付雷，盧長(zhǎng)煜，方洪淵

(1.徐州徐工環(huán)境技術(shù)有限公司,徐州 221001；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)，先進(jìn)焊接與連接國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,哈爾濱 150001)

0 前言

防波板焊接在水箱內(nèi)部，是路面洗掃機(jī)械的重要部件。洗掃機(jī)械在路面行駛時(shí)，為抑制水箱中的水流對(duì)箱體側(cè)壁的沖擊作用，在水箱內(nèi)部焊接鋼板，即防波板，通常與水箱前后側(cè)壁平行且居中放置，起到阻擋水流沖擊的作用。值得注意的是，在水箱底板往往只有一個(gè)出水口，為保證水箱中存水可通過出水口全部流出，需要防波板的下方留出水流通道，現(xiàn)有的拱形通道在服役一段時(shí)間之后出現(xiàn)了疲勞失效裂紋，尤其是位于水箱底板的貫穿性裂紋直接導(dǎo)致水箱的泄露，需要進(jìn)行維修。為了提高水箱的服役壽命，增加路面洗掃機(jī)械的市場(chǎng)競(jìng)爭(zhēng)力，必須對(duì)防波板焊接結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化。

在結(jié)構(gòu)的拐角附近采用圓弧過渡是焊接結(jié)構(gòu)優(yōu)化的一種常用做法[1-6]，此法可以緩解拐角處由于幾何不連續(xù)而造成的應(yīng)力集中效應(yīng)，從而降低峰值應(yīng)力的幅值。顯而易見，過渡圓弧設(shè)置的具體位置和半徑取值，對(duì)緩解應(yīng)力集中效應(yīng)的作用效果有顯著影響。

過渡圓弧的另外一個(gè)作用是將高應(yīng)力區(qū)域從拐角附近轉(zhuǎn)移至圓弧附近[7-9]。對(duì)于焊接結(jié)構(gòu)，其焊接殘余應(yīng)力以拉伸應(yīng)力為主，且峰值應(yīng)力的幅值往往超過材料的屈服強(qiáng)度[4]，會(huì)在焊接完成后的服役過程中，與工作載荷聯(lián)合作用，加速疲勞失效裂紋在焊接接頭附近形成。然而在接頭端部附近，過渡圓弧的設(shè)置，可顯著降低工作載荷和焊接殘余應(yīng)力在該位置的作用程度，降低該位置的應(yīng)力幅值，而此時(shí)的應(yīng)力峰值位置將從焊腳附近轉(zhuǎn)移至過渡圓弧內(nèi)部，而圓弧形狀的結(jié)構(gòu)可促進(jìn)集中的高應(yīng)力向均勻的低應(yīng)力轉(zhuǎn)變[10]。因而文中將綜合考慮圓弧位置和圓弧半徑2種變量條件下，焊接殘余應(yīng)力與工作載荷對(duì)焊接結(jié)構(gòu)的應(yīng)力集中效應(yīng)的影響規(guī)律，并根據(jù)影響規(guī)律給出圓弧設(shè)置的合理建議，如此方能使防波板焊接結(jié)構(gòu)的抗疲勞性能得到有效提高。

