李功榮，陳震

(上海交通大學 海洋工程國家重點實驗室，上海 200240)

船底板架焊接胎架約束力分布規(guī)律分析

李功榮，陳震

(上海交通大學 海洋工程國家重點實驗室，上海 200240)

為了保證船底板架在裝焊過程中胎架連接板的安全性，采用熱彈塑性有限元法模擬橫骨架式船底結(jié)構(gòu)的焊接過程，比較分析無約束和受胎架固定約束條件下的焊接變形，討論胎架約束力的分布特點。結(jié)果表明，在焊接過程中位于船底板架角端的約束力最大；按順序從中部肋板依次對稱向兩側(cè)拆除胎架連接板有利于減小拆除過程中的最大約束力。

船底分段；熱彈塑性有限元；焊接變形；胎架約束

據(jù)統(tǒng)計，船舶建造過程中有大量工時用于焊接施工，焊接成本占船體建造總成本的30%～50%[1]。然而，由于焊接過程中材料的不均勻膨脹與收縮，不可避免地會產(chǎn)生焊接殘余應力和變形[2]，不僅影響結(jié)構(gòu)的美觀和性能，還會對后續(xù)的裝配等工序造成困難。船體曲面分段在裝焊過程中通常采用胎架工裝以支撐船體重量和保證曲面分段的外形。通過連接板將分段固定在胎架上，還能達到控制焊接變形等效果。研究在胎架約束條件下船體結(jié)構(gòu)的焊接變形特點，預測胎架連接板約束力分布規(guī)律,對于制訂合理的施工方案具有現(xiàn)實的指導意義。

為此，采用熱彈塑性有限元法模擬船底板架的焊接過程，比較自由狀態(tài)和胎架約束2種條件下結(jié)構(gòu)焊接變形，分析力學約束條件對焊接變形的影響規(guī)律，總結(jié)焊接過程中胎架約束力的分布規(guī)律[3]。

1 研究方法

1.1 shell/solid模型

采用順序耦合熱彈塑性有限元方法[4]進行焊接過程的數(shù)值模擬。為了降低大型結(jié)構(gòu)有限元建模的復雜性和提高計算效率，采用具有截面積分特性的shell單元[5]模擬船底板架中的板材，單元在節(jié)點處沿厚度方向設置若干截面積分點，熱傳導分析時，厚度方向的截面積分點具有獨立溫度自由度，而焊腳部分的材料采用solid單元模擬。Shell和solid單元之間通過線性約束方程協(xié)調(diào)不同類型單元的自由度，以保證溫度場求解的準確性。

1.2 分段移動熱源

采用分段移動熱源[6]代替瞬態(tài)移動熱源，大幅減少了溫度場的計算時間。分段移動熱源將焊縫劃分為若干段，各段中忽略截面溫度變化歷程的先后時間差，通過沿著焊接方向依次加熱各分段來模擬焊接熱源移動的連續(xù)過程。在分段移動熱源中，每個加熱段熱輸入大小隨時間的變化以及在垂直于焊縫方向的空間分布與瞬態(tài)移動熱源相同，從而保證二者整個過程中的焊接輸入總能量相等。

2 計算模型

2.1 計算對象

本文的研究對象為具有縱橫交叉構(gòu)件的橫骨架式船底板架，包含船底外板、5根肋板和3根縱桁，結(jié)構(gòu)左右對稱，沿船長方向無線型變化，構(gòu)件布置和幾何尺寸見圖1。其中，船底板架長度為4 000 mm，寬度6 300 mm，外板厚度8 mm。沿船長X方向布置的肋板編號分別為T1、T2、T3、T4和T5，厚度為6 mm，肋板間距800 mm?？v桁編號分別為L1、L2和L3，其中L1和L3的高度為574 mm，厚度6 mm；L2高度600 mm，厚度8 mm。船體結(jié)構(gòu)材料為SM400A鋼，材料的熱物理性能參數(shù)與溫度的關(guān)系見圖2。

船底板架肋板和縱桁與外板共有8條連接焊縫，均為雙側(cè)焊接，采用CO2氣體保護焊，焊接工藝參數(shù)如表1。先焊肋板后焊縱桁，焊接順序分別以No.1～No.8編號，見圖1。圖1中箭頭代表焊接方向，各構(gòu)件兩側(cè)均同時由中點向兩端焊接，焊接速度相同，一側(cè)焊完后冷卻至室溫再進行另一側(cè)焊接。施焊之前，所有構(gòu)件均先通過定位點焊將其連成整體，不考慮由于定位點焊所產(chǎn)生的初始變形和殘余應力。

