何昱恒，陳 震

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

0 引 言

焊接被廣泛應(yīng)用于型材加工、分段建造、船臺(tái)合攏等船舶建造環(huán)節(jié)。由于焊縫附近區(qū)域的材料在焊接過(guò)程中的不均勻膨脹和收縮，使得結(jié)構(gòu)不可避免地產(chǎn)生變形和殘余應(yīng)力，影響結(jié)構(gòu)外形尺寸，降低裝配精度。研究焊接結(jié)構(gòu)變形規(guī)律，制定減少大型焊接結(jié)構(gòu)變形的工藝方案，對(duì)于提高船體建造質(zhì)量具有重要的工程價(jià)值。力學(xué)約束是控制結(jié)構(gòu)焊接變形的有效方法[1-3]，在甲板板架焊接過(guò)程中，采用力學(xué)方法限制其板格中部甲板板的垂向位移可控制焊接變形，本文研究此類垂向力學(xué)約束對(duì)焊接變形與殘余應(yīng)力的影響。對(duì)于大型甲板，不同的垂向力學(xué)約束方案在改善甲板板架結(jié)構(gòu)變形和殘余應(yīng)力方面的效果有所不同，本文利用數(shù)值方法模擬各種垂向力學(xué)約束方案，尋求最佳約束方案條件，為實(shí)際焊接工程控制焊接變形工藝提供參考。

1 研究對(duì)象

1.1 甲板板架和焊接條件

選取船體甲板板架為研究對(duì)象，板架尺寸和構(gòu)件布置情況如圖1所示。甲板板的尺寸為2 400 mm×2 464 mm，板厚 6 mm；沿橫向布置 5 根縱骨，其間距為480 mm，腹板高度和面板寬度均為80 mm，板厚均為8 mm；沿縱向布置3根橫梁，其間距為992 mm，腹板高度和面板寬度分別為180 mm和120 mm，板厚均為8 mm。所有骨材在焊接前先通過(guò)定位點(diǎn)焊將其有效地連成整體，不考慮由于定位點(diǎn)焊所產(chǎn)生的初始變形和殘余應(yīng)力，加強(qiáng)筋和甲板板之間的角焊縫采用CO2氣體保護(hù)焊，焊接參數(shù)見(jiàn)表1，縱骨和橫梁兩側(cè)的角焊縫均采用同時(shí)同向連續(xù)施焊，縱骨與橫梁的焊接順序編號(hào)為No.1～No.8，焊接順序和方向如圖1所示。

表1 焊接參數(shù)Tab.1 Welding parameters

1.2 垂向力學(xué)約束方案

將整個(gè)甲板板架按位置劃分成4個(gè)板格區(qū)域，分別為：板格_A、板格_B、板格_C和板格_D，如圖2所示。在焊接過(guò)程中，約束區(qū)域內(nèi)甲板板的垂向位移被完全限制，待整個(gè)焊接過(guò)程結(jié)束板架溫度降至室溫后，釋放垂向力學(xué)約束，甲板板架進(jìn)入自由形變狀態(tài)。本文計(jì)算方案設(shè)計(jì)為一個(gè)無(wú)約束的自由變形方案和5個(gè)垂向力學(xué)約束方案，6個(gè)計(jì)算方案如下：

方案1板架不受約束，在焊接過(guò)程中可自由形變。

方案2在板格_A的中心設(shè)置邊長(zhǎng)為64 mm的方形約束區(qū)域，分別在板格_B和板格_D的自由邊上設(shè)置尺寸為 32 mm×64 mm 和 64 mm×32 mm 的矩形約束區(qū)域，在板格_C兩自由邊的交角處設(shè)置邊長(zhǎng)為32 mm的方形約束區(qū)域，如圖2（a）所示。

方案3板格中約束區(qū)域x和y方向的長(zhǎng)度均是方案2中約束區(qū)域的2倍，如圖2（b）所示。

方案4板格中約束區(qū)域x方向的長(zhǎng)度均與方案3中的約束區(qū)域相同；y方向的長(zhǎng)度均是方案3中約束區(qū)域的2倍，如圖2（c）所示。