1 原結(jié)構(gòu)的仿真

1.1 仿真模型的簡(jiǎn)化

圖1為防波板結(jié)構(gòu)的原模型。防波板位于路面洗掃機(jī)械的水箱內(nèi)部，如圖1a所示，由一塊獨(dú)立的鋼板構(gòu)成，鋼板四周與水箱箱體采用焊接相連，焊道為單面滿焊。防波板中間設(shè)置人孔，可供人員進(jìn)出；下方靠近中間的位置，設(shè)置拱形通道，以方便水箱中的存水從出水口流出。在拱形通道附近，防波板與水箱底板連接焊道端部附近出現(xiàn)了疲勞失效裂紋，將防波板的承載模型進(jìn)行合理地簡(jiǎn)化，以降低有限元仿真的計(jì)算量。由于疲勞失效的啟裂點(diǎn)位于拱形通道兩側(cè)的焊道端部附近，因而焊道端部附近結(jié)構(gòu)，按照實(shí)際尺寸構(gòu)建由立板和底板焊接連接的仿真模型，如圖1b所示，對(duì)應(yīng)的有限元模型如圖1c所示，另一方面對(duì)遠(yuǎn)離疲勞裂紋位置的箱體側(cè)壁和防波板進(jìn)行簡(jiǎn)化，箱體側(cè)壁的主要作用是對(duì)整個(gè)防波板和箱體底板的位移進(jìn)行限制，如圖1d所示，對(duì)底板的側(cè)邊施加位移邊界條件。由于文中僅對(duì)防波板拱形通道附近的局部焊接結(jié)構(gòu)進(jìn)行了仿真，分析其失效原因，給出規(guī)律性的結(jié)論，并非針對(duì)某個(gè)確定的防波板結(jié)構(gòu)，因而無需實(shí)測(cè)的數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，僅需通過理論判定應(yīng)力分布的合理性即可。

以疲勞失效裂紋為研究核心，對(duì)疲勞失效有貢獻(xiàn)的載荷分為工作載荷與焊接殘余應(yīng)力2種，其中工作載荷主要為水流對(duì)防波板的沖擊作用，與箱體和水流的加速度相關(guān)，為簡(jiǎn)化仿真分析過程，將沖擊載荷設(shè)置為路面洗掃機(jī)械緊急制動(dòng)條件下水流對(duì)防波板沖擊的最大值，其幅值為4.0 kPa，作用在防波板側(cè)面，與焊道分別處于防波板(立板)的兩側(cè)，如圖1c和圖1d所示。

對(duì)于防波板的焊接結(jié)構(gòu)，其焊道設(shè)置和焊接方向如圖1b所示，實(shí)際施焊時(shí)，采用混合氣體保護(hù)焊(MAG焊)，立板和底板的材質(zhì)均為Q345鋼板，立板的板長(zhǎng)400 mm，板寬300 mm，板厚為3 mm；底板的板長(zhǎng)500，板寬450 mm，板厚為3 mm；焊道長(zhǎng)度300 mm，焊接保護(hù)氣為80%Ar+20%CO2混合氣體，焊接時(shí)保護(hù)氣流量為15～20 L/min，焊接電流為180 A，電弧電壓為20 V，焊接速度為5 mm/s，采用牌號(hào)為WH50-6的鍍銅低合金鋼焊絲，焊絲直徑1.2 mm，仿真計(jì)算時(shí)忽略焊縫與母材之間的熱-物理性能差異。

采用有限元軟件Hypermesh進(jìn)行網(wǎng)格劃分，劃分結(jié)果如圖1c所示，焊道為角焊縫，焊腳為邊長(zhǎng)4 mm×4 mm的等腰直角三角形，為減少數(shù)值仿真計(jì)算量，整個(gè)模型僅在焊縫附近采用較為密集的網(wǎng)格單元，以疏密過渡的方式劃分整個(gè)模型的網(wǎng)格，模型共計(jì)網(wǎng)格單元14 345個(gè)，單元節(jié)點(diǎn)21 772個(gè)，采用有限元仿真軟件MSC.Marc施加邊界條件，并進(jìn)行計(jì)算和分析。

圖1 防波板結(jié)構(gòu)的原模型

焊接熱源采用雙橢球熱源模型，其熱源分布表達(dá)式參見文獻(xiàn)[11]，此處不再多述。對(duì)于焊接熱源參數(shù)，其寬度為6 mm，深度為4 mm，前軸長(zhǎng)為3 mm，后軸長(zhǎng)為10 mm，熱源有效系數(shù)為0.7，模型初始溫度為20 ℃，模型與空氣的對(duì)流換熱系數(shù)為40 W/(m2·K),忽略焊縫與母材成分和力學(xué)性能的差異，因而模型中所有的網(wǎng)格單元均設(shè)定為Q345B鋼材的力學(xué)性能參數(shù)和熱物理性能參數(shù)[4,7,10]，焊接完成后空冷30 min，隨后施加載荷邊界條件，有限元計(jì)算和輸出模型的等效應(yīng)力分布。

