熊宴斌，吳云峰，唐 文，劉 艷，孫海亮

（北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京，100076）

0 引 言

焊接技術(shù)廣泛應(yīng)用于工業(yè)生產(chǎn)中的多個(gè)場(chǎng)合，如船體、車輛、壓力容器的生產(chǎn)制造過(guò)程中。在液體運(yùn)載火箭的增壓輸送系統(tǒng)中，幾乎每件管路產(chǎn)品中都存在對(duì)接焊縫，如法蘭和管子的焊接、法蘭和補(bǔ)償器的焊接、彎管與直管的焊接等等。焊接中也會(huì)產(chǎn)生一些焊接缺陷，如氣孔、夾雜、錯(cuò)邊（錯(cuò)位）、裂紋，引起截面剛度突變，產(chǎn)生應(yīng)力集中。

液體運(yùn)載火箭的管路產(chǎn)品中，多采用厚度為0.5～3 mm的薄壁管，由于加工技術(shù)的限制，大口徑薄壁管和大口徑的彎管多采用金屬薄板鈑金成型后焊接而成，這樣就造成了成型后的薄壁管和彎管端頭處圓度、內(nèi)徑難以保證，當(dāng)與法蘭或直管等結(jié)構(gòu)對(duì)接焊時(shí)，便不可避免地存在焊接錯(cuò)邊的現(xiàn)象。為對(duì)焊接錯(cuò)邊進(jìn)行約束，防止過(guò)大的應(yīng)力集中產(chǎn)生，在一些焊接規(guī)范中規(guī)定了管路對(duì)接焊縫的錯(cuò)位要求。如QJ2865-1997《導(dǎo)管焊接技術(shù)條件》，對(duì)焊縫等級(jí)為 I級(jí)焊縫的錯(cuò)位值規(guī)定如表1所示。

表1 不銹鋼和高溫合金管對(duì)接焊縫的錯(cuò)位規(guī)定Tab.1 Welding Misalignment Allowance of Stainless Steel and High Temperature Alloy

本文以某型號(hào)輸送管焊接錯(cuò)邊量影響為例，分析焊接錯(cuò)邊對(duì)管路靜應(yīng)力和疲勞壽命的影響，指出焊接錯(cuò)邊超差會(huì)對(duì)管路的疲勞壽命產(chǎn)生重要的影響，需要在生產(chǎn)過(guò)程中對(duì)其嚴(yán)格控制。

某型號(hào)雙層真空管管路外形見(jiàn)圖1，在圖中方框所示的雙層管兩端，采用“W”型截面端面膜盒，將內(nèi)管和外管進(jìn)行連接。內(nèi)管和“W”型膜盒滾焊之后，與法蘭對(duì)焊。其中內(nèi)管和“W”型膜盒滾焊后厚度為1.2 mm，法蘭在對(duì)接前厚度緩變，到對(duì)接焊處厚度為1 mm。

圖1 管路結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Pipe Structure

圖1 中右下角端彎管為兩個(gè)半管拼焊而成，因此在對(duì)接焊處存在“T”型焊縫，焊接對(duì)材料的材料強(qiáng)度影響嚴(yán)重，并且此處靠近發(fā)動(dòng)機(jī)振源，環(huán)境條件惡劣，因此本文選取此區(qū)域進(jìn)行分析。環(huán)焊縫焊接后成型的焊縫剖視圖見(jiàn)圖2，可見(jiàn)焊縫處都存在不同程度的焊接錯(cuò)邊現(xiàn)象。

圖2 焊后形貌剖面Fig.2 Profile Appearance of Weld

1 焊接錯(cuò)邊應(yīng)力集中系數(shù)

