陳哲超，陳震

上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海200240

加筋板結(jié)構(gòu)連續(xù)焊焊接變形規(guī)律

陳哲超，陳震

上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海200240

基于通用有限元軟件Abaqus，采用順序耦合熱彈塑性有限元方法對加筋板結(jié)構(gòu)雙邊連續(xù)焊焊接變形規(guī)律進(jìn)行了研究。為了提高計(jì)算效率，采用具有截面積分特性shell單元的shell/solid模型描述加筋板結(jié)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)了焊接過程數(shù)值模擬。針對雙邊連續(xù)焊焊接方式，分別計(jì)算比較了T形接頭兩側(cè)同時(shí)焊接和兩側(cè)依次焊接情況下的結(jié)構(gòu)殘余變形和應(yīng)力。結(jié)果表明：T形接頭兩側(cè)同時(shí)焊接產(chǎn)生較小的焊接變形，并且變形較為對稱。關(guān)鍵詞：加筋板；shell/solid模型；同時(shí)焊接；依次焊接；焊接變形

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.tj.20160531.1104.024.html期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

引用格式：陳哲超，陳震.加筋板結(jié)構(gòu)連續(xù)焊焊接變形規(guī)律［J］.中國艦船研究，2016，11（3）：68-73，88.

CHEN Zhechao，CHEN Zhen.Deformation rules of stiffened plates with continuous welding［J］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（3）：68-73，88.

0　引　言

焊接工藝被廣泛地應(yīng)用于船舶與海洋結(jié)構(gòu)物的建造中，焊接質(zhì)量的高低將直接影響船體生產(chǎn)質(zhì)量與效率。在焊接過程中，焊縫區(qū)域的局部高溫加熱和冷卻造成焊件受熱不均，使得結(jié)構(gòu)產(chǎn)生殘余變形。焊接殘余變形的存在造成結(jié)構(gòu)物外觀改變，尺寸精度下降以及承載能力減弱。在焊接過程中，采用合理的焊接工藝有利于減少殘余變形，提高焊接質(zhì)量。

熱彈塑性有限元方法［1-2］是研究結(jié)構(gòu)焊接溫度場、焊接變形和殘余應(yīng)力的有效方法，成功地應(yīng)用于各種典型接頭的焊接數(shù)值模擬中。本文采用順序耦合的熱彈塑性有限元分析方法，利用Abaqus非線性有限元軟件，對船體典型加筋板結(jié)構(gòu)焊接變形規(guī)律進(jìn)行研究。為了提高計(jì)算效率，采用Shell/Solid模型建立結(jié)構(gòu)有限元模型，計(jì)算并比較了加強(qiáng)筋T形接頭兩側(cè)同時(shí)焊接和兩側(cè)依次焊接情況下的焊接變形和殘余應(yīng)力。

1　數(shù)值分析原理

1.1順序耦合熱彈塑性有限元

順序耦合熱彈塑性有限元方法假定焊接過程中材料的力學(xué)響應(yīng)對溫度場的影響較小，可以忽略不計(jì)，僅考慮溫度場對應(yīng)力場的影響。分析分為2個(gè)步驟：首先進(jìn)行焊接過程熱傳導(dǎo)分析，獲得溫度場結(jié)果；然后將溫度場的結(jié)果作為外載荷施加到力學(xué)模型，計(jì)算得到焊接變形和殘余應(yīng)力。

熱傳導(dǎo)分析控制方程及邊界條件［2］為：式中：T為瞬時(shí)溫度；c為比熱；ρ為密度；λ為導(dǎo)熱系數(shù)；Q為內(nèi)熱源；Ts為邊界溫度；qs為熱流；Ta為環(huán)境溫度；α為對流換熱系數(shù)。

應(yīng)力場分析采用塑性增量理論，彈塑性應(yīng)變公式［2］為

式中：Δεtl為總應(yīng)變增量；Δεe為彈性應(yīng)變增量；Δεp為塑性應(yīng)變增量；Δεth為熱應(yīng)變增量。

彈性應(yīng)變增量遵循廣義胡克定律計(jì)算，熱應(yīng)變增量根據(jù)線膨脹系數(shù)進(jìn)行計(jì)算，塑性變形遵循Von Mises屈服準(zhǔn)則以及相關(guān)的流動(dòng)性準(zhǔn)則，所涉及到的各材料物理特性均考慮隨溫度的變化。