1.2 仿真結(jié)果

為了明確工作載荷與焊接過程對(duì)防波板焊接結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律，分別計(jì)算工作載荷和焊接過程及焊后加載共3種載荷模型的等效應(yīng)力分布，有限元仿真結(jié)果如圖2所示。

圖2 有限元仿真結(jié)果

當(dāng)模型僅在焊接殘余應(yīng)力作用時(shí)，其等效應(yīng)力分布如圖2a所示，峰值應(yīng)力為349.6 MPa，比母材屈服強(qiáng)度值略高，其高應(yīng)力主要分布于焊道兩側(cè)附近，而在焊道收弧位置，高應(yīng)力區(qū)域的面積較大，該區(qū)域包括了疲勞裂紋的啟裂點(diǎn)，所以焊接殘余應(yīng)力可能對(duì)疲勞失效的開裂提供動(dòng)力；當(dāng)工作載荷單獨(dú)在模型時(shí)，其等效應(yīng)力分布如圖2b所示，峰值應(yīng)力為218.5 MPa，高應(yīng)力集中分布在焊道的收弧點(diǎn)附近的立板上，與疲勞失效位置相近，說明工作載荷可能會(huì)促進(jìn)裂紋形成和擴(kuò)展；焊接殘余應(yīng)力與工作載荷的疊加效應(yīng)如圖2c所示，其峰值應(yīng)力為371.3 MPa，該應(yīng)力幅值高于焊接應(yīng)力或者工作應(yīng)力的最大值。

1.3 失效分析

按照?qǐng)D2c中的箭頭方向，沿著所示路徑A和路徑B依次拾取工作應(yīng)力、焊接應(yīng)力及焊后加載的疊加應(yīng)力的計(jì)算數(shù)據(jù)，2種路徑上3種應(yīng)力的對(duì)比結(jié)果如圖3所示。

圖3 仿真結(jié)果分析

對(duì)于底板的拾取路徑A，工作應(yīng)力的幅值明顯低于焊接應(yīng)力和疊加應(yīng)力，在焊道外側(cè)的邊界位置達(dá)到峰值，僅為149.4 MPa；焊接應(yīng)力在焊道附近達(dá)到穩(wěn)定值，其幅值等于材料的屈服強(qiáng)度，即存在應(yīng)力屈服區(qū)，屈服區(qū)長(zhǎng)度為24 mm；疊加應(yīng)力的應(yīng)力屈服區(qū)長(zhǎng)度略大于焊接應(yīng)力，達(dá)到28 mm，說明是工作載荷加劇了焊接應(yīng)力的承載效果，增加了應(yīng)力屈服區(qū)域的長(zhǎng)度，是該位置疲勞失效的主因。

對(duì)于立板的拾取路徑B，沿拾取方向依次分為高應(yīng)力區(qū)、應(yīng)力穩(wěn)定區(qū)、低應(yīng)力區(qū)共3個(gè)區(qū)域，高應(yīng)力區(qū)包含焊道附近區(qū)域，總長(zhǎng)為13.6 mm，該區(qū)域的疊加應(yīng)力在焊道外側(cè)的3.4 mm位置達(dá)到峰值，峰值應(yīng)力幅值為362.3 MPa，高于材料的屈服強(qiáng)度，該位置與疲勞裂紋啟裂點(diǎn)重合，說明焊后加載的工作載荷和焊接殘余應(yīng)力相互疊加，促使疲勞裂紋失效發(fā)生。另外，立板拾取路徑上工作應(yīng)力與焊接應(yīng)力之間的分布趨勢(shì)差異較為明顯。焊接應(yīng)力在立板的焊道外側(cè)附近4 mm區(qū)域內(nèi)的應(yīng)力水平較高，而在距離大于4 mm的區(qū)域內(nèi)，隨著距離焊道的長(zhǎng)度增加，應(yīng)力水平急速下降，并且在應(yīng)力穩(wěn)定區(qū)低于工作應(yīng)力。立板上工作應(yīng)力在焊道位置的應(yīng)力水平較低，這是焊道填充金屬對(duì)立板的支撐作用所致，在遠(yuǎn)離焊道相當(dāng)長(zhǎng)的距離內(nèi)，工作應(yīng)力趨于穩(wěn)定。 工作應(yīng)力與焊接應(yīng)力在疲勞失效位置均接近應(yīng)力的最大值，是導(dǎo)致該位置的疊加應(yīng)力幅值達(dá)到頂峰的主要原因。