1.1 工程公式介紹

對(duì)焊縫缺陷產(chǎn)生的應(yīng)力集中系數(shù)，開(kāi)展了廣泛的研究，如美國(guó)API597標(biāo)準(zhǔn)、英國(guó)BS7910標(biāo)準(zhǔn)在工程領(lǐng)域應(yīng)用較多[1,2]，張奕[3]對(duì)對(duì)接焊管環(huán)向焊縫中裂紋與錯(cuò)邊復(fù)合缺陷的應(yīng)力強(qiáng)度因子提出計(jì)算方法。對(duì)于本文研究的焊接錯(cuò)邊導(dǎo)致的應(yīng)力集中放大系數(shù)SCF，美國(guó)API597標(biāo)準(zhǔn)給出的工程計(jì)算方法為

式中 b為焊縫接口錯(cuò)邊量；δ為管路壁厚；mσ為管路薄膜應(yīng)力。

Lotsberg提出了考慮導(dǎo)管內(nèi)徑、焊縫兩端管壁厚和焊縫長(zhǎng)度的管路對(duì)接焊的應(yīng)力因子計(jì)算公式[4,5]為

其中，L為焊縫長(zhǎng)度；T，t分別為焊縫兩端導(dǎo)管壁厚；D為管路內(nèi)徑。

1.2 有限元分析驗(yàn)證

某管路產(chǎn)品實(shí)際錯(cuò)邊量見(jiàn)圖3，最大可達(dá)0.926 mm。下面采用有限元分析驗(yàn)證焊接錯(cuò)邊對(duì)應(yīng)力影響，對(duì)錯(cuò)邊0.527 mm、0.926 mm與正常情況下的應(yīng)力進(jìn)行有限元計(jì)算，對(duì)工程公式進(jìn)行進(jìn)一步的驗(yàn)證，有限元模型如圖4所示，焊縫寬度取實(shí)測(cè)值為3.5 mm，管子內(nèi)徑100 mm，壁厚1.2 mm，焊縫兩側(cè)管子長(zhǎng)均為25 mm。

圖3 產(chǎn)品實(shí)際錯(cuò)邊示意Fig.3 Welding Misalignment of Pipe

圖4 有限元模型示意Fig.4 Finie Element Model

材料彈性模量為198 GPa，泊松比為0.3，分別計(jì)算有無(wú)錯(cuò)邊情況下，管路一端固支，一端加載單位彎矩及單位軸力作用下應(yīng)力情況。

圖5為正常情況和錯(cuò)邊0.926 mm情況下，在單位軸力作用下的應(yīng)力分布云圖。

圖5 軸向拉伸應(yīng)力Fig.5 Stress Distribution under Axial Tension

承受單位彎矩及單位軸力作用下，錯(cuò)邊0.527 mm、錯(cuò)邊0.926 mm與正常情況下的應(yīng)力對(duì)比如表2所示。其中F為軸向拉力，M為徑向作用彎矩。從表2中可以看出，錯(cuò)邊0.527 mm時(shí)應(yīng)力放大因子為1.89～1.96，錯(cuò)邊0.926 mm時(shí)應(yīng)力放大因子為2.84～2.86。

表2 理想焊接情況和焊接錯(cuò)邊情況應(yīng)力Tab.2 Sress of Ideal Weld and Misalignment Weld

錯(cuò)邊情況下工程計(jì)算和有限元計(jì)算應(yīng)力放大因子如表3所示，式（1）計(jì)算值高于有限元計(jì)算值，偏于保守；考慮更多結(jié)構(gòu)參數(shù)的式（2）計(jì)算的應(yīng)力放大因子與有限元計(jì)算值相差較小，在5%以內(nèi)，因此對(duì)錯(cuò)邊應(yīng)力放大因子計(jì)算的有效性可以得到驗(yàn)證。在本文的計(jì)算中焊接錯(cuò)邊導(dǎo)致的局部應(yīng)力放大因子見(jiàn)表3，分別取1.94和2.8。

表3 工程計(jì)算和有限元計(jì)算應(yīng)力對(duì)比Tab.3 Stress of Engineering Calculation and FEM

3 疲勞壽命評(píng)估方法

3.1 Dirlik疲勞壽命評(píng)估方法介紹

根據(jù)Palmgmn-Miner線性累積損傷理論，對(duì)具有預(yù)應(yīng)力的情況，采用Goodman修正的疲勞損傷系數(shù)評(píng)估如下[6]：

