铝合金风机叶轮焊接结构强度校核方法分析

2020-07-07单龙付雷孙进卢长煜方洪渊

焊接 2020年3期

单龙，付雷,，孙进，卢长煜，方洪渊

(1.徐州徐工环境技术有限公司，江苏徐州 221001；2.哈尔滨工业大学，先进焊接与连接国家重点实验室，哈尔滨 150001)

0 前言

风机产品是机械制造业中数量多、范围广的通用机械[1]，离心式风机的叶轮由盖板、底板与叶片组成，目前市场上多数风机叶轮均采用碳钢板材拼装焊接而成。随着轻量化与防锈性能要求的日益严苛，铝合金由于密度仅为碳钢的34%，相同体积下成本为不锈钢的50%左右，且防锈性能优异，因而成为制造轻型风机的一种新的潮流。

为使碳钢叶轮涂装防锈材料方便快捷，通常要求叶轮叶片与盖板及底板的焊道采用双面满焊[2]，导致焊缝填充量过多，焊接变形剧烈，焊后矫形工作繁琐。对于铝合金的叶轮，自身的防锈性能优异，无需涂装防锈涂层，因而是否仍需在叶片焊道处双面满焊，则需通过校核焊缝的结构强度来决定。

风机叶轮运行过程中，其主要工作载荷包括离心力载荷、气体动压载荷与叶片迎风面空气阻力载荷、轴承的摩擦阻力、空气对叶轮叶片的摩擦力，焊缝承受的载荷主要是空气阻力与离心力，忽略轴承的摩擦阻力与空气对叶轮叶片的摩擦力，据此校核焊缝结构强度。风机服役工况比较复杂，叶轮转动时有较强的噪音和振动[3]，可对风机整体形成疲劳载荷。其中焊接接头的疲劳寿命通常要远小于其他结构件的寿命，这是由于焊接结构中存在较大的焊接残余应力造成的[4]。焊接残余应力与工作载荷的性质不同，通过考核焊接残余应力与工作应力的叠加效应，可判断焊接结构的可靠性。

1 工作载荷计算

由于铝合金具有良好的防锈性能，用其制造的风机叶轮无需进行防锈处理，因此在设计焊接结构时，仅需考虑风机叶片的工作载荷，主要包含空气阻力与离心力两个方面。以某型号的离心式风机叶轮为研究对象，其叶轮的装配示意图如图1所示，该风机叶轮由盖板和底板及6个叶片拼焊组成，叶轮盖板外径600 mm、内径250 mm、厚3 mm，底板外径600 mm、内径60 mm、厚2 mm，叶片呈弧形，其半径177 mm、弦长255 mm、厚2 mm、高65 mm，均分布于盖板与底板之间，其额定转速3 300 r/min。

图1 风机叶轮装配示意图

1.1 空气阻力载荷

空气阻力载荷作用在叶片迎风面上，作用压强根据气体动能方程进行求解，如式(1)所示。

(1)

式中：Pd为气体阻尼压强；c为空气阻尼系数；ρ0为空气密度，取值1.29 g/L；v为气体的流速。

将叶片旋转时的线速度采用角速度进行表征，根据式(1)中的空气阻尼压强，通过积分的方法求解空气阻力载荷，如式(2)所示。

(2)

式中：Fd为空气阻力载荷；R为旋转轴线到叶片外沿的距离，取值300 mm；r0为旋转轴线到叶片内沿的距离，取值105 mm；r为旋转轴线到叶片的距离；hd为叶片的高度，取值65 mm；w为叶片的旋转角速度，取值345.6 rad/s。

式(2)中的空气阻尼系数c与叶片形状相关，此处取工作的极限状态，即风速与叶片迎风面垂直，此时空气阻尼系数为1，由此计算出叶片旋转时的空气阻力载荷，其值为43.1 N。载荷在叶片迎风面分布不均匀，越靠近叶片外沿载荷越大。

1.2 离心力载荷

离心力载荷是由叶片圆周运动所产生的，载荷方向沿轴向向外，其计算公式见式(3)

(3)

