特高壓輸電鋼管塔插接法蘭節點焊接熱效應

金 李，劉漢生

(湖北省電力勘測設計院，武漢市430024)

0 引 言

對特高壓輸電工程而言，鋼管塔經濟優勢明顯，但其節點連接設計相對復雜。由于鋼管的法蘭連接具有外形簡潔美觀、制作與安裝方便的優點，在特高壓輸電線路工程中獲得大量應用，如1 000 kV“皖電東送”輸變電工程全線主要采用法蘭節點連接的鋼管塔［1］。因此，目前鋼管塔的法蘭節點連接問題已成為特高壓輸電行業一個十分活躍的研究領域。

國外在20世紀70年代已開始對法蘭連接進行研究，并建成了500 kV 三柱式全鋼管桿［2］。在計算理論、模型實驗和設計方法方面取得了一系列研究成果［3-5］。國內對法蘭連接的研究相對較晚，理論研究在化工行業和航空航天領域較多［6］，近年來由于特高壓工程建設的需要，許多學者進一步豐富了法蘭連接的計算理論和數值分析成果［7］。試驗方面，薛偉辰［8］、陳海波［9］和吳靜等［10］結合大跨越和特高壓輸電線路工程開展了無加勁柔性法蘭原型試驗研究。設計方法方面，DL/T 5154—2002《架空送電線路桿塔結構設計技術規定》，規定了圓管無加勁和有加勁法蘭連接的螺栓個數和法蘭板厚的計算公式。

可以看出，國內外關于法蘭節點的研究主要集中在理論分析、數值模擬和安全性驗證試驗方面。然而，對于焊接熱效應對法蘭節點的影響，較少有研究成果論及，GB 50017—2003《鋼結構設計規范》和DL/T 5154—2002《架空送電線路桿塔結構設計技術規定》關于焊接構件的計算都沒有考慮焊接熱影響區。而相關研究表明［11-13］，焊接熱效應對構件承載力的影響不容忽視，在一定條件下可能成為構件破壞的決定因素。值得注意的是，在鋼管塔(桿)的實際運用中已經發現有這種破壞現象，表現為法蘭盤連接節點或者法蘭盤焊縫附近的鋼管，發生“齊口斷裂”。如日本已建成的1 000 kV 特高壓輸電線路工程中出現了塔腿法蘭節點附近鋼管的脆性斷裂(見圖1)，極有可能由焊接熱效應誘發。因此開展鋼管塔法蘭節點的焊接熱效應研究具有重要的理論意義和工程實用價值。

圖1 鋼管塔塔腳法蘭節點齊口斷裂Fig.1 Circular fracture of frange joint in the foot of a steel tube tower

本文基于熱彈塑性力學耦合分析理論，采用有限元數值模擬方法，對鋼管塔法蘭節點焊接熱效應的影響區域進行研究，為電網建設的設計人員提供參考依據。

1 熱彈塑性耦合分析理論

1.1 非線性熱傳導分析

焊接是局部迅速加熱到高溫，隨后快速冷卻的過程。隨著熱源的移動，焊件的溫度隨時間和空間劇烈變化，材料的熱物理力學性能也隨溫度劇烈變化［12］，同時還存在熔化和相變時的潛熱現象。因此，焊接溫度場分析屬典型的非線性瞬態熱傳導問題，其控制方程為

式中:c 為材料比熱容;ρ 為材料密度;λ 為導熱系數;T 為溫度場分布函數;q·為內熱源;t 為傳熱時間。這些參數中λ、ρ、c 都隨溫度變化。

從式(1)可以看出理論的解析過程十分復雜，目前對非線性熱傳導問題多采用有限元數值分析的方法，根據能量守恒原理，將瞬態熱平衡以矩陣形式表示為

式中:C 為比熱矩陣;T·為溫度對時間的導數;K 為傳導矩陣，包含熱系數、對流系數及輻射和形狀系數;T為節點溫度向量;Q 為節點熱流率向量，包括熱生成。

1.2 熱彈塑性耦合分析

熱彈塑性問題是一個熱力學問題，它是通過在焊接熱循環過程中，一步步跟蹤熱應變行為來計算熱應力和應變的，采用有限元計算方法，可以詳細地掌握焊接變形和應力的產生及發展過程［11］。作為熱力學系統的焊接材料，其自由能密度不僅與應變有關，而且還與溫度有關。也就是說，力學平衡方程中有與溫度有關的項。從能量上看，輸入的熱能在使焊接材料溫度上升的同時，還由于結構的膨脹變形做功而消耗一部分。這時，在熱傳導平衡方程中，要增加與應力有關的項。嚴格地說，溫度場與應力場是相互耦合的，不過這種耦合效果一般都很小。針對焊接的熱彈塑性問題而言，應力場和溫度場不做直接耦合是可以接受的。

