船舶結(jié)構(gòu)T型接頭焊接變形數(shù)值模擬研究

許維明,李智東,祝 曉,周 波

(1.大連中遠(yuǎn)海運(yùn)川崎船舶工程有限公司,遼寧 大連 116052;2.大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院,遼寧 大連 116024)

0 引言

大型集裝箱船結(jié)構(gòu)復(fù)雜、建造工序繁瑣、周期長(zhǎng),進(jìn)行焊接時(shí)涉及的接頭類型繁多、板厚差異大,這極大增加了焊接裝配的難度,因此建造過(guò)程中控制焊接變形顯得更加重要。

T型接頭是集裝箱船建造過(guò)程中最常見(jiàn)的焊接接頭之一,它是船體骨架與骨架、板與骨架等結(jié)構(gòu)之間的主要連接方式。由于焊接過(guò)程充滿了瞬態(tài)非線性,讓焊接變形的計(jì)算變得極其困難,尤其是大型復(fù)雜的船體結(jié)構(gòu),造成其焊接變形的因素更多,因而預(yù)測(cè)變得更加困難[1]。數(shù)值模擬方法憑借較高的計(jì)算精度和較強(qiáng)的工況計(jì)算能力逐漸成為了預(yù)測(cè)和分析焊接變形的主要方法。孫雪嬌等[2]基于ANSYS軟件建立了對(duì)稱T型接頭的數(shù)值分析模型,研究了兩邊對(duì)稱焊對(duì)T型結(jié)構(gòu)焊接變形的影響,并總結(jié)了對(duì)稱T型接頭的一般焊接方法。沈濟(jì)超等[3]提出了將瞬態(tài)移動(dòng)熱源模型等效成分段加載熱源可提高計(jì)算效率,并通過(guò)三段式移動(dòng)熱源對(duì)船舶T型接頭進(jìn)行了結(jié)果驗(yàn)證。張迪等[4]利用ABAQUS對(duì)T型接頭的溫度和殘余應(yīng)力進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算,并研究了焊趾TIG重熔區(qū)噴淋處理對(duì)T型接頭殘余應(yīng)力的影響。NATEGHI等[5]通過(guò)SIMUFACT WELDING軟件對(duì)T型接頭的殘余應(yīng)力進(jìn)行了準(zhǔn)確預(yù)報(bào),并對(duì)T型接頭翼板坡口形式與焊接溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)的關(guān)系進(jìn)行了研究;FU等[6]基于ABAQUS軟件計(jì)算并分析了對(duì)稱單道焊2個(gè)焊道在不同焊接順序下的變形結(jié)果,發(fā)現(xiàn)當(dāng)2個(gè)焊道的焊接方向相反時(shí)T型接頭的變形量最大。但由于熱-彈塑性有限元法的計(jì)算量非常大,目前還只能用于典型焊接接頭和小型焊接結(jié)構(gòu)的計(jì)算,在使用該方法進(jìn)行計(jì)算時(shí)還需要對(duì)模型進(jìn)行合理簡(jiǎn)化和設(shè)置以提高計(jì)算效率。

本文對(duì)某集裝箱船的T型接頭展開(kāi)研究,利用ANSYS WORKBENCH有限元軟件對(duì)其建模并進(jìn)行熱-彈塑性有限元計(jì)算,分析其焊接溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)分布情況,并將焊接變形的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,以此來(lái)驗(yàn)證所采用的數(shù)值模擬模型及分析方法的準(zhǔn)確性。

1 T型接頭焊接試驗(yàn)

本文采用文獻(xiàn)[7]中的焊接試驗(yàn)作為驗(yàn)證案例,將其結(jié)果用于驗(yàn)證后續(xù)開(kāi)展的數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。焊接試驗(yàn)材料為低碳鋼,采用熔化極惰性氣體保護(hù)焊進(jìn)行焊接。T型接頭的尺寸模型見(jiàn)圖1,接頭兩側(cè)的焊角尺寸分別為7.7 mm和7.1 mm。腹板兩側(cè)各有1個(gè)焊道,焊接電流為170 A,焊接電壓為30 V,焊接速度為4.3 mm/s。焊接時(shí)焊槍與面板的角度保持在45°(與焊縫表面垂直)。

