，

(上海交通大學(xué) 船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海 200240)

0 引 言

焊接作為一種可靠、高效的連接方法，被廣泛地應(yīng)用于船舶與海洋工程行業(yè)。由焊接引起的結(jié)構(gòu)變形不僅影響船舶和海洋平臺的制造精度，還可能降低結(jié)構(gòu)性能，因此，預(yù)測和控制焊接變形對于船舶和海洋平臺高質(zhì)量建造具有重要的意義。國內(nèi)外眾多學(xué)者對船舶和海洋平臺焊接問題進(jìn)行廣泛的研究，周宏等[1]利用上海交通大學(xué)和日本大阪大學(xué)共同開發(fā)的基于固有應(yīng)變的Weld-sta軟件，對大型集裝箱船的船體總段船臺合龍焊接變形進(jìn)行預(yù)測，為船體總段合龍時補(bǔ)償量的確定提供數(shù)據(jù)支持和理論指導(dǎo)。陳建波等[2]用熱彈塑性有限元法對大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)分段多道焊的焊接變形進(jìn)行分析，為控制焊接變形提供理論依據(jù)。WANG等[3]用固有應(yīng)變法對大型船體板架的焊接變形進(jìn)行預(yù)測，并且研究線加熱對焊接屈曲變形的有效控制。

當(dāng)前，船體結(jié)構(gòu)設(shè)計趨向于輕型化，薄板結(jié)構(gòu)的使用日漸增多。ZAEEM等[4]運用ERT技術(shù)對薄鋁T型接頭的焊接屈曲變形進(jìn)行預(yù)測，模擬結(jié)果和試驗數(shù)據(jù)的吻合度較高。陸?zhàn)┑萚5]基于固有應(yīng)變法對不同焊接工藝條件下的低碳鋼薄板對接焊變形進(jìn)行研究，考慮薄板不平整度的影響，比較數(shù)值分析與試驗測量結(jié)果，并且對有加強(qiáng)筋板分段結(jié)構(gòu)的焊接變形進(jìn)行預(yù)測。

本文采用熱彈塑性有限元法模擬加筋板結(jié)構(gòu)單邊焊的焊接過程，運用板殼單元model[6]建立結(jié)構(gòu)有限元模型，以提高計算效率，研究焊接熱輸入和初始撓度對焊接屈曲變形的影響。

1 研究對象

1.1 幾何模型

圖1 結(jié)構(gòu)幾何尺寸 圖2 焊接順序及焊腳分布

1.2 有限元模型

采用順序耦合的熱彈塑性有限元法進(jìn)行焊接過程的模擬。先進(jìn)行熱分析獲得焊接過程的溫度場分布，然后將溫度場結(jié)果作為外載荷施加在結(jié)構(gòu)分析模型上，計算焊接變形和應(yīng)力。計算模擬采用Abaqus/Standard軟件實現(xiàn)，有限元模型如圖3所示，面板和加強(qiáng)筋采用板單元建模，并且在板單元厚度方向設(shè)置5個截面積分點，焊腳采用實體單元建模，通過建立線性約束方程綁定板單元和實體單元間對應(yīng)點的溫度自由度。在溫度梯度變化大的焊縫及其附近區(qū)域網(wǎng)格劃分較密，為5 mm×1.5 mm，在遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域采用較稀疏的網(wǎng)格劃分。

為了提高計算效率并保證計算精度，將整個多筋板劃分為3個子結(jié)構(gòu)，每個子結(jié)構(gòu)包含1根加強(qiáng)筋及其附近的面板，如圖3所示。各子結(jié)構(gòu)的溫度場分別獨立計算。焊接過程中多筋板處于自由狀態(tài)，為了限制結(jié)構(gòu)的剛體位移，在應(yīng)力場計算時設(shè)置如圖3所示的邊界條件。面板和加強(qiáng)筋采用的材料均為EH 36鋼，其熱物理及力學(xué)性能參數(shù)隨溫度的變化而變化，如圖4所示。