式中：Fl为叶片离心力载荷；ρl为叶片沿轴线的质量线密度。

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单个叶片的质量为100.7 g，质量线密度为0.516 kg/m，由此计算所得的离心力载荷为2 433.6 N，该值远大于叶片的空气阻力43.1 N，占总工作载荷的98.3%，因此文中在校核焊接结构强度时，只需考虑离心力载荷的影响，无需单独考虑空气阻力的作用，并且当转速恒定时，距离旋转轴心越远，离心力越大，表明叶片外沿区域的焊道承受工作载荷较高。

2 焊缝强度校核

根据先前的计算可得，离心力载荷占工作载荷的主要部分，因此在校核焊缝强度时，仅需校核离心力载荷对焊接结构承载的影响。

2.1 理论计算的校核

叶轮叶片中焊接结构的强度校核有两种计算方案：其一，根据焊接行业标准中德国钢结构标准DIN 18800-1-2008《Steel structures-Part 1: Design and construction》，该标准为焊接结构强度校核的通用标准；其二，根据风机行业标准JB/T 10563—2006《一般用途离心通用技术条件》以及JB/T 10213—2000《通风机焊接质量检验技术条件》中关于风机材料与强度的推荐计算方法进行。为了保证焊接结构的安全性，取两种计算结果中较安全的结构。

参照标准DIN 18800进行强度校核，采用铝合金焊丝牌号为5183，熔敷金属的拉伸屈服强度为220 MPa，焊接完成后，由于没有焊缝检验工序，根据DIN 18800-1中的规定，焊接结构的安全系数为0.8，叶片与上下平板之间为角焊缝，焊脚尺寸为4 mm×4 mm，由于离心力与叶片的夹角并不固定，如图2所示，作用于焊缝的纵向应力和横向应力随夹角改变而变化。为保证结构设计可靠性，采用焊缝的最小截面承载，焊缝强度校核如式(4)所示。

Fl=kwhwlcτs

(4)

式中：kw为焊接结构的安全系数；hw为焊缝横截面高度，取最小值2.83 mm；lc为所需焊接的临界最小长度；τs为剪切屈服强度，工程应用中通常取拉伸屈服强度的0.6倍。

图2 叶片离心力载荷的方向

将相关数据带入式(4)，获得所需焊道的临界长度lc，取值为8.14 mm，远小于叶片的长度。

采用《风机手册》中风机叶片的强度计算方法，采用材料的抗拉强度进行校核，如式(5)所示。

Fl=Kbhwlbσb

(5)

式中：Kb为风机叶片结构安全系数，根据手册的推荐，取值为0.125；lb为所需焊道的最小长度；σb为抗拉强度，取值为277 MPa。

将相关数据带入式(5)，获得所需焊道的临界长度lb，取值为24.84 mm，同样小于叶片的长度。

比较两种计算结果可得，采用风机行业标准推荐方法计算的焊道临界长度lb是采用DIN 18800标准计算的焊道临界长度lc的三倍左右，因此从焊接结构设计的安全性考虑，选取风机行业标准推荐的计算方法，所需焊道最小长度为24.84 mm。

2.2 有限元模拟的校核

为防止气流从叶片内侧向外侧通过焊道处间隙渗漏，叶片内外两侧至少有一侧需满焊，以防止漏风，因此选取三种焊道模型进行工作载荷的强度校核：其一，叶轮内外两侧的焊道全满焊；其二，仅叶片内侧焊道采用满焊；其三，仅叶片外侧焊道采用满焊，且单面焊也保证熔透，如图3所示。

图3 焊接接头截面

采用软件Hypermesh建立有限元模型，并使用Marc.MSC软件施加边界条件并进行计算和分析，有限元模型与实际叶轮材料和尺寸均一致[5]，模型构建如图4所示。