1.2.1 計算假定

本文在對鋼管法蘭焊接點做熱彈塑性分析時有如下幾點假定:1)材料的屈服服從米賽斯(Von Mises)屈服準則;2)塑性區內的行為服從塑性流動準則和強化準則;3)彈性應變、塑性應變與溫度應變是不可分的，采用順序法計算;4)與溫度有關的力學性能、應力應變在微小的時間增量內線性變化。

1.2.2 材料屈服準則

屈服準則可用一個能與單軸測試的屈服應力相比較的應力狀態的標量表示。因此知道了應力狀態和屈服準則，程序就能確定是否有塑性應變產生。在多軸應力狀態下，屈服準則可以用式(3)來表示，即

式中:σe為等效應力;fy為屈服強度。當等效應力大于材料的屈服強度時，將產生塑性變形。本文采用Von Mises 屈服準則，其等效應力為

式中σ1，σ2，σ3為3個主應力。

1.2.3 強化準則

本文計算為焊接問題，采用隨動強化準則［14］。隨動強化假定屈服面的大小保持不變而僅在屈服的方向上移動。

為了直觀描述焊接過程中法蘭節點的應力和變形，下面采用大型通用有限元軟件ANSYS 對焊接過程進行數值模擬。

2 算例分析

2.1 計算模型和材料參數

1 000 kV 淮南—上海(“皖電東送”)輸變電工程形成了鋼管塔標準化設計文件，計算模型參考其中平焊帶頸法蘭配置表提供的FP2121 型法蘭節點的參數，計算模型見圖2，力學模型見圖3，幾何尺寸見表1。材料均取Q345 鋼材，在法蘭頂部和底部形成環形焊縫，本文計算中僅考慮頂部焊接的影響。采用間接法計算法蘭焊接的熱效應，先使用solid70 單元進行熱傳導分析，考慮焊接時間為120 s，環形焊條瞬時升溫，冷卻時間為36 000 s(10.0 h)，考慮熱分析的瞬態效應;再使用solid45 單元進行應力計算，將溫度荷載考慮為體荷載施加到構件上，考慮結構分析的瞬態效應。

鋼管、法蘭和焊條選用相同的鋼材，采用直角角焊縫單面連接，采用E50 型焊條，將法蘭和鋼管焊接在一起，有限元計算模型見圖3。材料參數見表2，表2 中材料屈服強度基于屈立軍、李國強等的研究成果［15-16］，按0.5%殘余應變的屈服強度取值，同時考慮瞬態熱傳導參數與穩態試驗結果應有所區別，對屈服強度值進行了適當放大調整。

2.2 邊界條件和初始條件

首先模擬焊接溫度場，假設無對流和輻射，在模型的頂部和底部(法蘭盤底部)施加30 ℃常溫溫度邊界約束;僅考慮法蘭頂部的焊條熱效應，將焊條的初始溫度設置為1 500 ℃，參數選取參考了張君彩等［17］的研究成果。

完成焊接熱效應模擬后，進行焊接應力場計算，刪除所有的溫度邊界，取法蘭和鋼管的參考溫度均為30 ℃，在法蘭底部施加全位移約束，將溫度荷載考慮為體荷載施加到構件上，根據不同的加熱和降溫階段采用了多個荷載步。

圖2 計算模型Fig.2 Calculation model

圖3 有限元模型及材料分區Fig.3 Finite element model and materials division

表1 環焊法蘭模型幾何尺寸Tab.1 Geometric parameters of ring welding flange model

表2 材料物理力學參數Tab.2 Physical and mechanical parameters of materials

2.3 焊接溫度場計算結果

初始時刻采用0.001 s 建立焊縫快速升溫溫度場，焊接時間為120 s，冷卻時間取為36 000 s(10.0 h)，不同時刻構件的溫度場分布見圖4。

由圖4 可知，隨著時間的推移，焊接溫度逐步降低，至120 s 時刻，最高溫度降至388 ℃，溫度變化梯度變緩，至36 120 s 時刻，最高溫度降至30.7 ℃，基本達到溫度邊界水平。

2.4 焊接變形結果與分析

取出最后時刻(t=36 120 s)構件的徑向變形，見圖5。

從圖5 可以看出，由于焊接作用的局部加熱，鋼管出現頸縮變形(表現為負位移圈)，焊縫附近局部變形表現為徑向膨脹;焊接效應的影響主要集中在焊縫附近，因此焊縫附近的鋼材脆性增加。

圖4 焊接溫度場時程變化Fig.4 Welding temperature change with time

圖5 最后時刻徑向變形計算結果(t=36 120 s)Fig.5 Calculation results of radial displacement at last moment(t=36 120 s)

