基于有限元分析某型號水箱焊接結(jié)構(gòu)的優(yōu)化

付雷1， 安加東2， 盧長煜2， 方洪淵

(1.徐工挖掘機械事業(yè)部，江蘇 徐州 221001；2.徐州徐工環(huán)境技術(shù)有限公司，江蘇 徐州 221001；3.哈爾濱工業(yè)大學先進焊接與連接國家重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001)

0 前言

水箱是小型濕式掃路車的重要儲水部件，設(shè)計時需要對箱體容積、外殼質(zhì)量、制造成本以及服役可靠性等因素進行綜合考慮。由于水箱的箱體在服役時遭受污水、海水等腐蝕介質(zhì)的腐蝕威脅，因而市場上的掃路車水箱多數(shù)采用不銹鋼薄板拼焊制造。由于水箱焊接結(jié)構(gòu)以板材拼接為主，承受水壓載荷時，在焊接部位容易產(chǎn)生應力集中現(xiàn)象，使得結(jié)構(gòu)的承載能力面臨嚴峻的考驗。

目前已有許多針對焊接結(jié)構(gòu)承載性能的設(shè)計優(yōu)化的研究[1-6]，其中多采用有限元仿真獲得結(jié)構(gòu)各處應力和位移等信息[3-4]，以此判定原有結(jié)構(gòu)的不合理之處，為隨后的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供數(shù)據(jù)支撐。另外，針對優(yōu)化的結(jié)構(gòu)，也需要通過仿真方法驗證結(jié)構(gòu)優(yōu)化的合理性。

在焊接結(jié)構(gòu)設(shè)計優(yōu)化時，通常需要對焊接接頭承載強度進行校核，且焊接結(jié)構(gòu)的強度校核方法研究比較成熟，通過比較發(fā)現(xiàn)校核過程中均未有考慮焊接殘余應力對焊接結(jié)構(gòu)承載能力的影響。無論是夏月明等人[7]開發(fā)的焊接結(jié)構(gòu)靜載強度的計算系統(tǒng)，還是張喬斌等人[8]對汽輪發(fā)電機轉(zhuǎn)子的葉片結(jié)構(gòu)進行焊接強度校核，以及王曉芳等人[9-10]對未焊透缺陷進行的安全評定，對焊接殘余應力的影響均未考慮其對結(jié)構(gòu)承載的影響。因而，文中針對水箱焊接結(jié)構(gòu)優(yōu)化的分析過程，同樣也不考慮焊接應力的影響。針對現(xiàn)有水箱側(cè)壁焊接結(jié)構(gòu)應力集中的問題，提出了鋼板局部加強、圓形鋼管替代角鋼、水箱外側(cè)增加支撐3種方案，并根據(jù)有限元仿真結(jié)果選出承載能力最優(yōu)的結(jié)構(gòu)方案。

1 水箱的焊接結(jié)構(gòu)簡介

水箱位于小型濕式掃路車底盤的靠前部位，如圖1所示，由薄板0Cr18Ni9不銹鋼拼焊而成，0Cr18Ni9不銹鋼的化學成分見表1。水箱底板背部配有槽鋼支撐底座，頂板設(shè)置有吊耳2個，側(cè)板焊接支座若干和液位儀2個。

圖1 水箱裝配示意圖

水箱側(cè)壁板厚較薄，其中水箱底板板厚為3 mm，其余板厚均為2 mm，水箱外殼的總質(zhì)量為162 kg。由于0Cr18Ni9不銹鋼在酸洗鈍化后具有良好的防銹性，無需涂裝噴漆防銹處理也可保證箱體服役時的防銹性能，文中僅考慮水箱結(jié)構(gòu)承受工作載荷的能力。

表1 0Cr18Ni9不銹鋼的化學成分(質(zhì)量分數(shù)，%)

文中不考慮車輛行駛過程中水流對水箱側(cè)壁的沖擊載荷，校核靜載狀態(tài)下水箱側(cè)壁承載的可靠性， 滿載的水壓載荷幅值由水面相對高度決定，與水面相對高度有關(guān)，水面相對底板的高度為1 128 mm。水箱所用0Cr18Ni9不銹鋼，其楊氏模量為200 GPa，泊松比為0.3，屈服強度為210 MPa，抗拉強度為470 MPa，滿足彈塑性力學模型。

2 焊接結(jié)構(gòu)承載分析

水壓作用時，水箱底板和前、后側(cè)壁承受的載荷較大，水箱左、右側(cè)壁與頂板載荷較小，因此文中僅對底板和前、后側(cè)壁焊接結(jié)構(gòu)進行強度校核。根據(jù)相關(guān)研究結(jié)果[7-10]，焊接接頭強度校核無需考慮焊接應力對承載的影響，僅需考慮工作載荷的影響。

