不同約束條件下T型板殘余應力及極限強度研究

祁 斌，王慶豐，徐 驍，章 瑤

(江蘇科技大學，江蘇 鎮(zhèn)江 212000)

0 引言

船舶及海洋平臺的焊接結構件不可避免地會存在焊接殘余應力和殘余變形等初始缺陷。這些初始缺陷不僅影響船舶裝配精度，還會降低船舶剛度、強度和穩(wěn)定性等，嚴重影響船舶運行的安全性。

極限強度表征了結構由于剛度和強度的損失而造成的崩潰，是對船舶強度深入評估的補充。馮國慶等利用熱彈塑性有限元應力場得到焊接殘余應力與變形后進一步分析了焊接初始缺陷對船體梁極限彎矩的影響。魯鵬等以船用高強度鋼EH36厚板焊接作為研究對象，分析了不同約束邊界情況下焊接殘余應力的分布情況。宋丹等運用Abaqus軟件進行焊接順序耦合的模擬，得到了甲板分段焊接殘余應力和變形的分布情況。陳彥廷等對加筋板屈曲強度及極限強度的研究進展進行了綜述。上述文獻對結構進行了焊接仿真模擬并得到了結構焊接殘余應力及變形，但未對結構含初始缺陷情況下軸向受載失穩(wěn)進行研究。

本文將基于ANSYS Workbench軟件通過熱彈塑性有限元的分析方法對T型構件的焊接殘余應力及變形進行分析研究，討論焊接初始缺陷對T型結構極限強度的影響。

1 研究對象

內河小型船舶一般使用橫骨架式甲板結構，由甲板橫梁、甲板縱桁、強橫梁等構件組成。本文將以典型的甲板縱桁的焊接作為研究對象，采用EH36船用高強度鋼，其縱桁尺寸和焊縫情況見圖1。圖中：縱桁跨距為600 mm，船體外板厚度為5 mm，T型材腹板高度為150 mm，厚度為8 mm，底板寬度取縱向骨材的間距為300 mm。焊腳的尺寸與焊件的厚度相關，取4 mm。

1、2—分別為第1道焊和第2道焊縫順序。

2 有限元模型

根據(jù)T型板結構尺寸建立有限元分析模型：原點坐標位于面板中心焊接熱源起始位置，

X

軸方向為垂直于焊縫方向(向右為正)，

Y

軸方向為熱源移動方向(沿第1條熱源移動方向為正)，

Z

軸方向為垂直于面板方向(向上為正)。模型見圖2。

由于焊縫處單元溫度變化梯度較大，對焊縫處網(wǎng)格進行細化處理，網(wǎng)格大小為2 mm×2 mm；遠離焊縫區(qū)域的部分溫度變化梯度較為平緩，過渡區(qū)域的網(wǎng)格設置為3 mm×3 mm；遠離焊縫區(qū)域的網(wǎng)格設置為5 mm×5 mm。

圖2 焊接有限元模型網(wǎng)格

本文根據(jù)不同厚度的板材二氧化碳氣體保護焊的焊接工藝規(guī)范制訂焊接工藝。主要參數(shù)如下：電流230 A，電壓21 V，焊接速度8 mm/s。

選用合適的熱源不僅可以準確模擬出焊接過程中熱量的分布情況，還能在保證計算結果精度的同時減少計算時間。本文將選擇平面高斯熱源作為焊接熱源模型，其表達式為

式中：

q

為熱流密度，W/m；

η

為焊接熱效率,

η

=0.8；

U

為焊接電壓,

U

=21 V；

I

為焊接電流,

I

=230 A；

x

、

y

為焊接起始位置，

x

=0,

y

=0；

v

為焊接速度，

v

=8 mm/s；

t

為焊接時間，

t

=75 s；

R

為熱源半徑，

R

=5 mm。經(jīng)計算，

q

=7

.