2 圓弧優(yōu)化的仿真分析

為提升防波板焊接結(jié)構(gòu)的疲勞性能，采用立板根部圓弧過渡的優(yōu)化設(shè)計(jì)，并采用有限元方法分析優(yōu)化設(shè)計(jì)的合理性。

2.1 構(gòu)建優(yōu)化模型

由于焊道端部結(jié)構(gòu)的應(yīng)力集中程度對(duì)疲勞裂紋的產(chǎn)生與否具有決定性影響，因而文中在立板的根部位置，采用圓弧過渡的方法降低裂紋失效位置的應(yīng)力集中程度，以提高焊接結(jié)構(gòu)的抗疲勞失效性能。

裝配示意圖如圖4所示。在立板的左側(cè)邊界，距離底板上表面的長(zhǎng)度為d的位置設(shè)置半圓弧，圓弧半徑為r，距離d和半徑r均為變量，并通過調(diào)整這兩個(gè)變量的取值，分析其對(duì)焊接結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布的影響規(guī)律，以期獲得對(duì)降低應(yīng)力集中效應(yīng)最為有利的結(jié)構(gòu)形式。

圖4 裝配示意圖

以d= 12 mm和r= 20 mm為例構(gòu)建優(yōu)化模型，劃分單元網(wǎng)格結(jié)果如圖5所示，優(yōu)化模型在焊道附近的網(wǎng)格單元與原模型相同，同樣采用疏密過渡方式劃分網(wǎng)格，模型共計(jì)網(wǎng)格單元15 568個(gè)，單元節(jié)點(diǎn)23 625個(gè)，對(duì)于優(yōu)化模型的焊接熱源模型和邊界條件，均與原模型相同。

圖5 仿真模型

2.2 仿真結(jié)果

為了與原模型的仿真結(jié)果相比較，分別計(jì)算優(yōu)化模型的工作載荷和焊接過程及焊后加載3種載荷模型的等效應(yīng)力分布，如圖6所示。

當(dāng)優(yōu)化模型僅在焊接應(yīng)力作用時(shí)，其等效應(yīng)力分布如圖6a所示，與原模型相比，高應(yīng)力都分布在焊道兩側(cè)位置，且高應(yīng)力區(qū)域在焊道收弧附近的面積都比較大。雖然優(yōu)化模型的焊接應(yīng)力峰值略高于原模型，但是在立板的焊道端部附近，尤其是靠近過渡圓弧的區(qū)域，應(yīng)力水平得到較大程度的降低，對(duì)該位置的應(yīng)力集中效應(yīng)則會(huì)有明顯的改善。然而在過渡圓弧區(qū)域則形成一個(gè)新的應(yīng)力集中區(qū)域，位于圓弧的下半段位置。

當(dāng)工作載荷單獨(dú)在優(yōu)化模型時(shí)，等效應(yīng)力分布如圖6b所示，其峰值應(yīng)力為244.6 MPa，高于原模型的218.5 MPa，位于立板的過渡圓弧上，與附近的焊接應(yīng)力形成的應(yīng)力集中區(qū)位置相近，可能會(huì)相互疊加進(jìn)一步促進(jìn)疲勞裂紋形成和擴(kuò)展。

對(duì)優(yōu)化模型的焊接和焊后加載過程進(jìn)行仿真計(jì)算，得到的焊接殘余應(yīng)力與工作載荷的疊加效應(yīng)如圖6c所示，其峰值應(yīng)力為370.7 MPa，略低于原模型的371.3 MPa，同樣高于焊接應(yīng)力或者工作應(yīng)力的最大值。值得注意的是，在過渡圓弧位置，高應(yīng)力區(qū)的范圍，比之焊接應(yīng)力和工作應(yīng)力，有較大程度的增加，有可能導(dǎo)致屈服范圍的增加，致使應(yīng)力集中效應(yīng)加大，使該處成為新的疲勞失效危險(xiǎn)點(diǎn)。