2.1 水箱底板

水箱底板的板厚3 mm，板長1 726 mm，板寬326 mm，板背部設(shè)置槽鋼支撐，板腹部右側(cè)設(shè)置溢流口和出水口，底板承受水壓的壓強為11.05 kPa。由于槽鋼的剛度遠優(yōu)于薄板，在底板與支撐槽鋼的接觸位置，其邊界條件設(shè)置為固定位移，采用有限元仿真軟件MSC.Marc計算底板的等效應力分布。

水箱底板的有限元仿真計算結(jié)果如圖2所示，模型共有19 523個三維單元，39 790個節(jié)點，有限元仿真所得的等效應力峰值為15.1 MPa，集中分布于支撐槽鋼附近，遠小于0Cr18Ni9不銹鋼的屈服強度210 MPa，說明底板結(jié)構(gòu)在水壓載荷下承載安全。

圖2 水箱底板的有限元仿真結(jié)果

2.2 水箱前、后側(cè)壁

水箱前、后側(cè)壁模型形狀和尺寸大致相同，水壓載荷也相同，載荷幅值與所處相對高度成正比。

圖3為前、后側(cè)壁模型。側(cè)壁板厚2 mm，板長1 726 mm，板寬1 239 mm，左下方區(qū)域開通孔3個，板腹區(qū)域有折彎2道，以增強板材的剛性。

圖3 水箱前、后側(cè)壁模型

采用有限元軟件HyperMesh進行網(wǎng)格劃分，劃分結(jié)果，如圖4所示。在側(cè)壁腹部上、下兩排均布4個角鋼加固(圖4a)，角鋼尺寸為30 mm×30 mm×3 mm，兩側(cè)邊夾角90°，具體位置如圖4b中心位置的網(wǎng)格單元。角鋼與前、后側(cè)壁采用MIG焊連接，角焊縫的焊腳尺寸為5 mm × 5 mm，如圖4b中心位置附近的網(wǎng)格單元。為減少有限元網(wǎng)格單元的總數(shù)，降低計算時長，采用疏密過渡的方式進行網(wǎng)格劃分，共計32 990個單元，66 344個節(jié)點。

圖4 有限元計算模型

采用有限元仿真軟件MSC.Marc施加邊界條件，并進行計算和分析水箱前、后壁的應力分布，如圖5所示。水箱現(xiàn)有前、后壁設(shè)置有角鋼加固和折彎加固，側(cè)壁承受工作載荷后，其等效應力分布，如圖5a所示，峰值應力為278.4 MPa，明顯大于材料屈服強度，集中分布在角鋼端部的焊腳位置；如果取消角鋼加固，僅采用折彎加固，其等效應力分布，如圖5b所示，峰值應力為255.5 MPa；如果取消折彎加固，僅采用角鋼加固，其等效應力分布，如圖5c所示，峰值應力為281.4 MPa；如果取消折彎加固和角鋼加固，沒有加固措施，其等效應力分布，如圖5d所示，峰值應力為261.3 MPa，雖然峰值應力幅值下降，但是側(cè)壁的大范圍區(qū)域達到屈服狀態(tài)，對結(jié)構(gòu)承載不利，說明角鋼加固與折彎加固相結(jié)合的結(jié)構(gòu)并不能滿足承載要求，需要進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

圖5 箱體側(cè)壁應力分布

3 結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案

分別對鋼板局部加強、圓形鋼管替代角鋼、水箱外側(cè)增加支撐共3種結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案進行仿真分析，選出承載能力最優(yōu)結(jié)構(gòu)方案。

3.1 鋼板局部加強方案

角鋼根部的加強鋼板分成內(nèi)側(cè)加固和外側(cè)加固兩類，分別予以分析。

圖6為箱體側(cè)壁外側(cè)加強板加固有限元仿真結(jié)果。對于水箱側(cè)壁外側(cè)加固加強板方案，加強板尺寸為50 mm×50 mm×4 mm，其有限元模型，如圖6a所示。承受工作載荷之后的等效應力分布，如圖6b～6c所示，等效應力峰值為258.0 MPa，集中在角鋼根部的焊趾位置。

圖6 外側(cè)加強板加固有限元模型和應力分布

對于加強板的內(nèi)側(cè)加固方案，加強板尺寸為100 mm×100 mm×2 mm，其有限元模型承受工作載荷之后的等效應力分布，如圖7所示。等效應力峰值為233.8 MPa，集中在角鋼根部。