圖3 有限元模型 圖4 材料屬性

1.3 熱源模型

焊接模擬采用由高斯面熱源和均勻體熱源組成的混合移動熱源模型[6]，其中，高斯面熱源施加在面板和加強(qiáng)筋的表面，占總熱輸入的40%，均勻體熱源施加在焊腳部分，占總熱輸入的60%，2種熱源的具體分布表達(dá)式見文獻(xiàn)[6]。散熱系數(shù)和室溫分別設(shè)置為15×10-6W/(mm2·℃)和20℃。計算模型的準(zhǔn)確性驗證見文獻(xiàn)[6]。

2 計算結(jié)果及分析

2.1 溫度場結(jié)果

焊接過程中熱源移動時焊縫附近的溫度場分布云圖如圖5所示，可以看出：熱源中心區(qū)域的溫度接近2 400 ℃，沿著熱源移動方向熱源中心前部的溫度梯度明顯大于熱源中心后部。在垂直于焊縫的橫截面上分別于面板上表面取A,B,C,D,E 5點，各點至加強(qiáng)筋中面的距離分別為5.1 mm,9.3 mm,14.3 mm,19.5 mm,30 mm。圖6是5個點的溫度歷程曲線，可以看出：在焊縫附近的點A，焊接時溫度迅速上升到約2 250 ℃后緩慢降至室溫，離焊縫越遠(yuǎn)的區(qū)域最高溫度越低，點E焊接時的最高瞬時溫度約190 ℃。

圖5 焊接瞬時溫度場分布云圖 圖6 同一橫截面上若干點溫度歷程

2.2 應(yīng)力場結(jié)果

圖7是焊接完成后加筋板在z方向垂向變形U3的分布云圖，可以看出：加筋板結(jié)構(gòu)焊接變形的主要特征為整體縱向彎曲，位于加強(qiáng)筋1和加強(qiáng)筋3外側(cè)板的變形明顯大于加強(qiáng)筋之間板格的變形。

為研究熱輸入對加筋板結(jié)構(gòu)焊接變形的影響[7]，本文分別針對5種不同熱輸入工況進(jìn)行焊接計算。熱輸入大小分別為原來熱輸入(730.6 J/mm)的0.75倍、1.25倍、1.5倍、1.75倍和2倍，其余焊接條件和參數(shù)保持不變。圖8是2倍熱輸入下焊接完成后U3的變形云圖，可以看出：整體縱向彎曲變形仍是多筋板變形的主要特征，在面板沿縱向邊緣出現(xiàn)明顯的波浪變形，表明增大焊接熱輸入會導(dǎo)致面板發(fā)生屈曲，使加筋板的焊接變形模式更為復(fù)雜。

圖7 1倍熱輸入變形云圖 圖8 2倍熱輸入變形云圖

在不同熱輸入下焊接不同階段的面板垂向變形U3的均方根值(Root Mean Square,RMS)見表1，該RMS也反映了加筋板面外變形的大小。從表1中可以看出：隨著熱輸入的增加，每根加強(qiáng)筋焊完后的RMS也隨之增大，當(dāng)熱輸入增加到一定值時，RMS的大小趨于穩(wěn)定，例如在1.75倍和2倍熱輸入的情況下，RMS的最終值幾乎相等。原因是：當(dāng)熱輸入較小時，結(jié)構(gòu)彈性變形占主導(dǎo)，加大熱輸入將產(chǎn)生更大的彈性變形；當(dāng)熱輸入較大時，塑性變形所占比例增加，增加的熱輸入更多地轉(zhuǎn)化為焊縫附近材料的塑性應(yīng)變，因此對于結(jié)構(gòu)整體變形大小變化不明顯。

表1 不同熱輸入下面板垂向變形U3均方根(RMS)

3 初始撓度對屈曲變形的影響

3.1 焊接誘導(dǎo)的屈曲變形

圖9是在3倍熱輸入下每根加強(qiáng)筋焊完后的多筋板U3變形云圖，可以看到明顯的縱向和橫向屈曲變形情況。隨著熱輸入的增加，面板內(nèi)的殘余壓應(yīng)力也隨之增大，當(dāng)殘余壓應(yīng)力值超過結(jié)構(gòu)屈曲臨界應(yīng)力時，板格發(fā)生屈曲。在面板長邊出現(xiàn)若干縱向的變形半波，短邊位于相鄰2根加強(qiáng)筋之間出現(xiàn)1個橫向變形半波。加強(qiáng)筋1和加強(qiáng)筋3外側(cè)板的屈曲變形大于加強(qiáng)筋之間板的屈曲變形，加強(qiáng)筋的支撐作用對于結(jié)構(gòu)屈曲有一定的影響。

