基于熱彈塑性計算分析的甲板分段建造反變形值設置方法

戈 亮， 劉序辰

(1.海軍裝備部 裝備采購中心， 北京100071；2.上海船舶工藝研究所， 上海200032)

0 引 言

在船體分段結構建造過程中，在胎架上加放反變形值一直是其建造精度控制的主要手段[1]。以大面積、無梁拱、無脊弧的平面甲板分段為例，在建造時甲板面反向固定于胎架上，縱、橫向骨材焊接完成后與胎架分離，發(fā)生結構回彈變形[2-3]。工廠控制結構回彈變形的方式通常是在胎架上預先加放反變形值以抵消回彈變形量，提高甲板建造的平整度。其中，反變形值的設定通常依靠經驗來確定，對于首制船、首只分段，這種反變形值的設置方式在可靠性、準確性方面往往會出現(xiàn)較大偏差，甚至出現(xiàn)反變形值設置成與結構回彈變形同一方向的情況。

本文采用順序耦合熱彈塑性有限元法[4-5]，對自由狀態(tài)下的甲板分段焊接過程進行數(shù)值模擬仿真，整個過程包含熱傳導溫度場分析和結構彈塑性力學分析兩個步驟：首先，根據(jù)焊接條件確定合理的焊接熱源模型，考慮材料熱物理性能和邊界條件，忽略應力場的影響，進行焊接過程溫度場分析；然后，將溫度場分析結果以預定義溫度載荷的形式施加于結構分析模型上，計算結構的焊接力學響應，預報甲板分段在自由狀態(tài)下的變形及應力結果，以確定反變形值的設置量，提高其建造平整度，為甲板分段建造的精度控制提供參考依據(jù)。

1 計算模型

1.1 有限元模型

本文模擬對象為典型甲板分段，長度為20 m，寬度為16 m，甲板上設有縱、橫向加強骨材。板材采用EH 36鋼，型材采用DH 36鋼。根據(jù)甲板分段結構幾何尺寸，建立有限元模型。在溫度場計算模型中，焊腳部分采用實體單元建模，甲板板、縱骨、縱桁及橫梁的腹板和面板等均采用四邊形板殼單元建模。在模型網格劃分時，在溫度梯度變化大的焊縫及其附近區(qū)域采用較密的網格劃分，縱向焊縫附近單元尺寸為5.0 mm×23.6 mm，橫向焊縫附近單元尺寸為5.0 mm×22.0 mm，在遠離焊縫區(qū)域采用較稀疏的網格劃分，粗細網格間在保證單元質量的前提下逐漸過渡。整個模型包含645 591個節(jié)點、527 920個單元，如圖1所示。在溫度場計算分析過程中，根據(jù)焊接順序和結構布置等特點，以焊縫中心20 mm處為邊界，將整個板架劃分為13個靜態(tài)子結構并行計算。

圖1 甲板分段有限元模型

結構應力應變場計算分析在甲板板架完整有限元模型上完成，計算分析模型的網格劃分情況與溫度場模型基本一致，以保證溫度載荷能準確有效地施加于模型上。

甲板板架EH 36鋼材料的密度、比熱容、導熱系數(shù)、彈性模量、屈服強度、泊松比等熱物理及力學性能參數(shù)隨溫度變化的曲線如圖2所示。

圖2 材料熱物理性能

1.2 焊接熱源模型

焊接模擬過程中，熱輸入根據(jù)甲板分段角接頭焊接參數(shù)加以確定，其中焊接電流為220 A，電壓為26 V，焊接速度為34 cm/min，熱輸入效率為0.8。熱流密度分布采用混合熱源模型描述(如圖3所示，即在焊接母材表面施加高斯分布面熱源，在焊腳上施加均勻體熱源，高斯面熱源占總熱輸入的40%，均勻體熱源占總熱輸入的60%。高斯面熱源熱流密度分布為

圖3 混合熱源模型

(1)

式中：r(t)為距熱源中心的距離，mm；ra為熱源半徑，取6mm；t為時間，s；QG為高斯面熱源總能量。

采用分段移動熱源模擬焊接過程的焊槍移動情況。對于縱骨和縱桁等縱向焊縫，在相鄰橫梁構件間劃分3段移動熱源；對于橫梁焊縫，在相鄰縱向構件間劃分1段移動熱源。

2 工況及邊界條件

設定甲板板架處于自由狀態(tài)，無其他結構與之連接，在計算時僅對模型施加限制其整體位移的邊界條件。邊界條件約束情況為：點1約束其3個平動自由度δx=δy=δz= 0；點2約束其2個平動自由度δy=δz= 0；點3、4約束其1個平動自由度δz= 0。整體板架邊界條件如圖4所示。