1.2Shell/Solid模型

采用Solid單元的熱彈塑性有限元方法建模過程繁瑣，計(jì)算量大，難以實(shí)現(xiàn)大型結(jié)構(gòu)的焊接過程模擬。本文采用具有截面積分特性的Shell單元和Shell/Solid模型方法［3］，有效地提高了計(jì)算效率。

具有截面積分特性的Shell單元可在單元節(jié)點(diǎn)處設(shè)置沿厚度方向的積分點(diǎn)。在熱傳導(dǎo)分析過程中，積分點(diǎn)具有獨(dú)立的溫度自由度，節(jié)點(diǎn)溫度值存儲為相應(yīng)積分點(diǎn)的溫度序列。對于Shell單元中任意一點(diǎn)的溫度值，由單元形函數(shù)和積分點(diǎn)處的溫度值插值求得

式中：NN（?1，?2）為單元參考面內(nèi)的插值函數(shù)；MP（s3）為沿厚度方向的二次分段插值函數(shù)；θˉNP為積分點(diǎn)處的溫度值。

在Shell/Solid模型中，焊腳采用Solid單元模擬，焊接板材采用Shell單元模擬。為了反映板材和焊腳之間接觸面上溫度場和應(yīng)力場的連續(xù)性，在相應(yīng)位置利用約束方程綁定相應(yīng)溫度和力學(xué)自由度。本文利用Python語言編寫Abaqus腳本程序［4］，實(shí)現(xiàn)各自由度的自動(dòng)綁定。

2　分析模型

2.1研究內(nèi)容

本文的研究對象為船體結(jié)構(gòu)中典型的加筋板結(jié)構(gòu)。加筋板結(jié)構(gòu)由外板、5根縱向加強(qiáng)筋和2根橫向加強(qiáng)筋組成。外板尺寸為2 400 mm×1 920 mm× 8 mm；縱向加強(qiáng)筋沿外板寬度方向等距離布置，間距480 mm，加強(qiáng)筋尺寸為100 mm×8 mm；橫向加強(qiáng)筋間距960 mm，尺寸為180 mm×8 mm。焊接時(shí)采用CO2氣體保護(hù)焊，僅對縱向加強(qiáng)筋焊接過程進(jìn)行模擬。模型幾何參數(shù)及焊接順序如圖1所示［5］。

圖1　板格模型及焊接順序Fig.1　Stiffened plate model and welding sequence

對于縱向加強(qiáng)筋的焊接，本文分別對T形接頭左右兩道焊縫依次焊接和同時(shí)焊接這2種焊接方式進(jìn)行模擬，研究2種焊接方式下焊接變形和殘余應(yīng)力的規(guī)律和特點(diǎn)。采用依次焊接時(shí)，對于加強(qiáng)筋的兩側(cè)焊縫，先進(jìn)行左側(cè)焊縫焊接，后進(jìn)行右側(cè)焊縫焊接；采用同時(shí)焊接時(shí)，對于加強(qiáng)筋的兩側(cè)焊縫，左右側(cè)焊縫同時(shí)進(jìn)行焊接，如圖2所示。焊接參數(shù)如表1所示。

圖2　T形接頭兩側(cè)依次焊接與同時(shí)焊接Fig.2　Successive and simultaneous welding of the T-joint model

表1　焊接參數(shù)Tab.1　Parameters of welding

2.2計(jì)算模型

加筋板結(jié)構(gòu)有限元模型利用Shell/Solid模型建立。在熱傳導(dǎo)分析計(jì)算模型中，船體板和加強(qiáng)筋采用Shell單元建立，單元類型為DS4，焊腳采用Solid單元建立，單元類型為DC3D8［6］。Shell單元沿厚度方向設(shè)置5個(gè)積分點(diǎn)，以準(zhǔn)確描述溫度梯度沿板厚的分布情況。在應(yīng)力場計(jì)算中，結(jié)構(gòu)有限元模型幾何尺寸與網(wǎng)格劃分同溫度場中模型保持一致，船體板與加強(qiáng)筋采用Shell單元建立，單元類型為S4。

