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)廣泛應用于工業(yè)生產(chǎn)中的多個場合，如船體、車輛、壓力容器的生產(chǎn)制造過程中。在液體運載火箭的增壓輸送系統(tǒng)中，幾乎每件管路產(chǎn)品中都存在對接焊縫，如法蘭和管子的焊接、法蘭和補償器的焊接、彎管與直管的焊接等等。焊接中也會產(chǎn)生一些焊接缺陷，如氣孔、夾雜、錯邊（錯位）、裂紋，引起截面剛度突變，產(chǎn)生應力集中。

液體運載火箭的管路產(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，當與法蘭或直管等結(jié)構(gòu)對接焊時，便不可避免地存在焊接錯邊的現(xiàn)象。為對焊接錯邊進行約束，防止過大的應力集中產(chǎn)生，在一些焊接規(guī)范中規(guī)定了管路對接焊縫的錯位要求。如QJ2865-1997《導管焊接技術(shù)條件》，對焊縫等級為 I級焊縫的錯位值規(guī)定如表1所示。

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

本文以某型號輸送管焊接錯邊量影響為例，分析焊接錯邊對管路靜應力和疲勞壽命的影響，指出焊接錯邊超差會對管路的疲勞壽命產(chǎn)生重要的影響，需要在生產(chǎn)過程中對其嚴格控制。

某型號雙層真空管管路外形見圖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)管和外管進行連接。內(nèi)管和“W”型膜盒滾焊之后，與法蘭對焊。其中內(nèi)管和“W”型膜盒滾焊后厚度為1.2 mm，法蘭在對接前厚度緩變，到對接焊處厚度為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半管拼焊而成，因此在對接焊處存在“T”型焊縫，焊接對材料的材料強度影響嚴重，并且此處靠近發(fā)動機振源，環(huán)境條件惡劣，因此本文選取此區(qū)域進行分析。環(huán)焊縫焊接后成型的焊縫剖視圖見圖2，可見焊縫處都存在不同程度的焊接錯邊現(xiàn)象。

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

1 焊接錯邊應力集中系數(shù)

1.1 工程公式介紹

對焊縫缺陷產(chǎn)生的應力集中系數(shù)，開展了廣泛的研究，如美國API597標準、英國BS7910標準在工程領(lǐng)域應用較多[1,2]，張奕[3]對對接焊管環(huán)向焊縫中裂紋與錯邊復合缺陷的應力強度因子提出計算方法。對于本文研究的焊接錯邊導致的應力集中放大系數(shù)SCF，美國API597標準給出的工程計算方法為

式中 b為焊縫接口錯邊量；δ為管路壁厚；mσ為管路薄膜應力。

Lotsberg提出了考慮導管內(nèi)徑、焊縫兩端管壁厚和焊縫長度的管路對接焊的應力因子計算公式[4,5]為

其中，L為焊縫長度；T，t分別為焊縫兩端導管壁厚；D為管路內(nèi)徑。

1.2 有限元分析驗證

某管路產(chǎn)品實際錯邊量見圖3，最大可達0.926 mm。下面采用有限元分析驗證焊接錯邊對應力影響，對錯邊0.527 mm、0.926 mm與正常情況下的應力進行有限元計算，對工程公式進行進一步的驗證，有限元模型如圖4所示，焊縫寬度取實測值為3.5 mm，管子內(nèi)徑100 mm，壁厚1.2 mm，焊縫兩側(cè)管子長均為25 mm。

圖3 產(chǎn)品實際錯邊示意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，分別計算有無錯邊情況下，管路一端固支，一端加載單位彎矩及單位軸力作用下應力情況。

圖5為正常情況和錯邊0.926 mm情況下，在單位軸力作用下的應力分布云圖。

圖5 軸向拉伸應力Fig.5 Stress Distribution under Axial Tension

承受單位彎矩及單位軸力作用下，錯邊0.527 mm、錯邊0.926 mm與正常情況下的應力對比如表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，錯邊0.527 mm時應力放大因子為1.89～1.96，錯邊0.926 mm時應力放大因子為2.84～2.86。