表1 焊接參數(shù)

2.2 計算工況

為了對比分析自由狀態(tài)和受胎架約束條件下船底板架的焊接變形規(guī)律，分別針對兩種狀態(tài)進行焊接過程模擬。計算包含兩種工況，工況一為自由狀態(tài)，即結(jié)構(gòu)在焊接過程中無外界約束；工況二為受胎架約束狀態(tài)，船底板架先由連接板固定于胎架上，待焊接結(jié)束后拆除連接板，結(jié)構(gòu)發(fā)生反彈變形。工況二中胎架與船底板架的連接形式見圖3，每個肋位處的連接形式相同，均設10塊連接板，其尺寸為200 mm×100 mm×10 mm，間距為450 mm。

2.3 有限元模型

船底板架結(jié)構(gòu)有限元模型如圖4所示，采用solid/shell模型建模，結(jié)構(gòu)整體以shell單元描述，焊腳采用solid單元模擬。為了兼顧計算精度和效率，焊縫附近區(qū)域采用細網(wǎng)格劃分，保證熱源準確加載和獲得精確的溫度分布，在遠離焊縫塑性區(qū)域后網(wǎng)格逐漸過渡加粗，焊縫處網(wǎng)格最小尺寸為8 mm×1.5 mm。溫度場計算中shell單元類型為DS4和DS3，solid單元類型為DC3D8，模型節(jié)點總數(shù)為324 394，單元總數(shù)為248 670。應力場計算模型網(wǎng)格劃分與溫度場相同。

為了減少計算時間，溫度場計算采用靜態(tài)子結(jié)構(gòu)方法。肋板焊接計算時將結(jié)構(gòu)劃分為5個子結(jié)構(gòu)，縱桁焊接計算時，劃分為3個子結(jié)構(gòu)，每個子結(jié)構(gòu)均有足夠大的區(qū)域，以保證其邊界在計算過程中溫度無明顯變化。圖4標出了典型的肋板和縱桁子結(jié)構(gòu)。熱彈塑性有限元計算中焊接熱源采用混合熱源模型[8]，即高斯面熱源和均勻體熱源。高斯面熱源施加于焊接母材表面，均勻體熱源施加于焊腳。對于CO2氣體保護電弧焊，高斯面熱源和均勻體熱源的能量分配比分別為40%和60%[8]。

焊接過程熱傳導分析的環(huán)境溫度設為20 ℃，空氣對流換熱系數(shù)為15×10-6W/(mm2·℃)。應力場計算中，將各子結(jié)構(gòu)的溫度場分析結(jié)果按焊接順序以溫度載荷的形式施加到力學模型上，以模擬整個焊接過程。工況一船底板架處于自由狀態(tài)，為了避免因剛體位移而導致計算不收斂，設置三點約束邊界條件。工況二船底板架焊接時，在船底外板外側(cè)建立連接板有限元模型，其端部施加剛性固定邊界條件；焊接完成并冷卻至室溫后，釋放連接板約束，同時施加與工況一相同的三點約束邊界。兩種工況的邊界條件如圖5。

3 整體變形結(jié)果分析

圖6和圖7分別為工況一和工況二的船底板架垂向(U3)變形云圖。由圖6、圖7可見，兩種工況下船底板架最終變形規(guī)律相近，焊接既導致了肋板和縱桁之間的板格局部變形，也引起了結(jié)構(gòu)整體變形，但變形量值大小有所不同。

船底板架在焊接之后發(fā)生整體縱向(沿縱桁方向)彎曲變形，以L2縱桁的U3變形為例，兩種工況下不同焊接階段的變形曲線如圖8和圖9所示。工況一中，焊接導致的中拱變形隨著各構(gòu)件焊接完成逐漸增大，最終達1.45 mm。當對稱構(gòu)件焊接完成后，船底板架整體縱向彎曲變形呈對稱分布特點。由于T1和T5肋板靠近板架端部，焊接對板架整體彎曲貢獻較小。肋板的焊接僅在肋板附近產(chǎn)生角變形，并累積形成板架整體縱向彎曲。工況二中，由于胎架的約束作用，船底板架在焊接階段整體縱向彎曲變形較小。去除胎架后，船底板架發(fā)生反彈變形，變形達1.36 mm，略小于工況一。由此可見，本船底板架由焊接導致的整體彎曲以彈性變形為主，胎架約束難以有效減小該變形。