圖6 有限元計(jì)算結(jié)果

3 圓弧優(yōu)化的影響規(guī)律分析

對(duì)于模型的優(yōu)化效果，文中通過調(diào)整過渡圓弧距離和半徑這2個(gè)變量的取值，分析其對(duì)焊接結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布的影響規(guī)律，為優(yōu)化模型的參數(shù)選擇提供一些理論依據(jù)。

3.1 圓弧距離的影響規(guī)律

為了明確圓弧距離d對(duì)應(yīng)力分布的影響規(guī)律，將另一個(gè)變量(半徑r)設(shè)為定值，此處設(shè)定所有的圓弧半徑均為20 mm，按照?qǐng)D5c中箭頭方向，沿著所示路徑I，II和III，依次拾取工作應(yīng)力和焊后加載的疊加應(yīng)力在不同d條件下的結(jié)果，3種路徑的應(yīng)力對(duì)比結(jié)果，分別如圖7、圖8和圖9所示。

對(duì)于底板的拾取路徑I，不同距離d條件下，工作應(yīng)力的變化規(guī)律如圖7a所示，隨著距離的不斷增加，工作應(yīng)力的峰值應(yīng)力隨之提高，說明過渡圓弧距離焊道越近，底板所承受的工作載荷越小；焊后加載的疊加應(yīng)力分布見圖7b，疊加應(yīng)力的高應(yīng)力區(qū)幅值普遍高于材料的屈服強(qiáng)度，存在屈服區(qū)域，而對(duì)于不同的距離d，總體而言，隨著距離的降低，屈服區(qū)的長(zhǎng)度隨之減少。對(duì)于焊道附近區(qū)域，其焊接殘余應(yīng)力的幅值通常達(dá)到屈服狀態(tài)，隨后進(jìn)行焊后加載，該區(qū)域的應(yīng)力重新分布。由于塑性變形的不均勻性和加工硬化指數(shù)，以及彈塑性力學(xué)模型的影響，導(dǎo)致屈服區(qū)的應(yīng)力分布并不均勻，此理論可以解釋圖7b中焊道附近的應(yīng)力分布呈現(xiàn)起伏不平的現(xiàn)象。

圖7 底板的路線I計(jì)算結(jié)果

對(duì)于立板的拾取路徑II，工作應(yīng)力的對(duì)比結(jié)果如圖8a所示，焊后加載的疊加應(yīng)力結(jié)果如圖8b所示，拾取路徑II的長(zhǎng)度與距離d各自相等。對(duì)于路徑II的工作應(yīng)力，其分布狀況如圖8a所示，工作應(yīng)力在焊道外側(cè)2 mm的位置達(dá)到峰值，并且隨著距離d的增加，峰值應(yīng)力的幅值隨之提高，說明過渡圓弧距離焊道越近，立板在路徑II的工作應(yīng)力越??；對(duì)于路徑II，其焊后加載的疊加應(yīng)力分布狀況如圖8b所示，當(dāng)d小于12 mm時(shí)，焊道外側(cè)的應(yīng)力水平低于材料的屈服強(qiáng)度，當(dāng)d大于15 mm時(shí)，焊道外側(cè)出現(xiàn)了一定寬度的屈服區(qū)，并且隨著d取值的增加，屈服區(qū)的長(zhǎng)度隨之增加，說明過渡圓弧距離焊道越近，路徑II應(yīng)力水平越低，發(fā)生疲勞失效的可能性越小。

對(duì)于立板的拾取路徑III，工作應(yīng)力的對(duì)比結(jié)果如圖8a所示，焊后加載的疊加應(yīng)力結(jié)果如圖8b所示，路徑III從過渡圓弧的下方端點(diǎn)開始，沿著半圓弧拾取，到過渡圓弧的上方端點(diǎn)結(jié)束，拾取路徑的長(zhǎng)度轉(zhuǎn)換成角度，以方便觀察和對(duì)比。