式中 E[p]為應(yīng)力在一個(gè)周期內(nèi)的峰值循環(huán)次數(shù)；p(s)為應(yīng)力峰值概率分布函數(shù)；s為應(yīng)力峰值；σb為材料的強(qiáng)度極限，MPa；σz為管路元件上的預(yù)應(yīng)力；m為疲勞曲線參數(shù)， m =3/l o g(0.9/k)，彎曲時(shí)k取0.5，拉壓時(shí)k取0.35，則彎曲時(shí)m=11.75，拉壓時(shí)m=7.314；C為疲勞曲線參數(shù)， C =(0 .9σb)m×103；T為振動(dòng)時(shí)間。DL值表示在T時(shí)間內(nèi)元件發(fā)生疲勞破壞的可能性，DL=1表示材料發(fā)生了破壞。在規(guī)范中取10倍安全系數(shù)，即DL≤0.1。

3.2 焊接錯(cuò)邊對(duì)疲勞壽命的影響函數(shù)

焊縫錯(cuò)邊對(duì)疲勞壽命的影響，可以由式（3）解出。根據(jù)Dirlik方法表述的應(yīng)力幅值概率密度函數(shù)如下[6]：

考慮焊接錯(cuò)邊造成的應(yīng)力放大影響，則振動(dòng)工況下結(jié)構(gòu)均方根應(yīng)力σrms與無(wú)焊接錯(cuò)邊的結(jié)構(gòu)均方根應(yīng)力σrms滿足：

均方根應(yīng)力即為0階譜距 M0，根據(jù)定義，可得：

根據(jù) n階譜距 Mn的定義、式（4）、式（7）以及式（8），則考慮錯(cuò)邊后的疲勞損傷系數(shù)之比滿足：

4 管路仿真分析

建立管路有限元模型，施加位移、溫度、壓力、振動(dòng)載荷條件，計(jì)算關(guān)注焊縫區(qū)局部受力情況，計(jì)算模型見(jiàn)圖6。對(duì)實(shí)際振動(dòng)試驗(yàn)中3個(gè)振動(dòng)方向上述焊縫區(qū)域的疲勞壽命進(jìn)行計(jì)算，考慮實(shí)際錯(cuò)邊影響，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)下文。

圖6 管路有限元計(jì)算模型示意Fig.6 Finie Element Model of Pipe

4.1 靜強(qiáng)度分析

根據(jù)上述計(jì)算模型進(jìn)行靜力分析，選取最大靜力載荷工況計(jì)算上述焊縫位置的應(yīng)力情況?？紤]規(guī)范要求內(nèi)最大錯(cuò)邊20%和實(shí)際最大0.926 mm錯(cuò)邊，按照式（2）計(jì)算局部應(yīng)力放大因子，將放大后的應(yīng)力如表4所示。

可以看出，管路在最大靜力載荷工況下“T”型焊縫處的應(yīng)力為 165.7 MPa，小于材料的常溫屈服強(qiáng)度205 MPa。在焊接標(biāo)準(zhǔn)要求的最大錯(cuò)邊條件下，“T”型焊縫處的應(yīng)力放大為240.3 MPa，但未達(dá)到常溫強(qiáng)度極限520 MPa，因此上述焊點(diǎn)常溫下不會(huì)發(fā)生靜力破壞。在焊縫實(shí)際錯(cuò)邊0.926 mm影響下，該區(qū)域的應(yīng)力雖同樣未超過(guò)常溫強(qiáng)度極限520 MPa，不過(guò)強(qiáng)度余量很小。