4 胎架約束力分析

4.1 約束力分布

在工況二中，胎架連接板對船體有較大的約束作用，約束力在連接板面內(nèi)即船底板架呈橫向和垂向分布。連接板的位置如圖10所示，沿船寬Y方向，每組連接板的編號依次為V1～V10；沿船長方向X方向，每組連接板的編號依次為C1至C5。

圖11為各連接板所受約束力合力沿Y軸的分布曲線。由圖可見，約束力關(guān)于船底中縱桁呈對稱分布。其中，處于對稱位置的C1和C5，以及C2和C4處的連接板約束力分布規(guī)律相近，整體上，約束力的最大值位于C1和C5的兩端，即船底板架的四角位置處。

4.2 胎架連接板拆除順序

船底板架焊接完成后，與胎架相連的連接板需拆除。本節(jié)研究4種胎架連接板拆除順序下的約束力變化情況。表2為各拆除順序的步驟，每個順序均包含5個步驟，順序一和順序二分別為從肋板兩端向中部和從中部向兩端同時拆除兩列連接板，順序三和順序四中每個步驟同時拆除各肋板下的連接板。

表2 連接板拆除順序

在拆除過程中，隨著連接板的移除，胎架約束力重新分布，總體規(guī)律為最大約束力始終位于剩余連接板的四角位置。以順序一為例，未拆除時最大約束力位于C1+V1、C1+V10、C5+V1、C5+V10處，拆除步驟一完成后，最大約束力位置轉(zhuǎn)移至C1+V2、C1+V9、C5+V2、C5+V9處；拆除步驟二完成后，最大約束力位置轉(zhuǎn)移至C1+V3、C1+V8、C5+V3、C5+V8處，其他情況由此類推。

將4種順序拆除過程中各連接板上的最大約束力繪于圖12中。由圖可見，順序一、二和四拆除過程中最大約束力均不高于初始值，在拆除階段力的大小降低。其中，順序四最大約束力變化最平緩；順序二的最后階段最大約束力值最??；順序三在拆除步驟最后階段，最大約束力明顯上升，不利于施工的安全性?？傮w而言，針對該船底板架，順序四為較合理的胎架連接板拆除順序。

5 結(jié)論

1)對于該船底結(jié)構(gòu)，胎架約束對減小板架焊接整體變形的效果不明顯。

2)焊接完成以后，胎架約束力關(guān)于船底板架中線面呈對稱分布，并且在四角位置的約束力最大。

3)連接板的拆除步驟對于最大約束力有明顯影響。對于本文研究的船底板架，從中部肋板依次對稱向兩側(cè)拆除連接板的順序最為合理。

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[2] CHEN ZHEN, CHEN ZHECHAO, AJIT SHENOI R. Influence of welding sequence on welding deformation and residual stress of a stiffened plate structure[J]. Ocean Engineering,2015,106:271-280.

[3] 王小龍.船舶胎架技術(shù)及發(fā)展展望[J].中國水運，2015,15(3):18-20.

[4] Deng D, Murakawa H. FEM prediction of buckling distortion induced by welding in thin plate panel structures[J]. Computational Materials Science,2008,43:591-607.

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[6] 沈濟超，陳震，羅宇.船體T形接頭分段移動熱源焊接模擬[J].中國造船，2014，55(4):66-72.

[7] 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.

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On Welding Constraint Forces of a Ship Bottom Grillage

LI Gong-rong, CHEN Zhen

(State Key Laboratory of Ocean Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China)

To ensure the safety of the connection plates between the pin jig and a bottom grillage during fabrication, a thermal elasto-plastic finite element method (FEM) was carried out to simulate the welding process of a bottom grillage. The welding deformations under two different mechanical constraints were calculated and compared. The distribution of constraint forces of connection plates was discussed. The results showed that the maximum constraint forces were located at the corners of bottom grillage during welding process. The removal sequence of connection plates from the middle to two sides symmetrically is helpful to reduce maximum constraint force.

ship bottom grillage; thermal elasto-plastic FEM; welding deformation; constraint

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.02.008

2016-08-07

海洋工程國家重點實驗室自主研究課題(GKZD010065-8)

李功榮(1992—)，男，碩士生

U661.43

A

1671-7953(2017)02-0034-05

修回日期：2016-08-31

研究方向:船舶與海洋工程結(jié)構(gòu)強度分析