圖8 立板的路線II計(jì)算結(jié)果

對(duì)于路徑III的工作應(yīng)力，其分布狀況如圖9a所示，工作應(yīng)力的峰值位置均在50°～ 90°范圍內(nèi)，并且隨著d的增加，峰值應(yīng)力的幅值隨之降低，說明過渡圓弧距離焊道越近，圓弧的工作應(yīng)力峰值越大。由于原模型的峰值應(yīng)力位于焊道附近，所以過渡圓弧距離焊道越近，高應(yīng)力區(qū)遷移至圓弧更加容易，因而致使圓弧的峰值應(yīng)力幅值增加。

對(duì)于路徑III的疊加應(yīng)力，其分布狀況如圖9b所示，圖中所列的曲線均包含兩個(gè)峰值位置，兩個(gè)峰值位置相距不遠(yuǎn)，均分布在30°～ 90°范圍內(nèi)，兩個(gè)峰值之間的區(qū)域均達(dá)到屈服狀態(tài)，以每條曲線中兩個(gè)峰值的中間位置為參考點(diǎn)，隨著d取值的增加，參考點(diǎn)向角度變小的方向偏移。

圖9 立板的路線III的計(jì)算結(jié)果

3.2 圓弧半徑的影響規(guī)律

為明晰圓弧半徑r的影響規(guī)律，將另一個(gè)變量(半徑d)設(shè)為定值，此處設(shè)定所有的變量d均為12 mm，按照?qǐng)D6c中箭頭方向，沿著所示路徑I，II，和III，依次拾取工作應(yīng)力和焊后加載的疊加應(yīng)力在不同半徑r條件下的計(jì)算結(jié)果，3種路徑的對(duì)比結(jié)果分別如圖10、圖11和圖12所示。

對(duì)于底板的拾取路徑I，不同圓弧半徑r條件下，工作應(yīng)力的變化規(guī)律如圖10a所示，隨著半徑r的不斷提高，工作應(yīng)力的峰值應(yīng)力隨之降低，說明過渡圓弧半徑越大，底板所承受的工作載荷越??；焊后加載的疊加應(yīng)力分布如圖10b所示，疊加應(yīng)力的高應(yīng)力區(qū)幅值普遍高于材料的屈服強(qiáng)度，存在屈服區(qū)域，當(dāng)圓弧半徑r小于20 mm，屈服區(qū)長(zhǎng)度變化不明顯，而當(dāng)圓弧半徑r等于30 mm時(shí)，屈服區(qū)長(zhǎng)度的降低較為明顯。

圖10 底板的路線I計(jì)算結(jié)果

對(duì)于立板的拾取路徑II，工作應(yīng)力的對(duì)比結(jié)果如圖11a所示，焊后加載的疊加應(yīng)力結(jié)果如圖11b所示，拾取路徑II的長(zhǎng)度與距離d相等，總長(zhǎng)均為12 mm，包含焊道的長(zhǎng)度4 mm。

路徑II的工作應(yīng)力分布狀況如圖11a所示，工作應(yīng)力在焊道外側(cè)2 mm的位置達(dá)到峰值，隨著圓弧半徑r的增加，應(yīng)力水平隨之降低；路徑II焊后加載的疊加應(yīng)力分布狀況如圖11b所示，當(dāng)r大于5 mm時(shí)，焊道外側(cè)的應(yīng)力水平均低于材料的屈服強(qiáng)度，并且隨著r取值的增加，應(yīng)力水平隨之降低，說明過渡圓弧對(duì)底板的應(yīng)力集中效應(yīng)有明顯的降低作用，隨著圓弧半徑的增加，應(yīng)力的降低作用則越明顯。

圖11 立板的路線II計(jì)算結(jié)果

立板拾取路徑III工作應(yīng)力的對(duì)比結(jié)果如圖12a所示，焊后加載的疊加應(yīng)力結(jié)果如圖12b所示，從過渡圓弧的下方端點(diǎn)開始拾取，將拾取路徑的長(zhǎng)度轉(zhuǎn)換成角度，以方便觀察和對(duì)比。對(duì)于路徑III的工作應(yīng)力，其分布狀況如圖12a所示，工作應(yīng)力的峰值位置均在50°～90°范圍內(nèi)，的位置達(dá)到峰值，并且隨著半徑r的提高，峰值應(yīng)力的幅值隨之降低。過渡圓弧半徑越大，圓弧周長(zhǎng)越長(zhǎng)，因而增加承載區(qū)域，導(dǎo)致圓弧處應(yīng)力幅值的降低。