方案5在板格_A和板格_B中分別對(duì)稱設(shè)置2個(gè)方案3中對(duì)應(yīng)板格內(nèi)的約束區(qū)域，板格_C和板格_D中的約束區(qū)域與方案3中相同，如圖2（d）所示。

方案6在板格_A和板格_B中分別對(duì)稱設(shè)置3個(gè)方案3中對(duì)應(yīng)板格內(nèi)的約束區(qū)域，板格_C和板格_D中的約束區(qū)域與方案3中相同，如圖2（e）所示。

2 計(jì)算方法

本文首先利用順序耦合的熱彈塑性有限元法[4-5]模擬焊接過(guò)程，整個(gè)過(guò)程分為2步。第1步是建立能夠反映焊接構(gòu)件細(xì)節(jié)的有限元網(wǎng)格模型，根據(jù)焊接參數(shù)施加合理的熱源數(shù)學(xué)模型于焊縫，依照焊接順序模擬熱源沿焊縫的移動(dòng)，考慮焊接材料熱物理性能和熱分析邊界條件，開(kāi)展能夠跟蹤構(gòu)件在整個(gè)焊接和冷卻過(guò)程中的溫度變化的熱分析，獲得焊接過(guò)程中模型的瞬時(shí)溫度場(chǎng)分布。第2步將隨時(shí)間變化的瞬時(shí)溫度場(chǎng)結(jié)果作為溫度載荷施加在力學(xué)模型上，考慮材料的力學(xué)參數(shù)性能，焊接時(shí)施加相應(yīng)的邊界條件，計(jì)算焊接過(guò)程中結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和應(yīng)變，其中垂向力學(xué)約束施加在約束區(qū)域內(nèi)的甲板板上。待完成整個(gè)焊接過(guò)程的模擬之后，釋放垂向力學(xué)約束，結(jié)構(gòu)發(fā)生反彈變形，得到結(jié)構(gòu)最終的焊接變形與殘余應(yīng)力分布。

3 有限元模型

甲板板架有限元模型如圖3所示，采用shell/solid混合單元建模[6]，整個(gè)模擬過(guò)程在Abaqus中實(shí)現(xiàn)。熱焊接過(guò)程溫度場(chǎng)的特點(diǎn)是熱源附近和熱影響區(qū)局部區(qū)域溫度高、梯度大，隨著距熱源中心距離的增加，溫度迅速降低。因此為了保證溫度場(chǎng)模擬的精準(zhǔn)性，模型在焊縫區(qū)域須采用細(xì)網(wǎng)格，其最小單元尺寸為2 mm×4 mm，模型在遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域網(wǎng)格逐漸增大以提高計(jì)算效率，應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算模型網(wǎng)格劃分與溫度場(chǎng)模型相同，整個(gè)模型的單元數(shù)為250 435，節(jié)點(diǎn)數(shù)為318 479。材料為E36鋼[7]，其屈服極限、楊氏模量、熱傳導(dǎo)系數(shù)等物理量與溫度的關(guān)系見(jiàn)圖4。

溫度場(chǎng)計(jì)算過(guò)程中空氣對(duì)流換熱系數(shù)設(shè)為15×10–6W/（mm2℃），環(huán)境溫度設(shè)為 20 ℃。應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算時(shí)，將溫度場(chǎng)分析結(jié)果以溫度載荷的形式施加到力學(xué)模型上。甲板板架在自由狀態(tài)下施焊時(shí)，為了避免因剛體位移，采用三點(diǎn)約束邊界條件（見(jiàn)圖3）。在垂向力學(xué)約束方案的應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算過(guò)程中，限制約束區(qū)域內(nèi)所有節(jié)點(diǎn)的垂向位移，待全部焊接完成后，釋放垂向力學(xué)約束，同時(shí)施加三點(diǎn)約束邊界條件。