在焊接模擬過程中，移動(dòng)熱源造成焊縫線附近區(qū)域溫度梯度急劇變化，而較遠(yuǎn)區(qū)域的溫度受熱源的影響很小，因而在溫度場計(jì)算中可以忽略離焊縫線較遠(yuǎn)的區(qū)域。在溫度場計(jì)算中，如果采用整體板架模型進(jìn)行計(jì)算，求解自由度數(shù)量龐大。為了提高計(jì)算效率，焊接溫度場的計(jì)算采用子結(jié)構(gòu)方法。將加筋板結(jié)構(gòu)劃分為5個(gè)加筋板子結(jié)構(gòu)，每個(gè)子結(jié)構(gòu)包含一條加強(qiáng)筋及附近區(qū)域（圖3）。當(dāng)前加強(qiáng)筋焊接時(shí)只計(jì)算相應(yīng)子結(jié)構(gòu)溫度場模型。

圖3　模型子結(jié)構(gòu)劃分Fig.3　Substructure of the model

結(jié)構(gòu)分析模型采用完整加筋板結(jié)構(gòu)模型，模型一側(cè)橫向邊緣中間位置采用z向約束，另一側(cè)兩端位置分別采用y，z方向約束和x，y，z這3個(gè)方向約束。材料采用E36鋼，其楊氏模量、熱膨脹系數(shù)、比熱、熱傳導(dǎo)系數(shù)等物理量與溫度的關(guān)系如圖4所示。

圖4　材料屬性Fig.4　Material properities

分析中，利用移動(dòng)熱源模擬焊接過程，熱輸入分為2個(gè)部分［7-8］：一部分由焊弧傳遞至熔池表面，將高斯分布面熱源模擬，施加于焊腳與母材交界a）exp［-3（r（t）/ra）2］（4）式中：r（t）為距離焊弧中心點(diǎn)的距離；ra為電弧半徑；QG為高斯面熱源的總能量，QG=40%.ηUI，η為熱輸入效率，U與I分別為焊接電壓與電流。模擬中所涉及的相應(yīng)焊接參數(shù)如表1所示。面，占總熱量輸入的40%；一部分由融滴傳遞至熔池內(nèi)，采用均勻分布體熱源模擬，施加在焊腳上，占總熱量輸入的60%。高斯平面熱源的熱流公式為

qG（r）=3QG/（πr2

2.3方法的驗(yàn)證

為了驗(yàn)證Shell/Solid模型和計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，本文針對T形接頭［8-9］焊接過程進(jìn)行模擬（圖5）。T形接頭焊接實(shí)驗(yàn)的焊接板材由9 mm厚腹板與12 mm厚面板組成，腹板底端與面板相交處兩側(cè)分別施焊，面板尺寸為500 mm×500 mm，腹板尺寸為300 mm×500 mm。T形接頭右側(cè)兩端點(diǎn)采用z方向約束，左側(cè)兩端點(diǎn)分別采用x，z方向約束及x，y，z方向約束［9-10］。

圖5　T形接頭Fig.5　T-joint model

針對該T型結(jié)構(gòu)建立Shell/Solid模型（圖6）進(jìn)行模擬，并將實(shí)驗(yàn)結(jié)果和Solid模型（圖7）計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對比。

圖6　Shell/Solid模型Fig.6　Shell/Solid model

圖7　Solid模型Fig.7　Solid model

對Shell/Solid模型，考察其熱源中心所在橫截面溫度的分布情況（圖8），在焊腳與面板、腹板的接觸面上，溫度分布連續(xù)，同Solid模型橫截面溫度分布情況幾乎一致（圖9）?？梢娮杂啥冉壎ǔ绦?qū)⒔佑|面上相應(yīng)位置處的節(jié)點(diǎn)與積分點(diǎn)成功實(shí)現(xiàn)線性綁定，成功模擬實(shí)際情況中的熱傳導(dǎo)過程。

圖8　Shell/Solid模型橫截面溫度云圖Fig.8　Temperature contours at transverse section of Shell/Solid model

