加筋板結構連續(xù)焊焊接變形規(guī)律

陳哲超，陳震

上海交通大學船舶海洋與建筑工程學院，上海200240

加筋板結構連續(xù)焊焊接變形規(guī)律

陳哲超，陳震

上海交通大學船舶海洋與建筑工程學院，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構雙邊連續(xù)焊焊接變形規(guī)律進行了研究。為了提高計算效率，采用具有截面積分特性shell單元的shell/solid模型描述加筋板結構，實現(xiàn)了焊接過程數(shù)值模擬。針對雙邊連續(xù)焊焊接方式，分別計算比較了T形接頭兩側同時焊接和兩側依次焊接情況下的結構殘余變形和應力。結果表明：T形接頭兩側同時焊接產(chǎn)生較小的焊接變形，并且變形較為對稱。關鍵詞：加筋板；shell/solid模型；同時焊接；依次焊接；焊接變形

網(wǎng)絡出版地址：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.加筋板結構連續(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用于船舶與海洋結構物的建造中，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，使得結構產(chǎn)生殘余變形。焊接殘余變形的存在造成結構物外觀改變，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］是研究結構焊接溫度場、焊接變形和殘余應力的有效方法，成功地應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構焊接變形規(guī)律進行研究。為了提高計算效率，采用Shell/Solid模型建立結構有限元模型，計算并比較了加強筋T形接頭兩側同時焊接和兩側依次焊接情況下的焊接變形和殘余應力。

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響應對溫度場的影響較小，可以忽略不計，僅考慮溫度場對應力場的影響。分析分為2個步驟：首先進行焊接過程熱傳導分析，獲得溫度場結果；然后將溫度場的結果作為外載荷施加到力學模型，計算得到焊接變形和殘余應力。

熱傳導分析控制方程及邊界條件［2］為：式中：T為瞬時溫度；c為比熱；ρ為密度；λ為導熱系數(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)。

應力場分析采用塑性增量理論，彈塑性應變公式［2］為

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

彈性應變增量遵循廣義胡克定律計算，熱應變增量根據(jù)線膨脹系數(shù)進行計算，塑性變形遵循Von Mises屈服準則以及相關的流動性準則，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，計算量大，難以實現(xiàn)大型結構的焊接過程模擬。本文采用具有截面積分特性的Shell單元和Shell/Solid模型方法［3］，有效地提高了計算效率。

具有截面積分特性的Shell單元可在單元節(jié)點處設置沿厚度方向的積分點。在熱傳導分析過程中，積分點具有獨立的溫度自由度，節(jié)點溫度值存儲為相應積分點的溫度序列。對于Shell單元中任意一點的溫度值，由單元形函數(shù)和積分點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力場的連續(xù)性，在相應位置利用約束方程綁定相應溫度和力學自由度。本文利用Python語言編寫Abaqus腳本程序［4］，實現(xiàn)各自由度的自動綁定。

2　分析模型

2.1研究內(nèi)容

本文的研究對象為船體結構中典型的加筋板結構。加筋板結構由外板、5根縱向加強筋和2根橫向加強筋組成。外板尺寸為2 400 mm×1 920 mm× 8 mm；縱向加強筋沿外板寬度方向等距離布置，間距480 mm，加強筋尺寸為100 mm×8 mm；橫向加強筋間距960 mm，尺寸為180 mm×8 mm。焊接時采用CO2氣體保護焊，僅對縱向加強筋焊接過程進行模擬。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焊接這2種焊接方式進行模擬，研究2種焊接方式下焊接變形和殘余應力的規(guī)律和特點。采用依次焊接時，對于加強筋的兩側焊縫，先進行左側焊縫焊接，后進行右側焊縫焊接；采用同時焊接時，對于加強筋的兩側焊縫，左右側焊縫同時進行焊接，如圖2所示。焊接參數(shù)如表1所示。

圖2　T形接頭兩側依次焊接與同時焊接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計算模型

加筋板結構有限元模型利用Shell/Solid模型建立。在熱傳導分析計算模型中，船體板和加強筋采用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單元沿厚度方向設置5個積分點，以準確描述溫度梯度沿板厚的分布情況。在應力場計算中，結構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，船體板與加強筋采用Shell單元建立，單元類型為S4。

在焊接模擬過程中，移動熱源造成焊縫線附近區(qū)域溫度梯度急劇變化，而較遠區(qū)域的溫度受熱源的影響很小，因而在溫度場計算中可以忽略離焊縫線較遠的區(qū)域。在溫度場計算中，如果采用整體板架模型進行計算，求解自由度數(shù)量龐大。為了提高計算效率，焊接溫度場的計算采用子結構方法。將加筋板結構劃分為5個加筋板子結構，每個子結構包含一條加強筋及附近區(qū)域（圖3）。當前加強筋焊接時只計算相應子結構溫度場模型。

