典型船舶焊接接頭應力集中系數有限元分析

(南通中遠川崎船舶工程有限公司,江蘇 南通 226005)

焊接部位是結構強度的薄弱環節，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構形狀的連續性受到破壞和材質不均勻性而引起的應力集中，是導致焊接結構斷裂和疲勞破壞的重要原因。因此，研究焊接接頭幾何參數對焊趾處的應力集中系數的影響，對于準確計算焊趾處的應力分布，分析疲勞強度，提高疲勞壽命預測精度有重要的意義。目前對焊接接頭應力集中系數的計算公式準確性不夠，實用范圍較小。本文利用MSC/PATRAN軟件建立有限元分析模型，并利用MSC/NASTRAN進行計算。通過對影響應力集中系數的幾個重要幾何參數的改變，計算出多組應力集中系數[1]；對計算結果數據進行系統分析，研究應力集中系數Kt隨幾何參數的變化趨勢，在此基礎上回歸出應力集中系數Kt的計算公式。

1 對接接頭的簡化處理

對接接頭是船舶與海洋工程結構中常見的焊接接頭形式。對接接頭由焊縫金屬、熔合區、熱影響區和鄰近的母材所組成；焊接接頭中的化學成分、金相組織和力學性能一般是不均勻的。對接接頭的疲勞強度在很大范圍內變化，這是因為有一系列因素影響對接接頭的疲勞性能[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)單側加強高對接接頭

b)雙側對稱加強高對接接頭

2 建立模型并進行分析計算

考察幾何參數對于應力集中系數Kt的影響，選取幾何參數取值范圍，只對單側加強高對接接頭進行研究。影響接頭應力集中系數的因素很多，如焊趾傾角、焊趾過渡圓弧半徑、板厚、焊縫加強高、焊縫寬度等[3]。假定不存在殘余應力和其它焊接缺陷，選取主要幾何參數(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，在平面應變條件下進行計算。因對稱性，模型以焊縫中心截面為對稱面，取一半進行計算。為能較全面地考察幾何參數θ、r、t對焊趾處應力集中系數Kt的影響，參數取值范圍見表1。

表1 幾何參數取值范圍

圖2 有限元計算模型

3 計算結果及分析

r=0,θ=15°,t=20 mm 時，先用MSC/Patran建立對接接頭焊趾處網格劃分圖(見圖3)；然后，利用MSC/Nastran進行分析計算，計算結果見圖4。

圖3 網格劃分(r=0，θ=15°)

圖4 計算結果(r=0，θ=15°)

網格的一側為剛性固定，另一側施加固定載荷100 N。

由圖4可知，最大應力σm=173 MPa，基準應力σ0=100 MPa。

由公式

(1)

得應力集中系數Kt=1.73。

在相同的網格單元及同樣的載荷情況下得到單側對稱加強高對接接頭模型有限元計算結果，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，所受應力值減小；在總外力不變的情況下，Kt相應下降。總體上，Kt隨r的增大而逐漸減小。但r較小時，Kt減小的幅度較大，作用較明顯；隨著r的增大，這種Kt的減小趨勢變弱，作用逐漸減弱。

在θ=30°時，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θ=60°時，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，所得結論也大體相同。

當r達到一定值時，Kt減小的幅度會很小，變化不太明顯。

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

θ=30°時，r從0～6 mm，Kt減少了29.5%；

θ=45°時，r從0～6 mm，Kt減少了34.0%；θ=60°時，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，應力集中系數Kt隨θ的增大，變化不明顯，趨向于穩定。這是因為，隨著θ的增大，引起接頭焊趾處的截面變化加劇，增加了應力集中，從而導致Kt增加。但是r大到一定程度時，則不再如此。

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

當r=4 mm時，Kt由1.39減小到1.37，變化了1.3%，幅度甚微。

3)在計算分析的基礎上回歸出計算公式。根據已有的數據和曲線形狀特性，用統計的方法對影響Kt的幾何因數進行回歸分析，得出回歸公式：

Kt=1+r-0.6sin0.2θ，0≤r≤6

(2)

因為假設厚度t為定值(20 mm)，所以公式中未考慮t的影響。

式(2)是在表2數據基礎上，通過公式擬合、回歸所得，在一定的范圍內具有較高的精度。

4 結論

1)焊接接頭幾何參數對于焊趾應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]。對其影響規律做比較系統的闡述，對提高接頭的設計工藝，改善焊趾應力集中有實際意義。

2)本文給出計算應力集中系數公式的參數，取值范圍是參考已有文獻而取的，基本上涵蓋了船舶與海洋工程結構物中焊接接頭的相應參數值，在該領域中有一定的實用意義。

3)應力集中區域單元網格的劃分，在整個計算過程中占據了重要的地位。焊趾處單元網格尺寸微小的變化都可能引起計算結果較大的差異。

本文在建模過程中，先進行模型試驗，不斷對網格細化，發現當網格最小單元達到0.09 mm時，不管網格再怎么細化應力系數值都保持不變。依此，本文所有的網格均以0.09 mm為最小單元來進行劃分，網格劃分是合理的。

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

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

[3] 于有生，盧 偉.對接接頭工作應力分布及其應力集中系數的研究[J].武漢理工大學學報，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力集中系數的影響[J].國外焊接技術，1980(3):12-17.