網(wǎng)架焊接空心球節(jié)點(diǎn)殘余應(yīng)力實(shí)測(cè)及數(shù)值模擬

王超群， 雷宏剛， 李 洋

(太原理工大學(xué)土木工程學(xué)院， 太原 030024)

在網(wǎng)架結(jié)構(gòu)中，焊接空心球節(jié)點(diǎn)是應(yīng)用最多的一種節(jié)點(diǎn)形式。自1965年劉錫良[1]研制成功焊接空心球節(jié)點(diǎn)之后，焊接空心球節(jié)點(diǎn)已成為中國(guó)網(wǎng)架結(jié)構(gòu)中最重要的一種節(jié)點(diǎn)形式。這種節(jié)點(diǎn)是由兩個(gè)熱壓形成的半球?qū)雍赋闪丝招那?，再將鋼管桿件與空心球采用對(duì)接焊縫或者角焊縫連接[2]。在鋼管上開(kāi)合適坡口通過(guò)電焊與空心球節(jié)點(diǎn)連接。

由于焊接過(guò)程的不確定性，焊接結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性和隨機(jī)性尤為顯著。在焊接過(guò)程中，局部不均勻的加熱和冷卻、焊縫以及焊縫附近溫度場(chǎng)間的耦合作用，使焊接構(gòu)件內(nèi)部產(chǎn)生分布不均勻的殘余應(yīng)力場(chǎng)。焊接殘余應(yīng)力的存在對(duì)結(jié)構(gòu)與焊接接頭的抗脆斷能力、抵抗應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂以及高溫蠕變開(kāi)裂也會(huì)有不同程度的影響，尤其對(duì)鋼結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度[3-5]影響較大。

焊接殘余應(yīng)力的研究起始于20世紀(jì)30年代。目前，中外學(xué)者對(duì)于焊接殘余應(yīng)力的研究主要是對(duì)鋼板[6]、等邊角鋼[7]、H型鋼[8]、焊接鋼管[9-10]和熱軋工字型鋼[11]等構(gòu)件的焊接殘余應(yīng)力分布模式的分析。對(duì)于平板構(gòu)件焊接殘余應(yīng)力分布模型能否應(yīng)用于焊接空心球節(jié)點(diǎn)尚且未知。因此需要對(duì)焊接空心球節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究，其中李洋等[12]研究了三種尺寸較小的焊接空心球節(jié)點(diǎn)球面焊趾處焊接殘余應(yīng)力大小和變化趨勢(shì)。證明了節(jié)點(diǎn)整體處于自平衡，但對(duì)于較大尺寸節(jié)點(diǎn)沒(méi)有深入探索，并且由于測(cè)點(diǎn)布置過(guò)少，因此沒(méi)有揭示焊接空心球節(jié)點(diǎn)的焊接殘余應(yīng)力分布模式，需要進(jìn)一步進(jìn)行試驗(yàn)。大多數(shù)對(duì)于焊接空心球的研究是通過(guò)有限元軟件進(jìn)行數(shù)值模擬分析[13-16]。

基于此，現(xiàn)以廣泛應(yīng)用于網(wǎng)架結(jié)構(gòu)的焊接空心球節(jié)點(diǎn)為研究對(duì)象，采用盲孔法[17]對(duì)焊接空心球節(jié)點(diǎn)管-球焊縫焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)量，此外創(chuàng)新性地結(jié)合 Visual-Environment軟件對(duì)節(jié)點(diǎn)焊接過(guò)程進(jìn)行模擬[18-19]，從而得到整個(gè)構(gòu)件的溫度場(chǎng)和殘余應(yīng)力場(chǎng)。將試驗(yàn)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬結(jié)果結(jié)合，繪制焊接殘余應(yīng)力曲線對(duì)比分析。以期得到殘余應(yīng)力的分布規(guī)律，為工程實(shí)踐中焊接空心球節(jié)點(diǎn)的加工提供參考依據(jù)。

1 焊接殘余應(yīng)力試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)概況及試驗(yàn)原理

所用試件編號(hào)為GQ1-1、GQ1-2、GQ1-3，3種焊接空心球節(jié)點(diǎn)均為Q235-B鋼材，材料特性為：彈性模量E=2.06×105MPa，泊松比μ=0.33。試件規(guī)格如圖1所示，試件實(shí)際圖如圖2所示。試件具體參數(shù)如表1所示。

