崔 震，陳 震

（上海交通大學(xué) 海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240）

0 引 言

當(dāng)前，船舶與海洋結(jié)構(gòu)物呈現(xiàn)出大型化、復(fù)雜化的發(fā)展趨勢，對(duì)結(jié)構(gòu)的安全性評(píng)估提出了更高的要求，其中極限強(qiáng)度評(píng)估對(duì)確保結(jié)構(gòu)安全具有重要意義[1-6]。船舶與海洋結(jié)構(gòu)物在焊接制造過程中受局部加熱冷卻的不均勻性因素影響，不可避免地會(huì)產(chǎn)生殘余應(yīng)力和變形[7]等初始缺陷，不僅影響產(chǎn)品的外觀和裝配精度，而且可能降低其剛度、強(qiáng)度和穩(wěn)定性等結(jié)構(gòu)性能，影響其安全性[1]。因此，在合理評(píng)估船舶與海洋結(jié)構(gòu)物安全性方面，研究焊接初始缺陷對(duì)結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度的影響規(guī)律具有重要意義[6,8]。

本文基于熱彈塑性有限元法對(duì)半潛式海洋平臺(tái)橫撐結(jié)構(gòu)的焊接變形和殘余應(yīng)力進(jìn)行數(shù)值模擬，分析不同焊接順序下橫撐結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力和變形的特點(diǎn)，比較橫撐結(jié)構(gòu)發(fā)生局部屈曲時(shí)壓縮載荷的大小，并討論焊接初始缺陷對(duì)橫撐結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度的影響。

1 研究對(duì)象

本文以某半潛式海洋平臺(tái)的水平橫撐結(jié)構(gòu)（見圖1）為研究對(duì)象，該橫撐位于2個(gè)立柱之間，用以連接左右旁通。橫撐的截面呈跑道形狀，外板由上下2塊平板和左右2塊弧型板組成，內(nèi)部設(shè)有21道環(huán)向筋和12條縱向加強(qiáng)筋。橫撐外板的厚度為18mm，環(huán)向筋的間距為1830mm，腹板的厚度為12mm，面板的尺寸為120mm×12mm，縱向加強(qiáng)筋的型號(hào)為L180mm×80mm×12mm。橫撐結(jié)構(gòu)的材料選用E36高強(qiáng)度鋼，以加筋外板為基本加工單元，加工順序?yàn)榈装?、?cè)板、頂板，每塊加筋外板上的加強(qiáng)筋依次對(duì)稱焊接，環(huán)向筋也以對(duì)稱的順序焊接，橫撐結(jié)構(gòu)橫剖面圖見圖2。

圖1 半潛式海洋平臺(tái)橫撐結(jié)構(gòu)

圖2 橫撐結(jié)構(gòu)橫剖面圖

2 有限元模型

本文在研究水平橫撐結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度時(shí)不考慮其整體穩(wěn)定性，為了提高計(jì)算效率，計(jì)算模型的縱向范圍為中部三段環(huán)向筋跨距，長度為 5490mm，2道環(huán)向筋的編號(hào)分別為T1和T2（見圖3）。

根據(jù)橫撐結(jié)構(gòu)尺寸建立三維有限元模型（見圖4），模型網(wǎng)格的大小整體為1/10加強(qiáng)筋間距。為了準(zhǔn)確模擬焊接熱輸入情況，在焊縫及其附近區(qū)域采用精細(xì)網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格的大小隨著與焊縫距離的增加而逐漸增大[7,9-12]，焊縫區(qū)域最小單元尺寸為3mm×3mm。有限元模型的節(jié)點(diǎn)總數(shù)為543944個(gè)，單元總數(shù)為 430564個(gè)。由于材料的物理性能隨溫度變化明顯，本文在計(jì)算時(shí)考慮屈服極限、楊氏模量和熱膨脹系數(shù)等材料屬性隨溫度的變化，E36高強(qiáng)度鋼的材料屬性見圖5。

圖4 橫撐結(jié)構(gòu)有限元模型

圖5 E36高強(qiáng)度鋼的材料屬性

3 焊接初始缺陷模擬

3.1 焊接過程數(shù)值模擬

本文對(duì)橫撐結(jié)構(gòu)分段建造的焊接過程進(jìn)行數(shù)值模擬，未考慮縱橫構(gòu)件交叉和外板拼接等焊接，共有加強(qiáng)筋與外板間連接的14道焊縫。焊接采用CO2氣體保護(hù)焊，工藝參數(shù)為：電流270A，電壓29V，焊接速度400mm/min。所有構(gòu)件在施焊之前均通過定位點(diǎn)焊連成整體，每次焊完并冷卻至室溫之后再進(jìn)行下一道焊接。

