厚度對焊接應力的影響，模擬時采用三維塊體單元，而該類單元的內力（或應力）不像桿單元或梁單元那樣能直接地輸出，所以在后處理時采用了路徑映射的辦法來分析研究焊縫內部的應力大小與分布。分析時共選取5條路徑，分別定義為HF1、HF2、HF3、HF4、HF5，路徑在焊縫斷面上的相對位置詳見圖2。圖3～圖8所示的結果均為分段跳焊結果，圖中橫坐標為沿焊縫圓周弧線的展開長度l。

3．2．1 球徑對焊接應力的影響

本文將空心球φ200mm×8mm及φ200mm×10mm，φ250mm×8mm 及 φ250mm×10mm，φ300mm×8mm及φ300mm×10mm均與單鋼管φ89mm×4mm相匹配并按球徑的不同分成三組進行對比分析。圖3與圖4分別給出了空心球φ200mm×8mm與單鋼管φ89mm×4mm在最后一次完成熱源輸入時刻（簡稱剛焊接完成時刻）且在路徑HF1上的von－Mises等效應力及全局坐標系下X、Y、Z三個方向的應力分量圖。

圖2 部分焊縫路徑示意圖

圖3 路徑HF1上的von－Mises等效應力（空心球φ200mm×8mm，鋼管φ89mm×4mm）

圖4 路徑HF1上X、Y、Z三個方向的應力分量（空心球φ200mm×8mm，鋼管φ89mm×4mm）

計算結果表明，在剛焊接完成時刻且在路徑HF1上，不管是等效應力還是X、Y、Z三個方向的應力分量，其分布規律基本是一樣的，但其等效應力有所不同，三組焊件在路徑HF1上的最大等效應力均達到了200MPa，呈現球徑越大等效應力越高的趨勢。隨著時間的推移，焊縫與球、管逐漸冷卻，焊縫的等效應力逐步增大。在剛焊接完成時刻，路徑HF1處的等效應力分布區間約為140～204MPa，應力分布區間較寬；而到了常溫狀態，相應的應力分布區間為205～215MPa，區間較窄，說明相應時刻的應力較剛焊接完成時刻之應力有很大的增幅。在路徑HF2上，最大應力隨球徑增大而逐漸減小，其最大值與最小值之間相差約30%，應力水平大約為100MPa。在焊縫中部的路徑HF3上，其最大等效應力均在214MPa左右，相差甚小，且平均應力大約為200～210MPa。路徑HF4在焊縫外側與球連接處，由于焊縫直接與空氣接觸，對流與輻射均較大，溫度降低速度較快，出現比較明顯的高峰應力狀態。路徑HF5與HF1一樣，都在焊縫與管連接處，其應力水平均較高，其平均值均約為180MPa，且最高應力隨球徑的增大而減小。X、Y、Z三個方向的應力分量中，路徑HF4上三個方向應力中有70%左右的區域處于三向拉應力狀態。

從上述分析可知：在一定的焊接速度下，球徑的不同對焊縫殘余應力大小的影響程度主要反映在焊縫厚度方向，焊縫內側靠近管端處的等效應力隨球徑的增大而增大，但其應力變化不明顯，與球相接處的等效應力表現為隨球徑增大而減小，其余部位的影響不明顯。同時鋼管與焊接相交處外側存在明顯的三向拉應力狀態，不易變形。

3．2．2 球壁厚度對焊接應力的影響

本文以球壁厚度為研究對象，球徑不變，按以下三種類型的球壁厚度焊接件進行對比分析：①空心球φ250mm×8mm；②空心球φ250mm×10mm；③空心球φ250mm×12mm。它們均與鋼管φ89mm×4mm匹配焊接。圖5與圖6分別給出了空心球φ250mm×8mm與鋼管φ89mm×4mm在焊接完后冷卻到常溫時刻且在路徑HF1上的von－Mises等效應力及X、Y、Z三個方向的應力分量圖。