5e7 W/m。

3 焊接初始缺陷的模擬

3.1 溫度場分析

通過ANSYS Workbench軟件進行瞬態(tài)溫度場分析，設置對流換熱系數(shù)為20 W/(m·K)，忽略熱輻射的影響。首先焊接骨材左側的焊縫，焊后冷卻1 000 s，待焊件溫度降至室溫后再對另一側焊縫進行焊接。第1道焊縫焊接進入穩(wěn)定狀態(tài)時溫度分布情況見圖3。熱源沿焊縫方向移動，熱源加載區(qū)域內的能量比較集中，溫度最高達到了1 500 ℃。從圖4可以觀察到，焊接熱輸入已經(jīng)將T型板的板材融化，焊接熔池形狀基本固定不變。

3.2 殘余應力和變形

通過熱-固耦合的方法，忽略應力應變對于溫度場的影響，將溫度場結果作為載荷添加到力學求解模型中，分析殘余應力分布情況。

對T型板添加不同的應力場邊界條件：Case1為自由邊界，限制應力場分析過程中焊接構件剛體位移； Case2邊界條件模擬T型板受兩側橫向加強件約束；Case3邊界條件模擬T型板焊接過程既受到兩側橫向加強件的約束又受到相鄰縱骨的約束。其約束邊界條件見圖5。

圖3 第1道焊縫進入穩(wěn)定狀態(tài)溫度分布

圖4 T形板熔化

圖5 邊界條件設置

3.2.1 焊接變形

焊接變形不僅會影響正常工藝流程進度，還會嚴重影響結構的承載能力，降低焊接構件的精度，引起工件質量不穩(wěn)定等不良結果。

總體變形最大值分別出現(xiàn)在焊縫結束端、面板邊緣處及面板中心部位， 最大變形值分別為7、3.5、0.4 mm。T型板變形的基本規(guī)律：在焊縫處變形量較小，遠離焊縫及約束邊界處變形量明顯增加，T型板整體呈現(xiàn)角變形。

3.2.2 焊接殘余應力

當焊接構件冷卻到室溫后，構件會產生自身相平衡的內應力，通常稱該內應力為焊接殘余應力。3種邊界條件下殘余應力分布情況見圖6。從圖中可以觀察到，其殘余應力主要分布在焊縫及其附近區(qū)域，最大值分別為360、400、370 MPa。

4 極限強度計算

將焊接殘余應力及變形作為初始缺陷添加到有限元模型中，見圖7。從圖中得知：

A

點處限制

X

、

Y

、

Z

方向上的位移及

Y

軸方向上的轉動

R

；

B

點處限制

Z

方向的位移和

Y

軸方向上的轉動，并在

B

點處施加一個沿

Y

軸負方向5 mm的位移載荷。讀取

A

點處軸向的反作用力，繪制載荷位移曲線圖。

圖6 等效應力云圖

圖7 極限強度邊界設置

4.1 理想狀態(tài)下T型板極限強度

在壓縮開始階段，支座反力和位移呈線性變化，此時T型板結構發(fā)生彈性形變，隨著載荷的持續(xù)增加，底板邊緣處首先發(fā)生屈曲，但T型結構仍具有一定的承載能力，直到達到結構的極限強度。隨著位移載荷的進一步施加，底板和T型板處都發(fā)生了較大的變形，結構承載能力發(fā)生明顯的下降。理想狀態(tài)下T型板的總變形見圖8。其極限強度為1 177.3 kN。

4.2 考慮殘余應力情況下的極限強度分析

將殘余應力作為初始應力添加到極限強度計算中。經(jīng)計算，其極限強度分別為1 063.5、1 043.3、1 042.2 kN，相較于理想狀態(tài)下其極限強度分別下降了113.8、134.0、135.1 kN。

圖8 理想狀態(tài)下T型板變形

4.3 考慮變形情況下的極限強度分析

將殘余變形添加到極限強度的計算中。經(jīng)計算，其極限強度分別為1 123.0、1 124.1、1 126.8 kN，相較理想狀態(tài)下其極限強度分別下降了54.3、53.2、50.5 kN。

5 結論

(1)通過熱固順序耦合的方法分析不同焊接邊界條件下T型板的焊接殘余應力及變形情況，為研究初始缺陷情況下T型板的極限強度提供依據(jù)。

(2)通過位移載荷的方式計算不同邊界條件下T型板的極限強度，分別考慮殘余應力及殘余變形對T型板的極限強度的影響，發(fā)現(xiàn)焊接殘余應力對T型板極限強度的影響較焊接變形的影響更大。

(3)在進行溫度場分析時，忽略了焊縫填充對于溫度場的影響。沒有設置焊縫的生死單元，可能會導致計算結果的不準確。