圖7 內(nèi)側(cè)加強板加固模型應力分布

對比圖6與圖7中應力分布的特點，發(fā)現(xiàn)加強板加固方案并未解決角鋼根部的應力集中問題，只是略微降低了角鋼根部的應力峰值。然而，對于箱體側(cè)壁的承載變形機理，內(nèi)側(cè)加固與外側(cè)加固有較大差異，如圖8所示，內(nèi)側(cè)加固的變形模式是角鋼作用于加強板，隨之帶動側(cè)壁一起變形；而外側(cè)加固則是角鋼直接作用在側(cè)壁上，而加強板只是起到抑制側(cè)壁變形的作用。另外，內(nèi)側(cè)加固模型的危險位置位于加強板上，即使發(fā)生失效破壞，對于箱體整體的水密性沒有直接影響。 因此，內(nèi)側(cè)加固方案比外側(cè)加固更具有承載優(yōu)勢。

圖8 加強板加固的結(jié)構(gòu)變形示意圖

3.2 圓形鋼管替代角鋼方案

考慮到角鋼根部的幾何不連續(xù)所帶來的應力集中，用圓形鋼管替代角鋼加固則可以緩解應力集中。圖9為鋼管加固模型的等效應力分布。選用的鋼管外徑18 mm，壁厚2 mm，其鋼管端部的有限元模型，如圖9a所示。采用疏密過渡的方式劃分網(wǎng)格，仿真所得等效應力分布，如圖9b～9c所示，其應力峰值為238.8 MPa，集中分布于角鋼端部焊道的焊趾附近。

圖9 鋼管加固模型的等效應力分布

在箱體內(nèi)側(cè)的鋼管端部添加加強板加固，考慮到鋼管的形狀，選擇圓盤狀加固板，直徑為72 mm，厚度為4 mm，在圓盤加固板的周圍施焊。圖10為鋼管與加強板聯(lián)合加固的仿真結(jié)果。模型承受工作載荷后的等效應力分布，如圖10a～10b所示，等效應力峰值為116.8 MPa，集中在圓盤周圍的焊趾位置,峰值應力幅值遠低于未加固模型，且低于材料的屈服強度，滿足承載要求。鋼管與加強板聯(lián)合結(jié)構(gòu)的變形機理，如圖10c所示，加強板的存在使得應力集中位置從鋼管端部的焊趾，轉(zhuǎn)移至圓盤四周焊道的焊趾位置。由于鋼管端部焊道長度(約57 mm)，遠低于圓盤周圍焊道的長度(約226 mm)，致使峰值應力的分布區(qū)域大幅增加，從而降低應力幅值。

圖10 鋼管與加強板聯(lián)合加固模型的應力分布和變形的機理

3.3 水箱外側(cè)增加支撐方案

圖11為水箱側(cè)壁外側(cè)加固模型與等效應力分布。側(cè)壁外側(cè)加固方案主要是在箱體外側(cè)添加加強筋，構(gòu)成“骨架”，起到支撐側(cè)壁作用，如圖11a所示。選用三根方管連接到動力艙框架，選擇邊長為20 mm的方管型材作為加強筋，取消箱體內(nèi)部的角鋼。當側(cè)壁的兩道折彎予以保留時，其等效應力分布，如圖11b所示，等效應力峰值為50.7 MPa；而取消兩道折彎時，其應力分布，如圖11c所示，等效應力峰值為36.7 MPa，均滿足結(jié)構(gòu)承載要求。

箱體外側(cè)的加強筋，在折彎處與側(cè)壁不接觸，從而減少加強筋的承載面積，是造成折彎結(jié)構(gòu)應力峰值提高的主要原因。

綜合比較以上3種結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案，側(cè)壁外側(cè)加固的方案是對結(jié)構(gòu)承載水壓載荷的最優(yōu)方案，其應力分布最為理想，遠低于材料的屈服強度。

4 結(jié)論

(1)水箱側(cè)壁現(xiàn)有的角鋼與折彎聯(lián)合加固的焊接結(jié)構(gòu)，存在應力集中問題，應力集中分布在角鋼端部的焊腳位置附近，是承載薄弱環(huán)節(jié)。

(2)水箱內(nèi)側(cè)鋼板局部加強結(jié)構(gòu)優(yōu)于箱體外側(cè)局部加強的結(jié)構(gòu)，圓形鋼管替代角鋼的加固方案，可緩解應力集中效應，滿足承載要求。

(3)對于箱體外側(cè)采用方管加強筋的支撐方案，工作應力得到最大程度的降低，是解決焊接結(jié)構(gòu)應力集中的最優(yōu)方案。