圖1 焊接空心球節(jié)點(diǎn)Fig.1 Welded hollow ball node

圖2 球面管面測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.2 Spherical pipe surface survey point layout

表1 焊接空心球試件Table 1 Welded hollow ball specimen

焊縫焊趾附近焊接殘余應(yīng)力一般較大，并且容易發(fā)生破壞，為了得到較為準(zhǔn)確的球面和管面焊接殘余應(yīng)力分布曲線，一般在靠近焊縫焊趾處布置測(cè)點(diǎn)?？梢哉鎸?shí)地反映焊縫焊趾處殘余應(yīng)力。

在球面、管面均勻布置8個(gè)測(cè)點(diǎn)，起始點(diǎn)為每個(gè)試件焊縫的假定起弧點(diǎn)，球面的測(cè)點(diǎn)編號(hào)為1′～8′，管面的測(cè)點(diǎn)編號(hào)為1～8，每個(gè)試件共16個(gè)測(cè)點(diǎn)。測(cè)點(diǎn)位置圖如2所示。此外，孔間距的大小很大程度影響數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確?？组g距越小，對(duì)焊接殘余應(yīng)力的釋放影響越大。標(biāo)準(zhǔn)要求一般相鄰孔間距要大于5～8倍的孔徑。

采用盲孔法測(cè)量焊接殘余應(yīng)力，試驗(yàn)中使用CM-2B TCP通道靜態(tài)電阻應(yīng)變儀， ZS-ⅡA型鉆孔裝置，三向電阻應(yīng)變花BX120-2CA，電阻值為(119.8±0.1)Ω，靈敏系數(shù)為2.08%±1%，鉆頭采用Φ1.5 mm的麻花鉆，所鉆孔徑1.5 mm，孔深2 mm。

由于焊接殘余應(yīng)力的主應(yīng)力方向未知，所以試驗(yàn)采用45°、90°的三向應(yīng)變花。應(yīng)變花示意圖如圖3所示，實(shí)際應(yīng)變花打孔位置如圖4所示。

δ1和δ2為殘余主應(yīng)力；ε1、ε2、ε3為三向應(yīng)變花位置；r1、r2、r3為測(cè)點(diǎn)距離應(yīng)變花起點(diǎn)、中點(diǎn)、最遠(yuǎn)端的距離圖3 三向應(yīng)變花示意圖Fig.3 Schematic diagram of a three-way strainer

圖4 應(yīng)變花打孔位置(1∶1)Fig.4 Strain relief punch locations

三向應(yīng)變花測(cè)量得到鉆孔前后的應(yīng)變值ε1、ε2、ε3。計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖5所示。

σ1和σ2為殘余主應(yīng)力；P為任意一點(diǎn)的位置圖5 盲孔法殘余應(yīng)力計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.5 Calculation of residual stress in blind hole method

通過(guò)數(shù)學(xué)公式推導(dǎo)(A、B為應(yīng)變釋放系數(shù))，以應(yīng)變?chǔ)欧赐茟?yīng)力σ：

(1)

得到焊接殘余主應(yīng)力σ1、σ2后，即可通過(guò)彈性力學(xué)坐標(biāo)變換得到測(cè)點(diǎn)處徑向和環(huán)向焊接殘余應(yīng)力，如式(2)所示：

(2)

式(2)中：σρ為徑向應(yīng)力；σθ為環(huán)向應(yīng)力；τρθ為剪應(yīng)力。

1.2 應(yīng)變釋放系數(shù)

應(yīng)變釋放系數(shù)采用計(jì)算方式和標(biāo)定試驗(yàn)確定。計(jì)算公式有以下兩種[20-21]。

(1)利用常規(guī)公式[式(3)]進(jìn)行計(jì)算：

(3)

代入數(shù)據(jù)可得：A=-0.113 5×10-6MPa，B=-0.329 4×10-6MPa。

(2)基于通孔應(yīng)變釋放系數(shù)的Kirsch理論解，考慮了應(yīng)變片的尺寸。Kirsch理論解適用于通孔情況下的應(yīng)變釋放系數(shù)的計(jì)算，如式(4)所示：

(4)