表2 理想焊接情況和焊接錯邊情況應力Tab.2 Sress of Ideal Weld and Misalignment Weld

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

表3 工程計算和有限元計算應力對比Tab.3 Stress of Engineering Calculation and FEM

3 疲勞壽命評估方法

3.1 Dirlik疲勞壽命評估方法介紹

根據(jù)Palmgmn-Miner線性累積損傷理論，對具有預應力的情況，采用Goodman修正的疲勞損傷系數(shù)評估如下[6]：

式中 E[p]為應力在一個周期內(nèi)的峰值循環(huán)次數(shù)；p(s)為應力峰值概率分布函數(shù)；s為應力峰值；σb為材料的強度極限，MPa；σz為管路元件上的預應力；m為疲勞曲線參數(shù)， m =3/l o g(0.9/k)，彎曲時k取0.5，拉壓時k取0.35，則彎曲時m=11.75，拉壓時m=7.314；C為疲勞曲線參數(shù)， C =(0 .9σb)m×103；T為振動時間。DL值表示在T時間內(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 焊接錯邊對疲勞壽命的影響函數(shù)

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

考慮焊接錯邊造成的應力放大影響，則振動工況下結(jié)構(gòu)均方根應力σrms與無焊接錯邊的結(jié)構(gòu)均方根應力σrms滿足：

均方根應力即為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、振動載荷條件，計算關(guān)注焊縫區(qū)局部受力情況，計算模型見圖6。對實際振動試驗中3個振動方向上述焊縫區(qū)域的疲勞壽命進行計算，考慮實際錯邊影響，計算結(jié)果見下文。

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

4.1 靜強度分析

根據(jù)上述計算模型進行靜力分析，選取最大靜力載荷工況計算上述焊縫位置的應力情況。考慮規(guī)范要求內(nèi)最大錯邊20%和實際最大0.926 mm錯邊，按照式（2）計算局部應力放大因子，將放大后的應力如表4所示。

可以看出，管路在最大靜力載荷工況下“T”型焊縫處的應力為 165.7 MPa，小于材料的常溫屈服強度205 MPa。在焊接標準要求的最大錯邊條件下，“T”型焊縫處的應力放大為240.3 MPa，但未達到常溫強度極限520 MPa，因此上述焊點常溫下不會發(fā)生靜力破壞。在焊縫實際錯邊0.926 mm影響下，該區(qū)域的應力雖同樣未超過常溫強度極限520 MPa，不過強度余量很小。

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

4.2 隨機振動分析

管路在X、Y、Z 3方向上隨機振動條件下內(nèi)管的均方根應力分布見圖7～ 9。可見在Y向振動時，“T”型焊縫區(qū)域均方根應力最大，為57.6 MPa；在X向振動時，“T”型焊縫區(qū)域也出現(xiàn)了均方根應力峰值，因此在此部位應重點關(guān)注焊接質(zhì)量。

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

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

圖9 Z方向計算內(nèi)管均方根應力分布云圖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個方向焊縫區(qū)域位置的疲勞預測計算結(jié)果，可知3個方向單方向激勵作用下，均方根應力都比較小，遠低于屈服極限。進一步開展疲勞壽命估算，可知內(nèi)管破壞位置的 DL值均小于 0.1，即管路不會發(fā)生疲勞破壞，內(nèi)管泄漏點在 Y方向振動條件下發(fā)生疲勞失效的可能性最大。

在考慮規(guī)范要求內(nèi)最大錯邊 20%情況下的管路焊縫區(qū)疲勞壽命結(jié)果見表5，可見內(nèi)管的疲勞壽命仍小于0.1。在實際最大錯邊0.926 mm條件下，對內(nèi)管的疲勞性能進行計算，X方向和Z方向的DL值仍遠小于0.1，內(nèi)管疲勞破壞可能性較小。Y方向振動下內(nèi)管疲勞 DL值為64.0，大于1，疲勞破壞風險極大。這是因為在不考慮預應力的情況下應力放大系數(shù)SCF引起的DL值放大倍數(shù)已高達 2.811.75=1.8×105倍?？梢姾缚p錯邊會極大增加結(jié)構(gòu)的疲勞破壞的可能性。

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

5 結(jié)束語

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

針對某輸送管路，比較分析了理想焊接情況、滿足規(guī)范要求錯邊以及實際錯邊量條件下焊縫區(qū)域的靜應力和疲勞壽命。結(jié)果表明：焊縫錯邊量會顯著增大靜應力，使之接近材料的極限強度，并且局部應力放大會顯著影響該區(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)過程中嚴格關(guān)注和控制。