表4 導(dǎo)管焊縫區(qū)各工況下的應(yīng)力分析Tab.4 Stress of Pipe Weld Region

4.2 隨機(jī)振動(dòng)分析

管路在X、Y、Z 3方向上隨機(jī)振動(dòng)條件下內(nèi)管的均方根應(yīng)力分布見(jiàn)圖7～ 9?？梢?jiàn)在Y向振動(dòng)時(shí)，“T”型焊縫區(qū)域均方根應(yīng)力最大，為57.6 MPa；在X向振動(dòng)時(shí)，“T”型焊縫區(qū)域也出現(xiàn)了均方根應(yīng)力峰值，因此在此部位應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注焊接質(zhì)量。

圖7 X方向計(jì)算內(nèi)管均方根應(yīng)力分布示意云圖Fig.7 Stress Distribution of Inner Pipe under X Direction Vibration

圖8 Y方向計(jì)算內(nèi)管均方根應(yīng)力分布云圖Fig.8 Stress Distribution of Inner Pipe under Y Direction Vibration

圖9 Z方向計(jì)算內(nèi)管均方根應(yīng)力分布云圖Fig.9 Stress Distribution of Inner Pipe under Z Direction Vibration

4.3 疲勞壽命分析

表5中給出了3個(gè)方向焊縫區(qū)域位置的疲勞預(yù)測(cè)計(jì)算結(jié)果，可知3個(gè)方向單方向激勵(lì)作用下，均方根應(yīng)力都比較小，遠(yuǎn)低于屈服極限。進(jìn)一步開(kāi)展疲勞壽命估算，可知內(nèi)管破壞位置的 DL值均小于 0.1，即管路不會(huì)發(fā)生疲勞破壞，內(nèi)管泄漏點(diǎn)在 Y方向振動(dòng)條件下發(fā)生疲勞失效的可能性最大。

在考慮規(guī)范要求內(nèi)最大錯(cuò)邊 20%情況下的管路焊縫區(qū)疲勞壽命結(jié)果見(jiàn)表5，可見(jiàn)內(nèi)管的疲勞壽命仍小于0.1。在實(shí)際最大錯(cuò)邊0.926 mm條件下，對(duì)內(nèi)管的疲勞性能進(jìn)行計(jì)算，X方向和Z方向的DL值仍遠(yuǎn)小于0.1，內(nèi)管疲勞破壞可能性較小。Y方向振動(dòng)下內(nèi)管疲勞 DL值為64.0，大于1，疲勞破壞風(fēng)險(xiǎn)極大。這是因?yàn)樵诓豢紤]預(yù)應(yīng)力的情況下應(yīng)力放大系數(shù)SCF引起的DL值放大倍數(shù)已高達(dá) 2.811.75=1.8×105倍。可見(jiàn)焊縫錯(cuò)邊會(huì)極大增加結(jié)構(gòu)的疲勞破壞的可能性。

表5 管路焊縫區(qū)單端激勵(lì)疲勞壽命計(jì)算結(jié)果整理Tab.5 Fatigue Life Caculation Results of Pipe Weld under Single End Vibrational Excitation

5 結(jié)束語(yǔ)

本文分析了焊縫錯(cuò)邊對(duì)局部應(yīng)力的放大系數(shù)的選取方法。在 Dirlik疲勞壽命公式的基礎(chǔ)上，推導(dǎo)出了焊接錯(cuò)邊應(yīng)力放大因子對(duì)疲勞壽命的影響函數(shù)，為定量評(píng)估焊接錯(cuò)邊對(duì)疲勞壽命的影響提供了理論基礎(chǔ)。

針對(duì)某輸送管路，比較分析了理想焊接情況、滿足規(guī)范要求錯(cuò)邊以及實(shí)際錯(cuò)邊量條件下焊縫區(qū)域的靜應(yīng)力和疲勞壽命。結(jié)果表明：焊縫錯(cuò)邊量會(huì)顯著增大靜應(yīng)力，使之接近材料的極限強(qiáng)度，并且局部應(yīng)力放大會(huì)顯著影響該區(qū)域的疲勞壽命，極大地增加了管路產(chǎn)品疲勞破壞的可能，需要在生產(chǎn)過(guò)程中嚴(yán)格關(guān)注和控制。