圖9　Solid模型橫截面溫度云圖Fig.9　Temperature contours at transverse section of Solid model

考察AA，BB，CC這3條直線處角變形情況（圖10），結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了明顯的角變形。面板邊緣處幾乎沒有變形，焊縫位置處結(jié)構(gòu)下沉，整體呈現(xiàn)V型。直線CC位置角變形最大，AA位置角變形最小。計(jì)算結(jié)果同實(shí)驗(yàn)結(jié)果變形趨勢一致，Shell/ Solid模型變形數(shù)值略大于Solid模型，略小于實(shí)驗(yàn)數(shù)值。

圖10　T形接頭角變形Fig.10　Angular distortion of T-joint model

Shell/Solid模型計(jì)算結(jié)果與Solid模型和實(shí)驗(yàn)結(jié)果較吻合，驗(yàn)證了方法的準(zhǔn)確性。

計(jì)算在相同的計(jì)算機(jī)配置下進(jìn)行，表2對計(jì)算耗時(shí)進(jìn)行對比。Shell/Solid模型計(jì)算總耗時(shí)是Solid模型的50.6%。

表2　計(jì)算時(shí)間匯總Tab.2　Summary of computational time cost

3　模擬結(jié)果

3.1溫度場計(jì)算結(jié)果

在焊接加熱過程中，利用移動(dòng)熱源進(jìn)行焊接熱輸入模擬?？v向加強(qiáng)筋瞬態(tài)溫度場模擬結(jié)果如圖11所示。加熱過程中最高溫度穩(wěn)定在2 700℃左右。

T形接頭兩側(cè)同時(shí)焊接焊縫橫截面溫度分布繪制成二維形式，如圖12所示。兩側(cè)同時(shí)焊接時(shí)，左右焊腳溫度分布對稱，最高溫度出現(xiàn)在焊腳斜邊中心位置處。兩側(cè)依次焊接，首先進(jìn)行左側(cè)焊縫焊接，再進(jìn)行右側(cè)焊縫焊接。進(jìn)行左側(cè)焊縫焊接時(shí)焊縫橫截面溫度分布示意圖如圖13所示。橫截面左側(cè)溫度分布情況與同時(shí)焊接橫截面左側(cè)溫度分布大致相同。

圖12　同時(shí)焊接橫截面溫度分布Fig.12　Temperature contours at transverse section of simultaneous welding

圖13　依次焊接橫截面溫度分布Fig.13　Temperature contours at transverse section of successive welding

3.2焊接變形和應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

圖14為兩側(cè)同時(shí)焊接完成后加筋板結(jié)構(gòu)垂向變形圖。為了更加清楚地了解加筋板結(jié)構(gòu)的焊接變形狀況，在模型上設(shè)置多道直線，對2種焊接方式各直線所在位置處（圖15）的焊接垂向變形及應(yīng)力情況進(jìn)行分析。

圖14　兩側(cè)同時(shí)焊接垂向變形云圖Fig.14　Vertical distortion of simultaneous welding

圖15　直線位置Fig.15　Position of the lines

加筋板共有5道縱向加強(qiáng)筋，完成第1道中間加強(qiáng)筋焊接模擬后，兩側(cè)板架均向上翹起。采用依次焊接的板架左側(cè)變形幅度大于右側(cè)，而采用同時(shí)焊接的板架左右兩側(cè)變形幅度一致。

第3道加強(qiáng)筋焊接完成后，直線1處焊接變形如圖16所示。相鄰縱骨間板格變形呈現(xiàn)馬鞍形。采用同時(shí)焊接方式的板架，完成焊接的第2和第3道加強(qiáng)筋通過變形回到了起始位置，整體變形對稱。依次焊接的板架，由于在中間加強(qiáng)筋焊接時(shí)板架就呈現(xiàn)左側(cè)變形大，右側(cè)變形小的狀態(tài)，當(dāng)完成第3道加強(qiáng)筋焊接時(shí)，左側(cè)加強(qiáng)筋位置上移，右側(cè)加強(qiáng)筋位置下移。完成5道加強(qiáng)筋焊接時(shí)的變形如圖17所示，加筋板依舊保持之前的變形趨勢。采用同時(shí)焊接方式的板架，由于每一道加強(qiáng)筋焊接造成板架左右兩側(cè)的變形都較為對稱，整體變形結(jié)果對稱，并且加強(qiáng)筋所在位置幾乎保持在起始位置。而采用依次焊接方式的板架，變形的不對稱性不斷累加，造成板架總體變形不對稱非常明顯，兩側(cè)加強(qiáng)筋均明顯偏離起始位置，左側(cè)變形值最大達(dá)到9.8 mm。