2.5 焊接殘余應力計算結果與分析

焊接殘余應力主要考慮Von Mises 等效應力和軸向殘余應力(Sz)，因為Von Mises 等效應力是三向應力狀態的等效應力指標;而鋼管塔為空間桁架結構，節點主要考慮軸向受力狀態。焊接最后時刻的Von Mises 等效應力見圖6。取鋼管外表面軸向為路徑，做出軸向殘余應力(Sz)沿路徑分布圖，見圖7。

圖6 最后時刻Von Mises 應力計算結果(t=36 120 s)Fig.6 Calculation results of Von Mises stress at last moment(t=36 120 s)

從圖6 可以看出，Von Mises 殘余應力在焊縫附近出現較大拉應力值，最大拉應力值高達434 MPa，與蒙占彬［14］的研究結果較為吻合，因此焊接熱效應影響不容忽視。

從圖7 可以看出，軸向殘余應力沿鋼管的不同路徑分布相似，都在焊縫附近出現較大的拉應力區，拉應力最大值相當，約為153 MPa。

以上的分析和計算結果表明，焊接過程是一個局部的不均勻加熱后再進行冷卻的過程，受焊縫及其近區溫度場的影響，在節點構件冷卻后，節點部位將出現大小不等、分布不均勻的殘余應力場。焊接的高溫融熔作用一方面使法蘭和鋼管牢固連接，另一方面也對材料造成損傷，導致材料不可逆的塑性變形，從而在焊條附近區域形成焊接殘余應力影響區。因此有必要對法蘭節點焊接作用的影響區域作進一步分析。

2.6 焊接熱影響區域分析

考慮到構件軸向受力的特性，下面以軸向殘余應力為指標，分析焊接熱影響區域。由于軸向殘余應力分布規律相似，因此僅取圖7(b)所示的528-229 號節點路徑的數據來分析本次計算的殘余應力影響區范圍，見圖8 和表3。

圖7 最后時刻軸向應力計算結果(t=36 120 s)Fig.7 Calculation results of axial stress atlast moment (t=36 120 s)

圖8 焊接殘余應力隨高度變化Fig.8 Welding residual stress change with height

表3 528 －229 路徑軸向殘余應力影響分區Tab.3 Axial residual stress influence zone with 528 －229 path

從圖8 和表3 可以看出，在焊縫附近(0.050 m附近)產生了較大的軸向殘余應力，其最大值為152.52 MPa，占屈服強度的44%;在0.12 m 位置下降至13.72 MPa，占屈服強度的4%。依據軸向應力與屈服強度比值將軸向殘余應力影響區劃分成3個區間:①Sz/fy＞15%，深度影響區;②5% ＜Sz/fy＜15%，中度影響區;③Sz/fy＜5%，輕度影響區。可以看出，本次計算的焊接殘余應力影響較大的位置在與焊縫相距約±0.03 m 的范圍之內，Sz/fy＞15%，屬于深度影響區;與焊縫相距約±0.03 m ～±0.05 m 的范圍內，Sz/fy＞5%，屬于中度影響區;其余部位屬輕度影響區。

由于計算模型中焊腳尺寸取為8 mm，因此焊接熱深度影響區約為4 倍焊腳尺寸的范圍(圖8 中0.05 ～0.085 m)，這一點值得工程設計人員注意，該區域極易成為節點破壞區，這與賈玉琢［11］、崔約賢［18］和吳興華［19］等的研究成果一致。

薛偉辰等［8］對500 kV 吳淞口大跨越塔柔性法蘭開展了原型試驗研究，結果表明:法蘭焊縫和筒體拉板焊縫2 處最容易破壞，焊縫應力對試件極限承載力影響較大，這與本文計算結果是完全吻合的。

3 結 論

(1)非線性熱傳導問題采用有限元數值分析方法是適宜的，該方法可以詳細地掌握焊接變形和應力的產生及發展過程。

(2)焊接的高溫融熔作用導致了材料不可逆的塑性變形，冷卻后在焊縫附近出現頸縮變形(表現為負位移圈)，焊縫附近的鋼材脆性增加。

(3)受焊縫及其附近區域溫度場的影響，構件冷卻后在焊縫附近形成焊接殘余應力影響區。根據1 500 ℃焊接溫度，30 ℃常溫邊界的Q345 鋼材計算結果，最大軸向殘余應力達屈服強度的44%，深度影響區約為4 倍焊腳尺寸的范圍，這對節點的不利影響不容忽視，該區域易成為節點失效的誘發區。

需要指出的是，本文假設環形焊條瞬時升至高溫，未能精細模擬焊接過程，計算結果也缺乏原型試驗的數據驗證。如何結合原型試驗數據和數值模擬，對鋼管塔法蘭節點的焊接熱效應作出可靠的工程評價，從而提出合理建議，還需進一步深入研究。

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