采用6061-T6铝合金板材拼装焊接，盖板厚3 mm，底板厚2 mm，叶片厚2 mm，焊道为角焊缝，其长度等同于叶片长度，在焊缝附近采用尺寸渐变的网格划分方法，整个模型共有单元97 148个，节点151 604个，计算模拟的温度为室温，此时铝合金的杨氏模量为68.54 GPa，泊松比为0.3。对整个叶轮施加离心力载荷，盖板与底板以及叶片均在承受离心力载荷，对模型所有单元和节点施加力学边界条件，即设定所有单元节点的旋转速度为55 r/s，旋转轴心与叶轮轴心重合，如此可获得叶轮整体的受力状况，螺栓孔与叶轮通过螺栓保持相对静止状态，因此采用的位移边界条件为底板内侧四个螺栓孔周围的单元节点不移动和不转动。等效应力的计算结果如图5所示，盖板内侧与底板螺栓孔周围以及叶片外沿均为应力较集中的部位，但是仅叶片处工作载荷需要焊缝协同承载，盖板与底板的工作载荷则不需焊缝承载。

图4 有限元计算模型

若仅计算叶片的工作载荷对焊接结构的影响，则只需对叶片的单元节点施加力学边界条件，与之对应的等效应力的计算结果见图6，为方便观察应力分布，将盖板部分的单元和节点隐藏。

对比叶片单面焊与双面焊的承载结果，它们的峰值应力差别很小，其中双面满焊的峰值应力最小，为40.2 MPa，外侧单面焊次之，内侧单面焊最大，为47.0 MPa。

当离心力载荷作用在叶片时，叶片焊道位置的应力分布通过有限元仿真获得，其中叶片双面满焊的峰值应力位于内侧焊缝的焊趾部位，其值为31.1 MPa；叶片外侧单面满焊的峰值应力为24.9 MPa；叶片内侧单面满焊的峰值应力为32.2 MPa，均远小于焊缝熔敷金属的屈服强度，说明无论是双面焊还是单面焊的焊接结构，承载均是安全的。

图6 离心力载荷作用下等效应力的有限元计算结果

3 焊道的选择

对于叶片内外侧焊道的选择，首先需排除双面满焊，原因在于其焊缝填充金属过量，导致焊接变形明显，由此带来的焊后矫形工作量较大，因此选择焊接变形较小的单面焊。

3.1 理论分析

对于叶片内侧或者外侧焊道的选择，则主要依据工作载荷与焊接残余应力的相互作用结果[6-7]。对于焊接残余应力，主要集中在焊缝附近，以拉伸应力为主[8-10]；而对于工作载荷，则主要考虑离心力的作用，离心力作用下的工作应力主要分布在叶片的外沿部分，如图5所示。叶片外沿的迎风面与离心力方向的夹角接近90°，则可以简化离心力与焊缝截面的相对位置关系，两者在同一平面内，二者的相对位置关系如图7所示。

图7 离心力方向与焊缝截面的相对位置关系

对于叶片外侧单面焊，其焊道截面与离心力方向在叶片同一侧，离心力的作用效果是压缩角焊缝的截面，会减缓焊接残余应力的拉伸作用，对焊缝承载有利，如图7a所示；而对于叶片内侧单面焊，其焊道截面与离心力方向在叶片不同侧，离心力作用会促进角焊缝的截面向右侧拉伸，与焊接残余应力的拉伸作用具有相反的作用效果，即离心力与焊接残余应力会相互叠加，对焊缝承载不利，如图7b所示。两种方案的对比中，明显是外侧焊道更利于焊接结构的承载。

3.2 有限元验证

采用热-弹塑性耦合有限元分析可进一步验证离心力作用对焊接残余应力的影响。为简化验证的计算过程，选择单个叶片的外侧焊道与内侧焊道两种焊接规范进行验证计算。

两种焊接规范的焊接方向均由外向里，焊接工艺参数相同，焊接热源模型选用双椭球高斯体热源，电弧电压为19 V，焊接电流为102 A，热源有效系数为0.6，热源宽为6 mm、深为4 mm、前长3 mm、尾长6 mm，焊接速度为8 mm/s，母材为6061-T6铝合金，焊材为5183铝合金焊丝，直径为1.2 mm，忽略母材与焊材之间的热力学物理性能差异，采用文献[5]中所提供的焊接热物理参数的取值进行有限元计算，且焊接过程中焊道两侧叶片与盖板均被电弧热所熔透。

有限元计算结果如图8所示，外侧焊道的应力峰值为292.3 MPa，小于内侧焊道的应力峰值309.5 MPa，说明离心力对于外侧焊道的焊接残余应力具有弱化作用，因此外侧焊道更利于焊接结构的承载。