對(duì)于盲孔法，由圣維南原理可知，在孔徑d一定的條件下，孔深h增加，當(dāng)h/d介于1.0～1.5時(shí)，釋放應(yīng)變基本保持不變，應(yīng)變釋放系數(shù)與通孔的 Kirsch 理論解接近。本試驗(yàn)中h/d=1.33，所以可近似使用 Kirsch 理論解計(jì)算。

代入數(shù)據(jù)得A=-0.118 75×10-6MPa，B=-0.342 60×10-6MPa。

目前盲孔法測(cè)量殘余應(yīng)力應(yīng)變釋放系數(shù)的方法大多采用基于通孔應(yīng)變釋放系數(shù)的Kirsch 理論解，對(duì)比兩種方法可知所得結(jié)果較為接近。

標(biāo)定試驗(yàn)一共有三組，材料均采用與母材相同的Q235B鋼材，在每個(gè)試件同樣的部位布置90°雙向應(yīng)變花，并根據(jù)盲孔法在應(yīng)變中心鉆孔，標(biāo)定尺寸及應(yīng)變花布置如圖6所示，試驗(yàn)標(biāo)定應(yīng)變釋放系數(shù)A、B根據(jù)三組試驗(yàn)測(cè)得平均值為：A=-0.125 9×10-6MPa，B=-0.352 5×10-6MPa。

圖6 標(biāo)定尺寸及應(yīng)變花布置Fig.6 Calibration sizes and strain relief arrangement

對(duì)比理論值和實(shí)驗(yàn)值，其中應(yīng)變釋放系數(shù) A 理論值為-0.118 75×10-6MPa，試驗(yàn)值為-0.125 9×10-6MPa，相對(duì)誤差 5.6%；應(yīng)變釋放系數(shù) B 理論值為-0.342 6×10-6MPa，試驗(yàn)值為-0.352 5×10-6MPa，相對(duì)誤差 2.8%?？芍囼?yàn)結(jié)果與理論分析結(jié)果吻合度較好，試驗(yàn)所得結(jié)果與理論解相近，最終本次試驗(yàn)應(yīng)變片應(yīng)變釋放系數(shù)?。篈=-0.118 75×10-6MPa，B=-0.342 60×10-6MPa。

2 基于Visual Environment的數(shù)值模擬

2.1 有限元模型的建立

根據(jù)實(shí)際的焊接空心球節(jié)點(diǎn)尺寸建立了完全相同的有限元模型，因?yàn)閷?shí)際焊接過(guò)程中焊縫附近輸入熱量很大，所以在焊縫附近存在較大的溫度梯度，同時(shí)考慮到軟件模擬時(shí)間，焊縫及其附近熱影響區(qū)域網(wǎng)格劃分較細(xì)，而在距離熱影響區(qū)較遠(yuǎn)的母材網(wǎng)格劃分則較為稀疏。網(wǎng)格劃分使用Visual Environment軟件的Visual-Mesh，具體步驟是先為2D截面劃分網(wǎng)格，然后將2D截面采用3DRelove功能旋轉(zhuǎn)成體，模型建成后用Check功能檢查單元質(zhì)量進(jìn)行局部調(diào)整。根據(jù)焊接空心球節(jié)點(diǎn)管-球?qū)雍缚p尺寸，焊縫處采用4層9道焊[22-23]，每道焊道熔池長(zhǎng)度均為10 mm，熔池寬度在3.6～7.2 mm，熔池深度在2～3.5 mm。寬度和深度均按照熔池要求和網(wǎng)格劃分后尺寸測(cè)量選取，具體尺寸具體選取。整個(gè)模型劃分后的單元總數(shù)為29 854，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為39 897，這樣的網(wǎng)格劃分既提高了精度也保證了模擬時(shí)間，模型及焊縫網(wǎng)格劃分如圖7所示。網(wǎng)格劃分后在Visual-weld模塊中定義實(shí)際焊接方法，母材材料屬性、焊縫、焊接線、焊接參考線、焊接起始點(diǎn)、焊接終止點(diǎn)、散熱邊界和邊界條件。