對(duì)于路徑III的疊加應(yīng)力，其分布狀況如圖12b所示，所列曲線均包含2個(gè)峰值位置，2個(gè)峰值位置相距不遠(yuǎn)，均分布在30°～ 120°范圍內(nèi)，2個(gè)峰值之間的區(qū)域?yàn)榍€的高應(yīng)力區(qū)，以每條曲線中2個(gè)峰值的中間位置為參考點(diǎn)。隨著r取值的增加，參考點(diǎn)向角度變小的方向偏移。值得注意的是，圖12b中圓弧半徑為30 mm的曲線，其疊加應(yīng)力的幅值均低于材料的屈服強(qiáng)度，說明參數(shù)為d=12 mm且r=30 mm的優(yōu)化模型，在焊后承受水流沖擊時(shí)，底板的路徑III并沒有達(dá)到屈服狀態(tài)，因而底板的疲勞失效模型，有從低周疲勞失效模型向高周疲勞失效模型轉(zhuǎn)換的趨勢(shì)，使得疲勞服役的壽命得到明顯提升。

圖12 立板的路線III計(jì)算結(jié)果

3.3 圓弧承載特點(diǎn)

以2種優(yōu)化模型參數(shù)變量為例，沿拾取路徑III分別提取2個(gè)模型的工作應(yīng)力和焊接應(yīng)力及疊加應(yīng)力，對(duì)比分析過渡圓弧處承載特點(diǎn)。此處選擇參數(shù)d為12 mm，參數(shù)r分別取值20 mm和30 mm，與之相對(duì)應(yīng)的應(yīng)力分布結(jié)果如圖13所示。

在圖13a中，圓弧半徑為20 mm，其工作應(yīng)力的峰值位置與焊接應(yīng)力的峰值位置之間的間距為2.9 mm，該間距取值較小，造成該區(qū)域的焊后加載的疊加應(yīng)力水平得到大幅度提高，超過了屈服強(qiáng)度，并通過擴(kuò)張屈服范圍而降低應(yīng)力水平，因而造成疊加應(yīng)力曲線的屈服長(zhǎng)度增加，增加至22.8 mm。

在圖13b中，圓弧半徑增加至30 mm時(shí)，其工作應(yīng)力的峰值位置與焊接應(yīng)力的峰值位置之間的間距為7.6 mm，此間距的取值明顯大于圖13a中的2.9 mm，因此該區(qū)域的焊后加載的疊加應(yīng)力水平，與圖13a中曲線相比，得到大幅度降低，且最大值也可低于材料的屈服強(qiáng)度。疊加應(yīng)力的曲線中，2個(gè)峰值位置的間距為15.2 mm，小于圖13a中的間距(20.0 mm)，說明圓弧半徑的增加，導(dǎo)致圓弧處應(yīng)力水平的降低，即使是峰值應(yīng)力也可降低至屈服強(qiáng)度以下，提升圓弧處疲勞服役的壽命。

圖13 立板路線III的應(yīng)力對(duì)比

3.4 優(yōu)化原則的討論

在焊接結(jié)構(gòu)拐角處，采用圓弧過渡的優(yōu)化方式，可使原結(jié)構(gòu)疲勞失效危險(xiǎn)點(diǎn)的應(yīng)力集中程度得到有效降低。而過渡圓弧的位置和半徑，對(duì)應(yīng)力集中效應(yīng)的緩解效果有明顯的影響規(guī)律。在底板的危險(xiǎn)點(diǎn)附近，圓弧距離焊道越近或者增加圓弧半徑取值，工作應(yīng)力幅值都會(huì)隨之降低，導(dǎo)致該區(qū)域焊后加載屈服范圍的縮小，降低了應(yīng)力集中程度；在立板的危險(xiǎn)點(diǎn)附近，即焊道外側(cè)邊界，隨著過渡圓弧的靠近，工作應(yīng)力和焊后加載的疊加應(yīng)力都有大幅度降低，在圖8b中，當(dāng)圓弧距離焊道低于8 mm時(shí)，該位置疊加應(yīng)力的幅值低于材料屈服強(qiáng)度。