4 計(jì)算結(jié)果分析

4.1 焊接變形結(jié)果分析

圖5為各方案甲板板架的整體變形云圖。由圖可見(jiàn)，無(wú)約束方案和5種垂向力學(xué)約束方案下結(jié)構(gòu)的焊接變形形式相近，整個(gè)板架中部拱起，甲板板縱向自由邊處的變形大于板格的面外變形，縱橫骨架范圍之內(nèi)的甲板板同樣呈凸起變形特點(diǎn)，垂向力學(xué)約束使得板格內(nèi)甲板板的變形減小。為了分析各焊接方案下的結(jié)構(gòu)變形，選取甲板板上縱向剖面L1～L3、橫向剖面T1～T2（見(jiàn)圖6）分別繪制變形圖。

圖7～圖8為縱橫加強(qiáng)筋位置L2和T2處的面外變形，反映了甲板分段焊接后整體的變形情況?？v骨變形較橫梁變形更大，說(shuō)明板架整體縱向彎曲程度大于其橫向彎曲程度。相較于方案1，L2處板架整體縱向的變形在垂向力學(xué)約束方案中大幅減小，T2處板架整體橫向的變形在垂向力學(xué)約束方案中有小幅減小；板架整體縱向和板架整體橫向的變形均隨著垂向力學(xué)約束區(qū)域面積的增大而逐漸減小。L2處板架整體縱向與T2處板架整體橫向在各方案中的焊接變形最值見(jiàn)表2所示，在方案6中L2和T2處變形最值相較于方案1中的變形分別減小了25.9%和6.28%。

圖9～圖10分別為甲板板縱橫方向的面外變形，在L1和T1剖面相鄰骨材之間的甲板板均出現(xiàn)半波形的局部變形。垂向力學(xué)約束對(duì)減小局部焊接變形的作用明顯，板格_A中的甲板板在約束方案中顯著減小，自由邊的變形同樣明顯改善，并且局部焊接變形隨著垂向力學(xué)約束區(qū)域面積的增大而逐漸減小。甲板板的變形由板架整體變形與板格局部變形組成，僅考慮板格的局部變形情況，得到L1處自由邊與T1處甲板板在各方案中的局部焊接變形最值如表2所示。在方案6中L1和T1處變形最值相較于方案1中的變形分別減小了27.2%和48.2%。對(duì)比方案4和方案5的變形最值，可以看出在此約束面積下，不同約束區(qū)域設(shè)置對(duì)焊接變形影響很小。方案6在L2，T2和T1處的變形最值相較于方案3減小不超過(guò)3.3%，而其約束面積是方案3的3倍，可見(jiàn)方案3在減小整體焊接變形與板格內(nèi)局部變形中為相對(duì)更優(yōu)的方案。

表2 各方案焊接變形最值（mm）Tab.2 Maximum magnitudes of the welding distortions in different cases (mm)

4.2 焊接殘余應(yīng)力結(jié)果分析

焊接完成后，在焊縫附近較窄區(qū)域內(nèi)集中高量值的殘余應(yīng)力。圖11為方案1中甲板板中面的縱向（y方向）殘余應(yīng)力云圖，可以看出殘余應(yīng)力主要沿焊縫方向，高應(yīng)力區(qū)域分布在焊縫附近區(qū)域，呈拉應(yīng)力，量值達(dá)到材料的屈服極限，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域則為壓應(yīng)力，整體結(jié)構(gòu)的拉壓應(yīng)力相平衡。約束方案中應(yīng)力的分布規(guī)律與方案1中的分布規(guī)律相似。

圖12所示為各方案中甲板板T1剖面處中面縱向（y方向）殘余應(yīng)力S22的分布曲線，圖13所示為各方案中甲板板L3剖面處中面橫向（x方向）殘余應(yīng)力S11的分布曲線。圖12和圖13反映了甲板板由焊接引起的整體殘余應(yīng)力情況。焊接殘余拉應(yīng)力主要分布在焊縫附近的狹窄區(qū)域，其量值達(dá)到材料的屈服極限；壓應(yīng)力則主要位于縱橫骨架的板格間，且縱骨間板格的縱向殘余壓應(yīng)力（見(jiàn)圖12）明顯大于橫梁間板格的橫向殘余應(yīng)力（見(jiàn)圖13）。這是由于縱骨數(shù)量較多，焊接產(chǎn)生的縱向收縮更嚴(yán)重。垂向力學(xué)約束方案對(duì)甲板板中面內(nèi)橫向和縱向的殘余應(yīng)力影響均不明顯。