圖4 板架邊界條件

3 計算結果

3.1 焊接溫度場

甲板分段典型T形接頭附近溫度場分布情況如圖5和圖6所示。由于各靜態(tài)子結構焊接溫度場計算結果相近，故取子結構1為例。由圖5可見，在焊接過程中，熱源中心溫度達到2 268 ℃，高于材料的熔點，焊接區(qū)域被充分焊透。

圖5 焊接加熱過程中溫度場分布云圖

焊接結束散熱后子結構1的溫度場分布云圖如圖6所示。由圖6可見，散熱結束后，子結構最高溫度為22.3℃，接近初始室溫，散熱完畢。

圖6 散熱完成后溫度場分布云圖

選取甲板板上表面焊縫附近5個點位置，如圖7a)所示，作出該5點在焊接過程中溫度隨時間變化曲線，如圖7b)所示。甲板板上表面5個點從0s開始加熱，5s內溫度開始上升。點1位于腹板中面位置，最高溫度約800 ℃左右。點2位于焊縫處，加熱后溫度迅速上升達到約2 268 ℃，其余各點變化規(guī)律相近。

3.2 焊接變形

圖7 甲板板面板上表面點溫度時歷曲線

甲板分段無約束自由狀態(tài)焊后面外變形如圖8所示，表現(xiàn)為整體變形與局部變形相疊加的特點，甲板板架整體變形及加強構件間板格局部變形均向加強筋一側凸起。由于縱向構件焊縫多于橫梁焊縫，整個板架縱向彎曲程度比橫向彎曲更為顯著。甲板板架中部拱起變形值為7.57mm，縱向兩端下垂變形值分別為-8.10mm和-0.26mm。

圖8 自由狀態(tài)甲板分段面外變形(比例1∶150)

(1) 整體變形。甲板分段縱桁和橫梁變形云圖如圖9所示，反應板架整體變形情況。甲板板架整體變形特點為向加強筋一側凸起，中部拱起變形值為5.98mm，縱向兩端下垂變形值分別為-6.19mm和-1.02mm。

圖9 主要加強構件變形云圖(比例1∶150)

(2) 局部變形。為反映甲板分段的加強構件間板格焊接變形情況，選取兩條路徑繪制z方向變形曲線如圖10所示：路徑A為橫向，位于甲板分段中橫剖面；路徑B為縱向，位于中縱桁材一側的板格中間。

圖10 路徑A、路徑B位置

圖11a)為甲板分段路徑A處z向變形，由于縱向構件間距相對較小為600mm，在甲板縱骨或縱桁間的板格以角變形為主，呈1個半波的變形特征，變形幅值約為2.21mm。位于左右最外側1根縱骨以外的板格，由于端部沒有縱向骨材約束，變形值較大，達4.15mm。僅將縱骨焊完與全部縱橫構件焊完后的板格變形差異不明顯，但對整體變形有較大影響。

圖11 甲板分段z向變形

圖11b)為甲板分段路徑B處z向變形，由于橫梁間距較大，板格角變形只發(fā)生在橫梁兩側較小范圍內，變形幅值約為1.42mm，角變形以外的板格變形平緩。只縱骨焊完后板格角變形主要是由于縱向構件焊接使得該板格發(fā)生局部變形，在橫梁位置處受到約束所致，當此處橫梁焊接完成后，焊接熱輸入進一步加劇該處角變形。

4 反變形值確定

根據(jù)甲板分段自由狀態(tài)焊后變形特征和量值大小，分析確定分段反變形值。考慮甲板結構特點和建造施工便利性等，甲板分段在橫向施加反變形，以減小整體焊接變形。圖12為選取3條路徑確定甲板板架焊接整體變形值，路徑分別位于不同位置處橫梁與甲板板相交處。

圖12 3條路徑位置

圖13為3條路徑處甲板分段z方向變形。由圖13可見，雖然3條路徑位置不同，但焊接變形情況較為接近，均為分段中部較兩端凸起約5.5mm，該變形值反映甲板分段橫向整體變形大小。

圖13 3條路徑z方向變形曲線

在實際情況中，甲板分段除了焊接引起的變形外，結構自身質量和甲板上設備載荷等也會產生結構變形，并且建造環(huán)節(jié)的裝配間隙和偏差等因素也可能引起一定程度變形。綜合考慮以上因素，甲板分段在胎架上反向建造的反變形設置為兩側高于中部10mm。

5 結 論

(1) 假定甲板分段處于無約束自由狀態(tài)，在給定焊接順序、焊接形式、焊接參數(shù)等輸入條件下，采用順序耦合熱彈塑性方法，對甲板分段焊接過程進行仿真模擬，計算得到甲板分段焊接過程和焊接完成后的變形量及殘余應力。

(2) 根據(jù)甲板分段自由狀態(tài)焊后變形特征和量值大小，綜合考慮甲板結構特點和建造施工便利性等，甲板分段在橫向施加反變形，分析確定甲板分段在胎架上反向建造的反變形值，以減小整體焊接變形，為甲板分段建造的精度控制提供參考依據(jù)。