1～18—測(cè)量點(diǎn)。圖1 T型接頭尺寸及測(cè)量點(diǎn)分布

為了準(zhǔn)確獲取T型接頭的焊接變形值,在翼板上表面靠近焊縫附近沿焊縫方向設(shè)置18個(gè)測(cè)量點(diǎn),測(cè)量點(diǎn)及焊縫分布見(jiàn)圖1。測(cè)量點(diǎn)在焊縫兩側(cè)對(duì)稱布置,其中:同側(cè)測(cè)量點(diǎn)之間距離為30 mm,焊縫兩側(cè)對(duì)應(yīng)測(cè)量點(diǎn)之間距離為25 mm。焊接試驗(yàn)前,先在焊件表面標(biāo)記出這些測(cè)量點(diǎn)的位置并測(cè)量出它們的空間坐標(biāo)值;焊接試驗(yàn)結(jié)束焊件冷卻至環(huán)境溫度后,再次測(cè)量標(biāo)記點(diǎn)的空間坐標(biāo)值,重復(fù)3次試驗(yàn)取平均值作為各點(diǎn)焊接前后的空間坐標(biāo)值。

2 T型接頭有限元模型

2.1 有限元模型建立

焊件的有限元模型尺寸與實(shí)物完全一致。在進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí),考慮到模型尺寸較大,為了兼顧計(jì)算量和計(jì)算精度,單元類型采用WORKBENCH默認(rèn)的高階單元(solid90和solid186),這樣在單元數(shù)目較少的情況也擁有足夠的節(jié)點(diǎn)。網(wǎng)格劃分時(shí),軟件會(huì)自動(dòng)在幾何模型表面形成mesh200網(wǎng)格單元,進(jìn)行計(jì)算時(shí)再自動(dòng)分配到所需要的相應(yīng)單元類型上,因此不必進(jìn)行額外的單元類型的選擇和設(shè)置。為了節(jié)約計(jì)算資源并保證計(jì)算精度,采用非均勻網(wǎng)格劃分的方法,在焊縫區(qū)域使用較精細(xì)的網(wǎng)格,在遠(yuǎn)離焊縫區(qū)逐步過(guò)渡到相對(duì)稀疏的單元,焊縫區(qū)的單元最小尺寸為1 mm。網(wǎng)格劃分的具體情況見(jiàn)圖2,單元共有86 124個(gè),節(jié)點(diǎn)共有18 476個(gè)。

A、B、C—底面的3個(gè)頂點(diǎn)。圖2 T型接頭有限元模型

2.2 材料性能

焊接時(shí)熱源中心的溫度往往高達(dá)上千攝氏度,焊縫在較短時(shí)間內(nèi)就會(huì)被加熱到很高溫度,此時(shí)如果仍采用常溫下的材料參數(shù),不考慮溫度變化引起的材料參數(shù)變化值,計(jì)算結(jié)果會(huì)出現(xiàn)較大誤差[8]。因此,進(jìn)行焊接過(guò)程數(shù)值模擬時(shí),一定要盡可能詳細(xì)地給出材料在各個(gè)溫度下的物理性能參數(shù)。數(shù)值模擬所采用的材料與試驗(yàn)一致,均為低碳鋼。在進(jìn)行模擬時(shí)忽略焊縫金屬與母材的不一致性,使用統(tǒng)一的材料性能參數(shù)。

2.3 邊界條件

本文采用間接耦合的方式得到焊接變形,因此需要分別計(jì)算溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng),且需要分別設(shè)置邊界條件。在求解溫度場(chǎng)時(shí),焊件通過(guò)對(duì)流和向外輻射2種方式與外界進(jìn)行熱量交換,焊件所處的環(huán)境溫度為20 ℃,熱輻射系數(shù)為0.2[9],對(duì)流傳熱系數(shù)按如下關(guān)系式計(jì)算[10]:

式中:ha為對(duì)流傳熱系數(shù);T為焊件溫度,K。

在求解焊接殘余應(yīng)力和變形時(shí),除了將溫度場(chǎng)結(jié)果作為載荷加載到有限元模型上外,為了防止模型發(fā)生隨意移動(dòng)并保證計(jì)算收斂,還需要對(duì)模型施加一定的剛性約束[11]。對(duì)模型施加剛體位移時(shí),限制T型接頭有限元模型翼板底面3個(gè)角點(diǎn)的6個(gè)自由度,即限制模型A點(diǎn)的x、y、z方向位移,B點(diǎn)的y、z方向位移和C點(diǎn)z方向位移[9]。