值得注意的是，雖然靠近焊道的過渡圓弧，可以降低立板危險(xiǎn)點(diǎn)的應(yīng)力集中，但是在圓弧上也會(huì)出現(xiàn)新的高應(yīng)力區(qū)，成為新的疲勞失效危險(xiǎn)點(diǎn)。為了提高圓弧處危險(xiǎn)點(diǎn)的疲勞服役壽命，需要降低應(yīng)力水平和應(yīng)力集中程度。文中的仿真數(shù)據(jù)表明，通過增加圓弧半徑的取值，可有效增加工作應(yīng)力峰值和焊接應(yīng)力峰值之間的間距，從而明顯降低焊后加載的疊加應(yīng)力峰值及高應(yīng)力區(qū)范圍(圖13)，當(dāng)圓弧半徑增加至30 mm時(shí)，圓弧處危險(xiǎn)點(diǎn)應(yīng)力水平則低于材料的屈服強(qiáng)度。

對(duì)于疲勞失效的形式而言，當(dāng)危險(xiǎn)點(diǎn)的應(yīng)力水平高于材料的屈服強(qiáng)度時(shí)，其載荷稱為低周疲勞載荷，疲勞失效破壞的循環(huán)次數(shù)往往低于1×104～ 1×105，是設(shè)計(jì)中需要極力避免的；而當(dāng)危險(xiǎn)點(diǎn)的應(yīng)力水平低于材料的屈服強(qiáng)度時(shí)，稱為高周疲勞載荷，疲勞失效破壞的循環(huán)次數(shù)比之低周疲勞有大幅度的提高。因此，文中對(duì)焊接結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)目的，在于降低疲勞危險(xiǎn)點(diǎn)的應(yīng)力幅值，使之降低到屈服強(qiáng)度以下，以提升服役的壽命。

焊接結(jié)構(gòu)的特殊性在于焊道附近焊接殘余應(yīng)力的幅值較高，在焊后服役時(shí)，焊接殘余應(yīng)力與工作載荷相互疊加，使得疊加應(yīng)力的集中效應(yīng)加重[12-13]。文中通過過渡圓弧，將焊接殘余應(yīng)力與工作應(yīng)力的峰值位置間距加大，以降低應(yīng)力的疊加效應(yīng)，以至于低于屈服強(qiáng)度，如此則達(dá)到設(shè)計(jì)優(yōu)化的目標(biāo)。

4 結(jié)論

(1)原有的防波板焊接結(jié)構(gòu)，由于工作載荷與焊接殘余應(yīng)力的疊加效應(yīng)，在底板和立板的焊道附近位置，存在應(yīng)力集中問題，峰值應(yīng)力達(dá)到屈服狀態(tài)，是造成疲勞失效的主要原因。

(2)在立板與底板連接的拐角處，采用圓弧過渡的優(yōu)化方式，可使原結(jié)構(gòu)疲勞失效危險(xiǎn)點(diǎn)的應(yīng)力集中程度得到有效降低，但是圓弧的高應(yīng)力區(qū)會(huì)成為新的疲勞失效危險(xiǎn)點(diǎn)。

(3)對(duì)于底板的疲勞失效危險(xiǎn)點(diǎn)，縮短圓弧與焊道的距離或者增加圓弧的半徑，都會(huì)降低工作應(yīng)力的幅值，縮小焊后加載屈服范圍，達(dá)到提高底板服役壽命的目標(biāo)。

(4)立板的疲勞失效危險(xiǎn)點(diǎn)在焊道外側(cè)，增加圓弧半徑，可同時(shí)降低焊道附近和圓弧兩處位置的應(yīng)力幅值，原因在于其工作載荷和焊接應(yīng)力的峰值位置并不重合，從而降低焊后加載的疊加效應(yīng)。