圖5 路徑HF1上的von－Mises等效應力（空心球φ250mm×8mm，鋼管φ89mm×4mm）

圖6 路徑HF1上X、Y、Z三個方向的應力分量（空心球φ250mm×8mm，鋼管φ89mm×4mm）

計算結果表明，在剛焊接完成時刻，內側路徑HF1上的等效應力及X、Y、Z三個方向的應力分量分布規律基本上是一樣的，在剛焊接完成時刻均達到了比較高的應力水平，約為207MPa，所呈現出的趨勢是球壁越厚等效應力越高。三個方向的應力分量的最大值也有相同的變化趨勢，三組焊件依球壁厚度增大有2%以上的應力增幅。隨著焊件逐漸冷卻到常溫后，焊縫等效應力逐步增大。在剛焊接完成時刻，內側路徑HF1處的等效應力分布區間約為160～208MPa，應力分布區間較寬，而到了常溫狀態，相應的應力分布區間為203～219MPa，區間較窄，說明不管球壁厚度為多少，相應時刻的應力較剛焊接完成時刻之應力有很大的增幅。在路徑HF2上最大應力隨球壁厚度的關系不明顯，但其平均應力水平與球壁厚度成反比關系，三組件焊X向的應力水平約分別為100MPa、90MPa、80MPa；Y 方向受壓應力水平隨球壁厚度增大而增大，增大幅度約為10MPa。在焊縫中部的路徑HF3上，最大等效應力均在214MPa左右，相差甚小，且平均應力大約為205MPa；同樣，其在三個方向的應力水平也相差較小。在路徑HF4上，由于焊縫直接與空氣接觸，對流與輻射均較大，溫度降低速度較快，出現比較明顯的高峰應力狀態，等效應力水平隨球壁厚度增大而下降，且大部分的應力水平較低，約為60MPa，其X、Y、Z三個方向的應力分布走勢相當接近。路徑HF5和HF1一樣，其上的應力水平均較高，其平均值約為185MPa，且最高應力隨球徑增大而增大。

在確定的焊接速度下，球壁厚度對焊縫殘余應力大小的影響程度也主要反映在焊縫厚度方向，焊縫內側的等效應力隨球壁厚度增大而增大，但變化不明顯，與球相接處的應力則隨球壁厚度增大而減小，其余部位的影響不明顯。

3．2．3 管徑對焊接應力的影響

本文以管徑為研究對象，球徑與球壁厚度不變，按以下三種類型的單鋼管管徑進行對比分析：①鋼管89mm×4mm；②鋼管φ114mm×4mm；③鋼管φ140mm×4mm。它 們 均 與 空 心 球φ300mm×10mm匹配焊接。圖7與圖8分別為空心球φ300mm×10mm與鋼管φ114mm×4mm在焊接完冷卻到常溫時刻且在路徑HF1上的von－Mises等效應力及X、Y、Z三個方向的應力分量圖。

圖7 路徑HF1上的von－Mises等效應力（空心球φ300mm×10mm，鋼管φ114mm×4mm）

圖8 路徑HF1上X、Y、Z三個方向的應力分量（空心球φ300mm×10mm，鋼管φ114mm×4mm）

計算結果表明，隨著管徑的增大，焊件的應力狀態表現為明顯的跳焊特征（應力分布有相對較長的水平段），三組焊接應力在相應路徑下的分布形態基本相同。三組焊件在焊縫內側路徑HF1上最大的焊接應力均接近屈服點，分別為217．0MPa、217．5MPa、219．2MPa。所不同的是，隨著管徑的增大，起落弧處的應力水平有較大的不同，管徑越大在焊縫長度方向的應力水平均較小者高。Z軸應力分量隨管徑增大而增大，三組焊件中大管徑Z軸應力峰值為235．5MPa，相當于1．07倍的屈服點應力，而最小管徑Z軸應力分量為206．1MPa。在路徑HF2、HF3上最大應力隨球管徑的增大而增大，且其平均應力水平也增大；同樣，其在三個方向的應力水平也相差較小，但總的趨勢成遞增關系。路徑HF4上的應力出現比較明顯的高峰應力狀態，等效應力水平隨管徑增大而下降；路徑HF5與HF1上的應力水平均較高，其平均值均約為165MPa，且最高應力隨管徑增大而增大。

總之，在確定的焊接速度下，管徑對焊縫殘余應力的大小影響程度也主要反映在焊縫厚度方向，焊縫內側等效應力隨管徑增大而增大，與球相接處應力則隨管徑增大而減小，其余部位影響不明顯。但從整個焊件的等效應力云圖看，管徑越大，截面進入屈服的部分越大。

4 結論

（1）在其他參數相同條件下，球徑的不同對其焊接殘余應力的大小與分布均有一定的影響，其影響程度主要反映在焊縫厚度方向，焊縫內側靠近管端處的等效應力隨球徑增大而增大，但變化不是很明顯，與球相接處的應力則隨球徑增大而減小。

（2）在其他焊接參數相同情況下，球壁厚度對焊縫殘余應力大小的影響程度也主要反映在焊縫厚度方向，焊縫內側的等效應力隨球壁厚度增大而增大，但變化不明顯，與球相接處的應力則隨球徑增大而減小。焊接殘余應力的總特征表現為：管軸線方向的應力隨球壁厚度增大而增大。

（3）在確定的焊接速度下，管徑對焊縫殘余應力大小的影響程度也主要反映在焊縫厚度方向，管軸線方向的應力隨管徑增大而增大。

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