2.4 熱源加載

由于焊件的焊腳尺寸較大,需要熔深較大的熱源模型,不能當(dāng)作薄板分析。綜合考慮,本文采用均勻分布的高斯柱體熱源模型。該熱源模型呈柱狀,其熱流的分布特點(diǎn)是垂直于板厚方向?yàn)榫鶆蚍植?沿焊接方向?yàn)楦咚狗植糩12]。

進(jìn)行溫度場(chǎng)分析時(shí),通過(guò)在有限元軟件ANSYS WORKBENCH中插入APDL命令流的方式來(lái)模擬焊接時(shí)的移動(dòng)熱源。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

本計(jì)算共有2個(gè)焊道,每道加熱時(shí)間約為70 s,之間保留約130 s的冷卻時(shí)間,第2道焊接結(jié)束后再讓焊件有足夠的散熱時(shí)間。由于焊件兩側(cè)的焊腳尺寸差異,且第1道焊有預(yù)熱作用,2道焊的最高溫度也有些不同。在焊接時(shí),焊腳尺寸為7.7 mm的一側(cè)最高溫度保持在1 900.3 ℃,而7.1 mm一側(cè)的最高溫度保持在2 022.2 ℃。

為了準(zhǔn)確模擬焊接過(guò)程,焊縫應(yīng)該全部熔化。低碳鋼的熔點(diǎn)約為1 500 ℃。為了更好查看焊接過(guò)程中的焊縫是否全部熔化,熱源移動(dòng)到焊縫中央時(shí)的截面溫度分布見(jiàn)圖3。從圖中可以看出,焊縫在焊接過(guò)程中實(shí)現(xiàn)了全部熔化,滿足焊接要求。

圖3 焊縫截面溫度分布(單位:℃)

3.2 應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

焊接過(guò)程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力一部分會(huì)轉(zhuǎn)化為塑性變形,另一部分則會(huì)保留在焊件內(nèi)部。結(jié)構(gòu)發(fā)生焊接變形后會(huì)增加施工難度,降低建造精度,而結(jié)構(gòu)內(nèi)部的殘余應(yīng)力會(huì)降低結(jié)構(gòu)對(duì)外部載荷的承受能力,增加疲勞或斷裂的風(fēng)險(xiǎn),因此對(duì)焊接變形和殘余應(yīng)力進(jìn)行深入研究并加以控制具有重要意義。

T型接頭X向(橫向)和Y向(縱向)的焊接殘余應(yīng)力分布見(jiàn)圖4。從圖中可以看出,接頭的殘余應(yīng)力主要分布在焊縫及熱影響區(qū)附近,且關(guān)于焊縫呈對(duì)稱分布。X向的殘余應(yīng)力集中分布在焊縫附近,沿焊縫方向同時(shí)存在較大的拉應(yīng)力和壓應(yīng)力,其中焊縫兩端表現(xiàn)為壓應(yīng)力,最大值為247.4 MPa;中間位置表現(xiàn)為拉應(yīng)力,最大值為111.9 MPa。從Y向殘余應(yīng)力分布可以看出,在焊縫附近為拉應(yīng)力,主要富集在焊縫中部,最大值達(dá)256.3 MPa;在長(zhǎng)邊中央部分呈現(xiàn)壓應(yīng)力,這是因?yàn)橛屑s束存在,焊件足夠長(zhǎng),在焊接時(shí)長(zhǎng)邊一側(cè)會(huì)向上拱起,擠壓內(nèi)部,從而呈現(xiàn)壓應(yīng)力。另外,由于端部效應(yīng)的影響,焊縫兩端會(huì)出現(xiàn)局部應(yīng)力增大的現(xiàn)象,這點(diǎn)在X向殘余應(yīng)力的分布特點(diǎn)上有較好體現(xiàn)。從圖中可以看出,在施加熱源的起始端和終止端表現(xiàn)出了較大的壓應(yīng)力。

圖4 接頭殘余應(yīng)力分量分布(單位:MPa)