圖9 3倍熱輸入屈曲變形云圖

3.2 初始撓度

圖10 初始撓度示意圖

板材在焊接前的切割、加工和運輸?shù)拳h(huán)節(jié)不可避免出現(xiàn)初始撓度。為研究初始撓度對加筋板屈曲變形的影響，在面板2條長自由邊上沿縱向施加正弦半波分布的初始撓度u，如圖10所示。分布函數(shù)為

式中：A為正弦半波的振動幅值，分別取5 mm，10 mm和20 mm；y為長邊上的點到面板短邊的距離。

3.3 不同初始撓度下的焊接屈曲變形

圖11是加筋板在3倍熱輸入和不同初始撓度下的焊接屈曲變形，可以看出：面板邊緣的波浪變形和加強(qiáng)筋之間板格的凹陷變形是2種典型的屈曲變形模式，較大初始撓度和高熱輸入會產(chǎn)生更嚴(yán)重的屈曲變形和更少的變形半波數(shù)；當(dāng)初始撓度的幅值增加到20 mm時，面板長邊的縱向屈曲變形半波數(shù)從10個減少到8個(如圖11 b)和d)所示)。從圖11c)可以看出：加強(qiáng)筋2右側(cè)板格的屈曲變形波數(shù)小于左側(cè)板格，主要是由單邊焊左右熱輸入的差異造成的。

圖11 不同初始撓度下結(jié)構(gòu)屈曲變形

圖12 面板和加強(qiáng)筋2結(jié)合處U3變形

圖12是面板和加強(qiáng)筋2結(jié)合處的焊接面外變形U3曲線，可以看出：變形特征為整體的縱向中拱彎曲，并且初始撓度幅值越大，變形越大，說明初始撓度降低了結(jié)構(gòu)的剛度。

4 結(jié) 論

采用熱彈塑性有限元法研究加筋板結(jié)構(gòu)的焊接屈曲變形問題，討論焊接熱輸入和板的初始撓度對焊接屈曲變形的影響，結(jié)論如下：

(1) 焊接面外變形隨著熱輸入的增加呈增大趨勢，但當(dāng)熱輸入超過一定量值時，焊接面外變形大小受熱輸入的影響不明顯。增大焊接熱輸入易激發(fā)加筋板的屈曲變形。

(2) 初始撓度對加筋板焊接屈曲變形影響顯著，較大初始撓度會減少結(jié)構(gòu)屈曲變形的半波數(shù)，使屈曲變形更嚴(yán)重，結(jié)構(gòu)整體縱向中拱彎曲變形增大。

[1] 周宏,羅宇,蔣志勇.基于固有應(yīng)變的船體總段船臺合龍焊接變形預(yù)測研究[J].船舶力學(xué),2013,17(10):1153-1160.

[2] 陳建波,羅宇,龍哲.大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)焊接變形熱彈塑性有限元分析[J].焊接學(xué)報,2008 (04)：69-72.

[3] WANG J,RASHED S,MURAKAWA H,et al.Numerical Prediction and Mitigation of Out-of-Plane Welding Distortion in Ship Panel Structure by Elastic FE Analysis[J].Marine Structures,2013,34(04):135-155.

[4] ZAEEM M A,NAMI M R,KADIVAR M H.Prediction of Welding Buckling Distortion in a Thin Wall Aluminum T Joint[J].Computational Materials Science,2007,38(04):588-594.

[5] 陸?zhàn)?陳俊梅,陳家本.薄板結(jié)構(gòu)焊接變形數(shù)值模擬及其應(yīng)用[J].電焊機(jī),2007,37(06):71-74.

[6] CHEN Z,CHEN Z,SHENOI R A.Influence of Welding Sequence on Welding Deformation and Residual Stress of a Stiffened Plate Structure[J].Ocean Engineering,2015,106:271-280.

[7] DENG D,MURAKAWA H.FEM Prediction of Buckling Distortion Induced by Welding in Thin Plate Panel Structures[J].Computational Materials Science,2008,43(04):591-607.