圖16　直線1處前3道加強(qiáng)筋完成焊接時(shí)的變形Fig.16　Deflection after first 3 stiffeners accomplishing welding on line 1

圖17　直線1處5道加強(qiáng)筋完成焊接時(shí)的變形Fig.17　Deflection after 5 stiffeners accomplishing welding on line 1

圖18反映了焊接完成時(shí)直線2處的垂向變形。直線2位于加筋板中間橫向加強(qiáng)筋處。采用同時(shí)焊接的板架模型在中間拱起，變形最大達(dá)到2.7 mm，兩側(cè)變形較小，為0.8 mm。依次焊接的板架左側(cè)變形最大，達(dá)到3 mm，向右變形逐漸減小。

圖18　直線2處變形Fig.18　Deflection on line 2

圖19反映了焊接完成時(shí)直線4處的垂向變形。直線4位于加筋板邊緣橫向加強(qiáng)筋處。加強(qiáng)筋兩端約束位置沒有變形，中間拱起，采用同時(shí)焊接的板架在中間位置處變形1.8 mm，采用依次焊接的板架該處變形1.2 mm。綜合以上3處直線位置處的變形，采用依次焊接的板架出現(xiàn)扭曲變形。

圖19　直線4處變形Fig.19　Deflection on line 4

圖20為在直線3處，2種焊接方式焊縫方向殘余應(yīng)力對比。在焊縫線附近，殘余應(yīng)力急劇升高，拉應(yīng)力達(dá)到峰值，2種焊接方式殘余拉應(yīng)力極值相近。在加強(qiáng)筋之間的平板區(qū)域，拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，同時(shí)焊接產(chǎn)生的壓應(yīng)力較大。

圖20　直線3處殘余應(yīng)力Fig.20　Residual stress on line 3

4　結(jié)　論

本文比較了加強(qiáng)筋焊接順序相同的情況下，T形接頭左右2道焊縫同時(shí)焊接與依次焊接2種焊接方式對于加筋板結(jié)構(gòu)焊接變形和殘余應(yīng)力的影響，得到如下結(jié)論：

1）采用依次焊接，板架出現(xiàn)扭曲變形，變形極值較大。

2）采用同時(shí)焊接，加強(qiáng)筋變形對稱性好，加

強(qiáng)筋所在位置變形幅度很小，該種焊接方式有利于焊接變形的預(yù)測與控制。

3）2種焊接方式對加筋板焊接殘余應(yīng)力影響不大。

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Deformation rules of stiffened plates with continuous welding

CHEN Zhechao，CHEN Zhen
School of Naval Architecture，Ocean and Civil Engineering，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China

The welding induced deformation of stiffened plates is investigated in this paper with the thermal elastic plastic FE method.In order to improve the calculation efficiency，shell elements with sec?tion integration are adopted to establish the shell/solid model.Two welding methods are studied respective?ly in this paper，and several conclusions are drawn after comparing the calculation results.It is observed that simultaneous welding on two sides of the stiffeners could lead to a better deformation mode of the stiff?ened plate，which is less significant and shows better symmetry，compared to that of successive welding.

stiffened plate；shell/solid model；simultaneous welding；successive welding；welding in?duced deformation

U671.8

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.03.012

2015-08-04網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2016-5-31 11:04

陳哲超，男，1989年生，碩士生。研究方向：船舶與海洋工程結(jié)構(gòu)焊接模擬。

E-mail：czc5478@126.com

陳震（通信作者），男，1976年生，博士，副教授。研究方向：船舶與海洋工程現(xiàn)代強(qiáng)度理論。

E-mail：chenzhen@sjtu.edu.cn