3.3 變形場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

焊縫在焊接過(guò)程中隨溫度變化產(chǎn)生了膨脹和收縮,發(fā)生的變形一部分會(huì)因?yàn)槠渲車覆牡募s束而抵消,而最終殘留下來(lái)的壓縮塑性變形就是焊接變形的主要部分。T型接頭的整體焊接變形在焊縫附近呈對(duì)稱分布,四周由于約束自由度的不同造成了這些位置的變形不對(duì)稱。將變形結(jié)果放大20倍后的效果見(jiàn)圖5。從圖中可以看出,焊件在焊縫附近區(qū)域向下凹,呈“V”形;面板4個(gè)角點(diǎn)因?yàn)樵O(shè)有約束變形很小,長(zhǎng)邊兩側(cè)向上拱起,與此處呈現(xiàn)壓應(yīng)力相對(duì)應(yīng);在焊縫的首尾端由于邊板效應(yīng),變形較焊縫其他位置大。

圖5 變形放大20倍后效果圖(單位:mm)

在實(shí)際焊接中,面外變形可以直接反映變形情況,Z方向的變形情況見(jiàn)圖6。從圖中可以看出,Z方向的變形沿焊縫對(duì)稱分布,長(zhǎng)邊處的分布情況與焊件“焊縫附近區(qū)域向下凹,長(zhǎng)邊兩側(cè)向上拱起”一致,最大變形量為1.46 mm,焊縫處的平均變形量約為1.00 mm。

圖6 接頭面外焊接變形(單位:mm)

3.4 數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)束后需要對(duì)計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證。為了避免邊板效應(yīng)的影響,記錄焊件的縱向位移與橫向位移時(shí),選取圖1中的14個(gè)采樣點(diǎn)(2、3、4、5、6、7、8、11、12、13、14、15、16、17)的縱向位移與橫向位移,再兩兩求平均值(2和11、3和12、4和13、5和14、6和15、7和16、8和17)。數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果比較見(jiàn)圖7和圖8。

圖7 沿焊縫方向的橫向位移分布

圖8 沿焊縫方向的縱向位移分布

從圖7和圖8可以看出,數(shù)值模擬的計(jì)算值較試驗(yàn)值整體偏小,但是整體趨勢(shì)大致相同。在焊件的兩端,由于邊板效應(yīng)的影響,兩者有一定差距。而在焊件中間區(qū)域,橫向位移的試驗(yàn)值與計(jì)算值的平均相對(duì)誤差為8.4%。產(chǎn)生這些誤差的原因是很復(fù)雜的,這里為了減小計(jì)算難度做了很多簡(jiǎn)化,忽略了一些需要考慮的因素;對(duì)于整個(gè)焊件尺寸來(lái)看,變形的尺寸是很小,要想在細(xì)微的變化中達(dá)到與試驗(yàn)結(jié)果誤差很小是很難做到的,一些細(xì)微的外界擾動(dòng)都可能造成很大的誤差。從總體來(lái)看,本計(jì)算結(jié)果很好地符合了實(shí)際焊接變形的規(guī)律。

4 結(jié)論

(1)通過(guò)熱-彈塑性法可以模擬出T型接頭的焊接溫度場(chǎng)及應(yīng)力變形結(jié)果。在熱源移動(dòng)過(guò)程中,溫度較為穩(wěn)定。2道焊縫在加熱過(guò)程中的溫度分別保持在1 900.3 ℃和2 022.2 ℃左右;T型接頭的焊接殘余應(yīng)力主要分布在焊縫及熱影響區(qū)域,最大殘余應(yīng)力達(dá)216 MPa;接頭的焊接變形主要分布在焊縫及熱影響區(qū)域,該區(qū)域的最大撓度達(dá)1.46 mm。

(2)對(duì)計(jì)算模型及試驗(yàn)焊件在相同位置處的采樣點(diǎn)的變形情況進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)和對(duì)比。結(jié)果表明數(shù)值模擬計(jì)算得到的橫向位移和縱向位移與試驗(yàn)結(jié)果較為相符,變形曲線的趨勢(shì)基本一致。

(3)本文驗(yàn)證了通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算T型接頭焊接變形的準(zhǔn)確性,該方法能對(duì)實(shí)際生產(chǎn)中集裝箱船結(jié)構(gòu)的焊接變形做出準(zhǔn)確預(yù)報(bào)。