基于熱彈塑性有限元法，采用ABAQUS軟件對(duì)2種焊接順序下的橫撐結(jié)構(gòu)的焊接過程進(jìn)行模擬，順序1（WS1）為先焊縱向加強(qiáng)筋再焊環(huán)向筋，順序2（WS2）與之相反。在焊接模擬中，先對(duì)焊接溫度場進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，獲得焊接過程的溫度場，再以熱載荷的形式將其施加到力學(xué)模型上，計(jì)算得到溫度載荷作用下的結(jié)構(gòu)焊接變形和應(yīng)力。在焊接過程中，橫撐結(jié)構(gòu)處于無約束狀態(tài)，為了避免結(jié)構(gòu)剛體位移，在計(jì)算模型中施加了相應(yīng)的邊界條件（見圖6）。

圖6 焊接模擬邊界條件

3.2 焊接殘余應(yīng)力與變形

圖7 和圖8分別為橫撐結(jié)構(gòu)在2種焊接順序（WS1和WS2）下的變形云圖。由圖7和圖8可知，2種焊接順序下橫撐結(jié)構(gòu)的焊接變形特征相近，由于焊縫附近出現(xiàn)收縮變形和角變形，導(dǎo)致橫撐結(jié)構(gòu)加強(qiáng)筋間各板格呈現(xiàn)凹陷變形。橫撐結(jié)構(gòu)各方向的最大變形見表1，與WS1相比，WS2下橫撐結(jié)構(gòu)在垂向（z軸方向）的變形基本相同，但縱向收縮（x軸方向）和橫向收縮（y軸方向）小很多，尤以橫向收縮差別更為明顯。

圖7 橫撐結(jié)構(gòu)在WS1下的變形云圖（放大系數(shù)為100）

圖8 橫撐結(jié)構(gòu)在WS2下的變形云圖（放大系數(shù)為100）

表1 橫撐結(jié)構(gòu)各方向的最大變形 單位：mm

圖9和圖10分別為橫撐結(jié)構(gòu)在2種焊接順序（WS1和WS2）下的縱向殘余應(yīng)力云圖。由圖9和圖10可知：在焊縫附近很窄的范圍內(nèi)具有拉應(yīng)力，最大殘余應(yīng)力達(dá)到材料屈服極限強(qiáng)度，這是焊接高度集中的熱輸入引起材料膨脹，再冷卻后收縮導(dǎo)致的；由于結(jié)構(gòu)整體為自平衡狀態(tài)，在遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域的結(jié)構(gòu)內(nèi)具有壓應(yīng)力。

圖9 橫撐結(jié)構(gòu)在WS1下的縱向殘余應(yīng)力云圖（單位：MPa）

圖10 橫撐結(jié)構(gòu)在WS2下的縱向殘余應(yīng)力云圖（單位：MPa）

4 極限強(qiáng)度計(jì)算

4.1 軸向壓縮極限強(qiáng)度

在對(duì)焊接過程進(jìn)行數(shù)值模擬的基礎(chǔ)上，采用 Riks法計(jì)算橫撐結(jié)構(gòu)的軸向壓縮極限強(qiáng)度。計(jì)算考慮 3種工況，其中：工況 1（Case1）不考慮橫撐結(jié)構(gòu)焊接初始缺陷；工況2（Case2）考慮橫撐結(jié)構(gòu)在WS1下的焊接初始缺陷；工況3（Case3）考慮橫撐結(jié)構(gòu)在WS2下的焊接初始缺陷。

在計(jì)算橫撐結(jié)構(gòu)軸向壓縮加載時(shí)，在兩端截面形心位置處設(shè)置參考點(diǎn)A和參考點(diǎn)B，將兩端截面上的節(jié)點(diǎn)剛性綁定在各自平面內(nèi)的參考點(diǎn)上。約束A點(diǎn)的x方向位移、y方向位移、z方向位移和Rx轉(zhuǎn)角，約束B點(diǎn)的 z方向位移和Rx轉(zhuǎn)角。在B點(diǎn)沿x方向施加逐漸增加的壓縮位移，同時(shí)讀取A點(diǎn)的軸向約束力，形成載荷位移曲線。極限強(qiáng)度計(jì)算的邊界條件見圖11。

