海洋平臺筒式樁腿結構的焊接變形預測和消除

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(1.華中科技大學 船舶與海洋工程學院，武漢 430074；2.上海交通大學 高新船舶與深海開發裝備協同創新中心，上海 200240；3.上海振華重工啟東海洋工程股份有限公司，江蘇 啟東 226251；4.江蘇科技大學 a.材料科學與工程學院;b.船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮江 212003)

筒式樁腿結構作為自升式平臺的重要部件，其建造的尺寸精度直接影響整個平臺的運轉成本和使用壽命，相關的研究對海洋平臺的樁腿結構建造進行了相關分析[1-6]，然而對于齒條與筒體的焊接及其焊接變形對樁腿形狀的影響卻未見報道。本文主要針對海洋生活平臺樁腿中齒條與筒體的焊接變形問題，對樁腿結構焊后的形狀進行測量，并獲得焊接變形的分布和數值；再基于高效的熱-彈-塑性有限元計算，預測得到1/4樁腿結構的焊接變形，且與實驗測量結果基本吻合；采用筒體內表面堆焊的工藝，實現反變形矯正樁腿結構的建造精度。

1 高效的熱-彈-塑性有限元分析

在焊接的熱-彈-塑性有限元分析中，常采用非耦合的熱-力學分析來研究焊接過程中瞬態溫度分布、彈-塑性力學響應，以及預測殘余應力和焊接變形[7]。

分析過程可分為兩步。

1)考慮熱邊界條件和材料熱物理性能，求解熱傳導控制方程，進而獲得焊接過程的瞬態溫度場。

2)將計算獲得的瞬態溫度分布作為熱載荷施加到彈-塑性力學響應分析中，基于材料本構關系和Mises屈服準則，計算得到焊后的殘余應力、塑性變形。

在熱-彈-塑性有限元分析中，環境溫度一般設置與初始溫度相同；焊接電弧熱源可使用均勻熱量密度的體熱源模型。焊接過程中，根據焊接時間來設置計算時間步長以保證計算精度和控制計算時間的消耗；焊接完成后，為了提高計算時間，將計算時間步長設置為指數函數關系增加直至冷卻過程結束[8]。

針對船舶及海洋結構物等大型焊接結構的變形預測問題，在常用的熱-彈-塑性有限元分析的基礎上，采用迭代子結構法(iterative substructure method， ISM)和多核并行計算技術來提高計算效率，并在Dell T420服務器和Ubuntu 14系統環境下，進行求解代碼的調試和計算應用。

1.1 迭代子結構法ISM

焊接過程及其引起的力學響應具有極強的非線性特征，然而該現象主要存在于靠近焊接電弧的有限區域內[9]，因此，將研究的整體區域劃分為焊接電弧附近的強非線性區域和遠離焊接電弧的弱非線性區域，其中，弱非線性區域的結構剛度矩陣可近似的認為固定不變；強非線性區域的位置將隨著焊接電弧的移動而發生變化，其大小尺寸由計算參數或溫度參數來設定。

1.2 多核并行計算技術

有限元計算程序一般采用串行方式運行，因此，不能很好地利用服務器的多核資源，計算效率不高。焊接熱-彈-塑性有限元分析中，存在大量的矩陣運算。基于傳統的串行循環運算，將消耗大量的計算時間；而由于矩陣變量運算的無關性，基于OpenMP或者MPI技術將整個矩陣運算分解為若干個子運算任務，分配到多個處理器中并行分析，從而提高計算效率[10]。

2 焊接試驗及變形測量

筒式樁腿整體結構見圖1。材料為EH36鋼，總長36 000 mm，總質量約520 t。樁腿結構按筒體厚度可以分成2段，第一段筒體厚度110 mm、長度26 000 mm；第二段筒體厚度115 mm、長度10 000 mm。

圖1 樁腿整體結構示意

樁腿結構橫剖面圖及齒條與筒體焊接接頭見圖2。

圖2 樁腿結構橫剖面示意

焊接接頭處，齒條通過兩側小板(厚度為50 mm)與筒體焊接在一起。小板與筒體焊接接頭處有10 mm左右的留根；坡口為V形，布置有61條焊道，并且每根齒條左右兩側的小板與筒體的焊接，由2名焊工同時進行。焊接采用手工電弧焊，其工藝參數見表1。

焊后使用超聲波和磁粉探傷進行焊接缺陷的檢測。

表1 齒條與筒體焊接工藝參數

當齒條與筒體焊接完成之后，筒體形狀發生了很大變化：主要集中在筒體水平方向(圖3中左右方向)和豎直方向(圖3中上下方向)。

圖3 筒體與齒條焊后的形狀示意

齒條與筒體的焊接，會在筒體外表面形成一定的焊縫熔深，并產生殘留的壓縮塑性應變；由于筒體自身剛度較大，該壓縮塑形應變不能改變筒體結構的尺寸，而僅僅改變了筒體結構的形狀。筒體上下兩部分會向內凹陷，變形最大處達到12mm；左右兩部分會向外突出，變形最大處達到7 mm。從筒體內徑的變化得知，其幾何形狀由初始的圓形變成橢圓形，這將影響樁腿結構與工作平臺的相互作用效果，以及平臺升降的效率和運營成本。