圖3　模型子結構劃分Fig.3　Substructure of the model

結構分析模型采用完整加筋板結構模型，模型一側橫向邊緣中間位置采用z向約束，另一側兩端位置分別采用y，z方向約束和x，y，z這3個方向約束。材料采用E36鋼，其楊氏模量、熱膨脹系數(shù)、比熱、熱傳導系數(shù)等物理量與溫度的關系如圖4所示。

圖4　材料屬性Fig.4　Material properities

分析中，利用移動熱源模擬焊接過程，熱輸入分為2個部分［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方法的驗證

為了驗證Shell/Solid模型和計算方法的準確性，本文針對T形接頭［8-9］焊接過程進行模擬（圖5）。T形接頭焊接實驗的焊接板材由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形接頭右側兩端點采用z方向約束，左側兩端點分別采用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型結構建立Shell/Solid模型（圖6）進行模擬，并將實驗結果和Solid模型（圖7）計算結果進行了對比。

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|面上相應位置處的節(jié)點與積分點成功實現(xiàn)線性綁定，成功模擬實際情況中的熱傳導過程。

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），結構產(chǎn)生了明顯的角變形。面板邊緣處幾乎沒有變形，焊縫位置處結構下沉，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。計算結果同實驗結果變形趨勢一致，Shell/ Solid模型變形數(shù)值略大于Solid模型，略小于實驗數(shù)值。

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

Shell/Solid模型計算結果與Solid模型和實驗結果較吻合，驗證了方法的準確性。

計算在相同的計算機配置下進行，表2對計算耗時進行對比。Shell/Solid模型計算總耗時是Solid模型的50.6%。

表2　計算時間匯總Tab.2　Summary of computational time cost

3　模擬結果

3.1溫度場計算結果

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

T形接頭兩側同時焊接焊縫橫截面溫度分布繪制成二維形式，如圖12所示。兩側同時焊接時，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。兩側依次焊接，首先進行左側焊縫焊接，再進行右側焊縫焊接。進行左側焊縫焊接時焊縫橫截面溫度分布示意圖如圖13所示。橫截面左側溫度分布情況與同時焊接橫截面左側溫度分布大致相同。

圖12　同時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焊接變形和應力計算結果

圖14為兩側同時焊接完成后加筋板結構垂向變形圖。為了更加清楚地了解加筋板結構的焊接變形狀況，在模型上設置多道直線，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力情況進行分析。

圖14　兩側同時焊接垂向變形云圖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道縱向加強筋，完成第1道中間加強筋焊接模擬后，兩側板架均向上翹起。采用依次焊接的板架左側變形幅度大于右側，而采用同時焊接的板架左右兩側變形幅度一致。

第3道加強筋焊接完成后，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。采用同時焊接方式的板架，完成焊接的第2和第3道加強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，由于在中間加強筋焊接時板架就呈現(xiàn)左側變形大，右側變形小的狀態(tài)，當完成第3道加強筋焊接時，左側加強筋位置上移，右側加強筋位置下移。完成5道加強筋焊接時的變形如圖17所示，加筋板依舊保持之前的變形趨勢。采用同時焊接方式的板架，由于每一道加強筋焊接造成板架左右兩側的變形都較為對稱，整體變形結果對稱，并且加強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，兩側加強筋均明顯偏離起始位置，左側變形值最大達到9.8 mm。

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

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

圖18反映了焊接完成時直線2處的垂向變形。直線2位于加筋板中間橫向加強筋處。采用同時焊接的板架模型在中間拱起，變形最大達到2.7 mm，兩側變形較小，為0.8 mm。依次焊接的板架左側變形最大，達到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反映了焊接完成時直線4處的垂向變形。直線4位于加筋板邊緣橫向加強筋處。加強筋兩端約束位置沒有變形，中間拱起，采用同時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力對比。在焊縫線附近，殘余應力急劇升高，拉應力達到峰值，2種焊接方式殘余拉應力極值相近。在加強筋之間的平板區(qū)域，拉應力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?，同時焊接產(chǎn)生的壓應力較大。

圖20　直線3處殘余應力Fig.20　Residual stress on line 3

4　結　論

本文比較了加強筋焊接順序相同的情況下，T形接頭左右2道焊縫同時焊接與依次焊接2種焊接方式對于加筋板結構焊接變形和殘余應力的影響，得到如下結論：

1）采用依次焊接，板架出現(xiàn)扭曲變形，變形極值較大。

2）采用同時焊接，加強筋變形對稱性好，加

強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測與控制。

3）2種焊接方式對加筋板焊接殘余應力影響不大。

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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)絡出版時間：2016-5-31 11:04

陳哲超，男，1989年生，碩士生。研究方向：船舶與海洋工程結構焊接模擬。

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)代強度理論。

E-mail：chenzhen@sjtu.edu.cn