圖11 極限強(qiáng)度計(jì)算的邊界條件

4.2 結(jié)果分析

圖12 ～圖14為3種計(jì)算工況下的極限強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果。由圖12～圖14可知，3種計(jì)算工況下的橫撐結(jié)構(gòu)破壞模式相近，加強(qiáng)筋發(fā)生局部屈曲，腹板和翼板分別失穩(wěn)，附連的外板也出現(xiàn)一個(gè)半波形的失穩(wěn)大變形。

圖15為3種計(jì)算工況下的橫撐結(jié)構(gòu)載荷-位移曲線。在壓縮初始階段，載荷隨位移呈線性變化，此時(shí)橫撐結(jié)構(gòu)主要發(fā)生彈性變形，3種計(jì)算工況下的曲線重合；當(dāng) 3種計(jì)算工況下的載荷分別增加至5.253×107N、4.804×107N和4.284×107N時(shí)，縱向加強(qiáng)筋發(fā)生局部屈曲，結(jié)構(gòu)剛度降低，載荷-位移曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)；隨著載荷進(jìn)一步增加，縱向加強(qiáng)筋屈曲情況加劇，但仍具有繼續(xù)承載的能力，直至達(dá)到結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度；此后，結(jié)構(gòu)進(jìn)入后屈曲階段，雖然軸向位移繼續(xù)增加，但隨著外板和加強(qiáng)筋的變形急劇增大，承載能力下降，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)負(fù)剛度。

圖12 Case1屈曲應(yīng)力云圖（單位：MPa）

圖13 Case2屈曲應(yīng)力云圖（單位：MPa）

圖14 Case3屈曲應(yīng)力云圖（單位：MPa）

圖15 3種工況下的載荷-位移曲線

表2為3種計(jì)算工況下的橫撐結(jié)構(gòu)載荷-位移曲線特征點(diǎn)數(shù)值。由表2可知，受焊接的影響，橫撐結(jié)構(gòu)的線性終點(diǎn)載荷和極限強(qiáng)度均有一定程度的下降。Case2和Case3下的線性終點(diǎn)載荷相對(duì)于Case1分別下降8.55%和18.45%，表明含焊接初始缺陷的橫撐結(jié)構(gòu)更易發(fā)生屈曲。然而，由于橫撐結(jié)構(gòu)本身剛度較大，焊接殘余應(yīng)力和變形對(duì)橫撐結(jié)構(gòu)最終的極限強(qiáng)度影響較小，均在6×107N左右。

表2 3種計(jì)算工況下的橫撐結(jié)構(gòu)載荷-位移曲線特征點(diǎn)數(shù)值

5 結(jié) 語

本文采用非線性有限元法分析焊接順序?qū)Π霛撌胶Ｑ笃脚_(tái)橫撐結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力和變形的影響，討論不同焊接初始缺陷下的橫撐結(jié)構(gòu)縱向極限強(qiáng)度，主要得到以下結(jié)論：

1) 在軸向載荷作用下，橫撐結(jié)構(gòu)的縱向加強(qiáng)筋首先發(fā)生局部屈曲，此后其附連的外板出現(xiàn)一個(gè)半波形的失穩(wěn)大變形。

2) 具有焊接初始缺陷的橫撐結(jié)構(gòu)更易發(fā)生加強(qiáng)筋屈曲失穩(wěn)，2種焊接順序的線性終點(diǎn)載荷分別較無缺陷狀態(tài)低8.55%和18.45%。由于橫撐結(jié)構(gòu)本身的剛度較大，有無焊接缺陷對(duì)橫撐結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度的影響差別不大，但對(duì)于薄板等剛度較小的結(jié)構(gòu)，該結(jié)論尚需驗(yàn)證。

3) 本文提出的方法同樣適用于相近的船舶與海洋結(jié)構(gòu)物極限強(qiáng)度問題研究。由于存在應(yīng)力松弛，結(jié)構(gòu)內(nèi)的焊接殘余應(yīng)力隨時(shí)間緩慢變化，該現(xiàn)象對(duì)極限強(qiáng)度的影響還需進(jìn)一步研究。