目前，對于樁腿結構焊后形狀變化的控制，主要是采用筒體結構內部剛度加強的方法：在筒體內部通過一定數量的加強肋骨環，或者鋼板支撐結構來進行筒體自身剛度的加強。雖然，樁腿的焊接變形可以得到有效地控制，但是內部加強結構的存在必然會導致樁腿結構質量和建造成本的增加。如上述樁腿結構采用內部加強方法來控制筒體焊接變形，當前工藝將使得單根樁腿結構重量需增加40.713 4 t。

3 焊接變形的有限元分析及消除

3.1 筒體結構焊接變形的預測

由于齒條與筒體的焊接屬于多層多道焊(12層61道)并且結構幾何尺寸相當大，如果使用整個結構來進行熱-彈-塑性有限元分析，將消耗大量的計算機資源和時間。樁腿結構關于水平方向和豎直方向，都是對稱的,因此，使用對稱約束條件只建立1/4模型來提高計算效率。

對稱結構有限元模型見圖4，共有2個焊縫區域，同時進行焊接，每個焊縫區域有61條焊道；焊縫處局部細化網格，節點數122 859個、單元數114 350個。基于結構的對稱特性，約束Line 1和Line 2上Y方向的位移，Line 3和Line 4上Z方向的位移，并約束結構的剛體位移。

圖4 樁腿結構有限元模型

熱-彈-塑性有限元分析時采用的EH36材料熱物理性能參數見圖5。

圖5 EH36材料熱物理性能參數

齒條與筒體61條焊縫，在整個焊接過程中最高溫度的分布見圖6。

圖6 齒條與筒體焊接最高溫度分布

由圖6可見，由于筒體厚度有110 mm，齒條與筒體焊接時，電弧熱量很難穿透整個厚度方向，只有外表面很淺區域內的金屬熔化；且在筒體外表面出現一定的焊縫熔深，產生壓縮塑性變形和外表面切向收縮力。

因此，筒體結構不會產生整體收縮，而是筒體外表面堆焊處周長變短，內表面周長不變；最后導致筒體結構橫斷面幾何形狀變成類橢圓形，見圖7。變形量放大了50倍(變形率：50)。

圖7 樁腿結構焊接前后形狀對比

由圖7可見，筒體變形趨勢與實際測量數據較吻合；最上端(12點鐘位置)向內凹陷，最左端(9點鐘位置)向外凸出。為了更好地與測量數據進行對比，取出筒體結構最上端(12點鐘位置)和最左端(9點鐘位置)點的變形數值，對比見圖8。

圖8 預測的樁腿焊接變形與測量數據對比

測量點的數據基本分布在計算預測結果數值的附近，因此，計算結果還是比較好地反映出筒體形狀變化的趨勢和數值大小，較為準確地預測出了齒條與筒體的焊接變形。

3.2 基于內壁堆焊的變形消除分析

基于反變形的思路，焊后在筒體結構的內表面進行堆焊，產生和外表面相近的切向收縮力。樁腿結構的內壁堆焊有限元模型見圖9。即在原始焊道下方筒體內表面增加30個焊道實現堆焊工藝。同樣使用上述的高效的熱-彈-塑性有限元計算，對焊接過程的溫度場以及焊接變形進行數值求解。

圖9 含有內表面堆焊的樁腿有限元模型

增加內表面堆焊后，整個焊接過程中最高溫度的分布見圖10。樁腿內表面的堆焊將會產生一定量的壓縮塑性應變，來抵消外表面由于齒條和筒體結構間焊接引起的收縮變形，使得筒體回復到原有形狀。

圖10 應用內表面堆焊的整體最高溫度分布

分別取圖10里面Line 1上Z向變形和Line 3上Y向變形隨焊道變化見圖11。從圖11可以看出：內表面堆焊使得Y向變形從1.84 mm減小到了0.49 mm(73.4%)；Z向變形從2.03 mm減小到了0.55 mm(72.9%)，效果非常明顯。

圖11 內表面堆焊工藝對筒體焊接變形的影響

同時，內表面堆焊的不同焊道對焊接變形的影響效果不一樣，即內表面堆焊的位置對控制齒條與筒體結構間焊接變形有很大影響。樁腿結構內表面堆焊之所以能夠減小已有的焊接變形，原因在于堆焊使得內表面產生新的殘余壓縮塑性應變，以及切向的收縮力；使得樁腿結構回復到原有形狀，從而避免外表面收縮引起整個筒體結構橫斷面形狀變成橢圓形的問題。因此，應用內表面堆焊能夠在一定程度上緩解齒條和筒體結構焊接導致的樁腿形狀變化的問題，為實際生產中控制樁腿結構建造精度的控制，提供了新的生產工藝和解決措施。

4 結論

1)與商業有限元求解器相比，基于迭代子結構法和并行計算技術的高效熱-彈-塑性有限元方法，大大地提高了計算效率，使大型結構焊接變形的預測分析成為可能。

2)樁腿結構由于齒條和筒體結構的焊接將產生形狀變化，由圓形變成類橢圓形；預測的焊接變形與實際測量數據趨勢一致，基本吻合，驗證了有限元計算的準確性和實用性。

3)采用內表面堆焊在筒體內表面產生壓縮塑性應變及切向收縮力，來消除樁腿結構的焊接變形，計算結果表明可以減小70%左右的焊接變形，提高了建造精度，且為實際生產提供了新的建造工藝和解決措施。