圖14所示為各方案中甲板板T1剖面處上表面橫向（x方向）殘余應(yīng)力的分布曲線，圖15所示為各方案中甲板板L3剖面處上表面縱向（y方向）殘余應(yīng)力的分布曲線。由于甲板板產(chǎn)生角變形，使板格出現(xiàn)半波形局部彎曲，引起甲板板格的局部彎曲應(yīng)力，因此甲板上表面的殘余應(yīng)力是由焊接收縮產(chǎn)生的壓應(yīng)力與局部彎曲導(dǎo)致的拉應(yīng)力疊加形成。T1處橫向彎曲拉應(yīng)力大于橫向收縮壓應(yīng)力，此處橫向殘余應(yīng)力表現(xiàn)為拉應(yīng)力；而在L3處情況相反，縱向彎曲拉應(yīng)力小于縱向收縮壓應(yīng)力，此處縱向殘余應(yīng)力表現(xiàn)為壓應(yīng)力。在各約束方案中，由于垂向力學(xué)約束的作用導(dǎo)致局部彎曲變形減小，甲板上表面橫向和縱向彎曲應(yīng)力均減小，使得T1處板格中部甲板板上表面橫向的殘余應(yīng)力減小，減小最多達(dá)到52 MPa；而L3處板格中部甲板板上表面縱向的殘余應(yīng)力略微增大，增大最多達(dá)到28 MPa。

5 結(jié) 語(yǔ)

本文研究了垂向力學(xué)約束對(duì)甲板板架焊接的焊接變形與殘余應(yīng)力的影響規(guī)律，其主要結(jié)論如下：

1）對(duì)于該板架結(jié)構(gòu)，垂向力學(xué)約束對(duì)減小板架焊接整體和局部變形的效果明顯，可分別減小27%和48%。焊接變形隨著約束面積增大而減小。

2）焊接引起的殘余應(yīng)力沿焊縫方向在狹窄區(qū)域內(nèi)具有較高的拉應(yīng)力，遠(yuǎn)離焊縫處為壓應(yīng)力。垂向力學(xué)約束對(duì)甲板板中面殘余應(yīng)力幾乎沒(méi)有影響；垂向力學(xué)約束使得板格中部甲板板上表面橫向殘余應(yīng)力減小52 MPa，而縱向殘余應(yīng)力增大28 MPa。

3）針對(duì)本文研究的甲板板架及約束方案，方案3中焊接變形相較于方案2中變形有顯著減小，而在方案4～方案6中增大約束面積對(duì)于進(jìn)一步減小焊接變形效果有限，考慮到減小變形效果與約束面積成本，選擇方案3為相對(duì)最優(yōu)的約束方案。

[1]DENG D, ZHOU Y, BI T, et al.Experimental and numerical investigations of welding distortion induced by CO 2, gas arc welding in thin-plate bead-on joints[J].Materials & Design,2013, 52(24): 720–729.

[2]FU G, LOURENCO M I, DUAN M, et al.Effect of boundary conditions on residual stress and distortion in T-joint welds[J].Journal of Constructional Steel Research, 2014, 102(11):121–135.

[3]FANOUS I F Z, YOUNAN M Y A, WIFI A S.3-D finite element modeling of the welding process using element birth and element movement techniques[J].Journal of Pressure Vessel Technology, 2003, 125(2): 165–172.

[4]DENG D, MURAKAWA H.Prediction of welding distortion and residual stress in a thin plate butt-welded joint[J].Computational Materials Science, 2008, 43(2): 353–365.

[5]沈濟(jì)超, 陳震, 羅宇.船體T型接頭分段移動(dòng)熱源焊接模擬[J].中國(guó)造船, 2014, 55(4): 66–72.

[6]SHEN J, CHEN Z.Welding simulation of fillet-welded joint using shell elements with section integration[J].Journal of Materials Processing Technology, 2014, 214(11): 2529–2536.

[7]MATO P, ZDENKO T, ALAN R, et al.Numerical analysis and experimental investigation of welding residual stresses and distortions in a T-joint fillet weld[J].Materials and Design,2014, 53: 1052–1063.