圖7 網(wǎng)格劃分示意圖Fig.7 Schematic of finite element mesh

2.2 熱分析與材料特性

在熱分析過(guò)程，考慮到焊接溫度場(chǎng)分析是屬于非線性熱傳導(dǎo)問(wèn)題，故作假定不考慮熔池在焊接過(guò)程的相變潛熱，焊件初始溫度為室溫20 ℃，并且節(jié)點(diǎn)與環(huán)境僅進(jìn)行對(duì)流換熱。焊接熱源采用Gol-dak提出的雙橢球模型作為數(shù)值模擬的熱源模型。在Visual Environment 軟件當(dāng)中選擇手工焊方式進(jìn)行焊接，焊接速度為9 mm/s，熱源能量效率為0.8。此焊接方式的熱源剛好為雙橢球熱源模型[24-26]，符合試驗(yàn)要求。每一條焊縫熔池寬度和深度根據(jù)具體尺寸測(cè)量確定。值得強(qiáng)調(diào)的是每一道焊縫焊接時(shí)都是在上一道焊縫冷卻后再進(jìn)行焊接，保證每一道焊縫焊接時(shí)不受上一道焊縫的熱量影響。

設(shè)置母材和焊條時(shí)可將兩種材料設(shè)置成同種材料。在材料庫(kù)中選擇ASTM A36鋼材。該材料是美國(guó)標(biāo)準(zhǔn)中與中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)Q235相對(duì)應(yīng)的鋼材。

2.3 邊界約束條件

為了研究焊接空心球節(jié)點(diǎn)在溫度變化及冷卻后產(chǎn)生的焊接殘余應(yīng)力，在開(kāi)始模擬時(shí)設(shè)置邊界約束條件，避免構(gòu)件出現(xiàn)剛性位移。本模型中焊縫單元尺寸控制在2 mm以內(nèi)，遠(yuǎn)離焊縫處控制在9 mm以內(nèi)，焊縫和非焊縫區(qū)之間設(shè)置過(guò)渡網(wǎng)格。設(shè)置邊界條件為兩端固定，Type設(shè)置為Rigid，On Deformed Geometry為yes，約束限制X、Y、Z三個(gè)方向移動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)。與試驗(yàn)時(shí)邊界條件一致，如圖8所示。

紅色為兩端固定點(diǎn)圖8 有限元模型邊界條件Fig.8 boundary conditions of finite element model

3 模擬結(jié)果

3.1 焊接溫度場(chǎng)分析

根據(jù)焊接空心球節(jié)點(diǎn)模型在焊接過(guò)程中不同時(shí)刻構(gòu)件溫度場(chǎng)變化云圖，可以清楚地從溫度場(chǎng)云圖中看到熔池形狀、最高溫度與最低溫度位置。在焊接過(guò)程中4個(gè)典型時(shí)間點(diǎn)的溫度場(chǎng)的溫度分布云圖如圖9所示。4個(gè)時(shí)間點(diǎn)分別為第1道焊縫開(kāi)始焊處，2層第3道焊縫焊接終止點(diǎn)，3層第6道焊縫焊接終止點(diǎn)，4層第9道焊縫焊接終止點(diǎn)處。由于每一道焊縫焊接開(kāi)始均在上一道焊縫冷卻后進(jìn)行，所以溫度場(chǎng)的疊加影響較小，提高了殘余應(yīng)力的計(jì)算精度。

由圖9看出，隨著時(shí)間的變化，焊接熱源在不斷移動(dòng)，焊接熱源靠近時(shí)，該區(qū)域的溫度迅速升高，當(dāng)焊接熱源離開(kāi)時(shí)，該區(qū)域溫度會(huì)迅速下降，最終趨于穩(wěn)定。焊接的整個(gè)過(guò)程，焊縫不同的部位都要經(jīng)歷升溫、降溫、冷卻、常溫，所以溫度應(yīng)力場(chǎng)相當(dāng)復(fù)雜。

圖9 溫度場(chǎng)分布云圖Fig.9 Nephogram of the temperature field distribution

3.2 焊接應(yīng)力場(chǎng)分析

焊接時(shí)焊縫溫度急速升高然后驟降，涉及材料的塑性及非線性，較為復(fù)雜。焊接過(guò)程中焊點(diǎn)周邊溫度一般超過(guò)1 500 ℃，鋼材會(huì)產(chǎn)生塑性變形，當(dāng)焊接結(jié)束后，產(chǎn)生塑性變形的部分不均勻冷卻收縮受到約束而產(chǎn)生內(nèi)應(yīng)力即焊接殘余應(yīng)力。

在Visual-Weld模塊可對(duì)焊接應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算與分析，以此研究鋼管-焊接空心球節(jié)點(diǎn)管-球焊縫處殘余應(yīng)力的分布規(guī)律。通過(guò)Visual-Viewer模塊查看殘余應(yīng)力分布云圖，如圖10所示。需要特別說(shuō)明的是鋼管采用的是柱面坐標(biāo)系，空心球采用的是球面坐標(biāo)系。

圖10 焊接殘余應(yīng)力分布云圖Fig.10 Tube-ball weld at the radial and circumferential welding residual stress

由圖10可以看出，無(wú)論是徑向殘余應(yīng)力還是環(huán)向殘余應(yīng)力在球面焊縫焊趾處和管面焊縫焊趾處均以殘余拉應(yīng)力為主并且由于熱量大量輸入，導(dǎo)致焊縫焊趾處殘余拉應(yīng)力較大。而在球面距焊縫較遠(yuǎn)處內(nèi)外壁處和空心球內(nèi)壁相對(duì)應(yīng)焊縫焊趾處則是以殘余壓應(yīng)力為主，整體應(yīng)力分布呈現(xiàn)隨機(jī)性。整體構(gòu)件呈自平衡狀態(tài)。

4 試驗(yàn)和模擬結(jié)果對(duì)比分析

有限元模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析是基于試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)與模擬路徑一致性。在有限元模型球面焊趾和管面焊趾處取同樣測(cè)點(diǎn)與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比并繪制曲線。

根據(jù)材性試驗(yàn)，本試驗(yàn)所用的鋼材實(shí)際鋼材屈服強(qiáng)度是268 MPa。

將計(jì)算應(yīng)力與鋼材屈服強(qiáng)度比值(σθ/σy)為縱坐標(biāo)，與起弧點(diǎn)夾角作為橫坐標(biāo)繪制曲線。三種試件球面焊趾、管面焊趾處焊接殘余應(yīng)力分布曲線及對(duì)比圖如圖11所示。

圖11 球面焊趾處徑向、環(huán)向殘余應(yīng)力對(duì)比分布曲線Fig.11 Comparison of radial and cyclic residual stress distribution curves at spherical weld toe

(1)試件GQ1-1。GQ1-1空心球焊縫焊趾處殘余應(yīng)力對(duì)比圖如圖11所示。

GQ1-1鋼管焊縫焊趾處殘余應(yīng)力對(duì)比圖如圖12所示。

圖12 管面焊趾處徑向、環(huán)向殘余應(yīng)力對(duì)比分布曲線Fig.12 Contrast distribution curves of radial and cyclic residual stresses at the welded toe of a steel pipe

(2)試件GQ1-2。GQ1-2空心球焊縫焊趾處殘余應(yīng)力對(duì)比圖如圖13所示。

圖13 球面焊趾處徑向、環(huán)向殘余應(yīng)力對(duì)比分布曲線Fig.13 Comparison of radial and cyclic residual stress distribution curves at the spherical weld toe

GQ1-2鋼管焊縫焊趾處殘余應(yīng)力對(duì)比圖如圖14所示。

圖14 鋼管焊趾處徑向、環(huán)向殘余應(yīng)力對(duì)比分布曲線Fig.14 Contrast distribution curves of radial and cyclic residual stresses at the welded toe of a steel pipe

(3)試件GQ1-3。 GQ1-3空心球焊縫焊趾處殘余應(yīng)力對(duì)比圖如圖15所示。

圖15 球面焊趾處徑向、環(huán)向殘余應(yīng)力對(duì)比分布曲線Fig.15 Radial and circumferential residual stress distribution curves at spherical welded toe

GQ1-3鋼管焊縫焊趾處殘余應(yīng)力對(duì)比圖如圖16所示。

圖16 鋼管焊趾處徑向、環(huán)向殘余應(yīng)力對(duì)比分布曲線Fig.16 Contrast distribution curves of radial and cyclic residual stresses at the welded toe of a steel pipe

通過(guò)以上對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)：

(1)球面焊趾處殘余應(yīng)力。徑向殘余應(yīng)力有限元模擬結(jié)果在(0.27～0.88)fy(fy為鋼材的屈服強(qiáng)度)，呈周期分布，徑向殘余應(yīng)力最大值為206.8 MPa；環(huán)向殘余應(yīng)力有限元模擬結(jié)果在(0.146～0.9)fy，也呈周期分布，環(huán)向殘余應(yīng)力最大值為211.5 MPa。GQ1-1、GQ1-2、GQ1-3球面徑向殘余應(yīng)力試驗(yàn)值分別在(0.43～0.98)fy、(0.41～0.93)fy、(0.45～0.96)fy，徑向殘余應(yīng)力最大值分別為230.3、218.55、225.6 MPa；環(huán)向殘余應(yīng)力試驗(yàn)值分別在(0.35～0.97)fy、(0.09～0.7)fy、(0.13～0.66)fy，環(huán)向殘余應(yīng)力最大值為227.95、164.5、154.9 MPa。

(2)管面焊趾處殘余應(yīng)力(以計(jì)算應(yīng)力值與鋼材屈服強(qiáng)度的比值表征)。徑向殘余應(yīng)力有限元模擬結(jié)果在(0.067～0.905)fy，且呈周期分布，徑向殘余應(yīng)力最大值為212.68 MPa；環(huán)向殘余應(yīng)力有限元結(jié)果在(0.199～0.96)fy，也呈周期分布，環(huán)向殘余應(yīng)力最大值為225.6 MPa。GQ1-1、GQ1-2、GQ1-3徑向殘余應(yīng)力試驗(yàn)值分別在(0.04～0.593)fy、(0.446～0.95)fy、(0.47～0.92)fy，徑向殘余應(yīng)力最大值分別為158.9、254.6、246.56 MPa；環(huán)向殘余應(yīng)力試驗(yàn)值分別在(0.04～0.68)fy、(0.068～0.699)fy、(0.17～0.69)fy，環(huán)向殘余應(yīng)力最大試驗(yàn)值為182.24、187.332、184.92 MPa。

(3)殘余應(yīng)力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值之間差值主要是基于以下幾個(gè)方面：①焊接空心球熱壓成型過(guò)程中的初始?xì)堄鄳?yīng)力未計(jì)入；②鋼管成型過(guò)程中的初始?xì)堄鄳?yīng)力未計(jì)入；③有限元模擬是將模型簡(jiǎn)化并理想化加工條件下進(jìn)行，無(wú)法百分之百還原實(shí)際焊接狀態(tài)，所以存在一定誤差。

5 結(jié)論

以焊接空心球節(jié)點(diǎn)管-球焊縫焊趾附近焊接殘余應(yīng)力為研究對(duì)象，通過(guò)盲孔法試驗(yàn)測(cè)量其焊接殘余應(yīng)力值的大小，研究了應(yīng)變片應(yīng)力釋放系數(shù)、應(yīng)力曲線。同時(shí)借助Visual Environment焊接模擬軟件對(duì)焊接空心球節(jié)點(diǎn)進(jìn)行建模，分析其焊接溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，得出以下主要結(jié)論。

(1)根據(jù)溫度場(chǎng)云圖可知?dú)堄鄳?yīng)力分布具有隨機(jī)性和復(fù)雜性，焊縫焊趾及附近區(qū)域以殘余拉應(yīng)力為主，遠(yuǎn)離焊縫焊趾區(qū)域及空心球內(nèi)表面區(qū)域以殘余壓應(yīng)力為主，整個(gè)試件上焊接殘余應(yīng)力處于自平衡狀態(tài)。

(2)試驗(yàn)與有限元計(jì)算結(jié)果表明：焊接空心球面焊縫焊趾處徑向殘余應(yīng)力在(0.27～0.98)fy呈周期分布；環(huán)向殘余應(yīng)力在(0.09～0.97)fy呈周期分布。鋼管管面焊縫焊趾處徑向殘余應(yīng)力在(0.04～0.95)fy呈周期分布；環(huán)向殘余應(yīng)力在(0.04～0.96)fy呈周期分布。

(3)試驗(yàn)與有限元計(jì)算結(jié)果的規(guī)律性吻合較好，但數(shù)值差異的主要原因是：未計(jì)入焊接空心球以及鋼管自身的初始?xì)堄鄳?yīng)力，再加上有限元模擬的理想化。