艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接變形控制研究

戚建偉，姜 昊，張連超

(唐山海運(yùn)職業(yè)學(xué)院 機(jī)電工程學(xué)院, 河北 唐山 063200)

0 引 言

焊接技術(shù)的優(yōu)劣，直接影響艦船船體結(jié)構(gòu)制造質(zhì)量。但焊接工藝中，變形控制屬于難度最大環(huán)節(jié)[1–2]。葛珅瑋等[3]利用有限元法，對(duì)郵輪艙室單元結(jié)構(gòu)變形問題進(jìn)行研究后，進(jìn)行預(yù)變形設(shè)計(jì)，但此研究是針對(duì)整個(gè)郵輪艙室單元結(jié)構(gòu)板格進(jìn)行設(shè)計(jì)，板格結(jié)構(gòu)與結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的變形問題并不能一概而論，此方法不能直接用于艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接變形控制問題中。申超男等[4]認(rèn)為，采用肋骨分組的裝焊順序，能夠控制船舶工程中環(huán)肋耐壓圓柱殼結(jié)構(gòu)的變形問題，但此方法僅針對(duì)環(huán)肋耐壓圓柱殼結(jié)構(gòu)適用。

艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)屬于典型的板架式鋼結(jié)構(gòu)，板架式鋼結(jié)構(gòu)之間關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)為T 型連接節(jié)點(diǎn)[5]。此節(jié)點(diǎn)是艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)使用最多的連接節(jié)點(diǎn)。本文使用Sysweld 有限元軟件[6]，對(duì)艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)（T 型連接節(jié)點(diǎn)）的焊接變形控制問題，進(jìn)行數(shù)值模擬研究，為艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接變形控制提供參考。

1 艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接變形控制方法

1.1 鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)母性材料與焊接工藝

艦船艙壁鋼關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)材料為Q345 鋼材料，其綜合力學(xué)性能較好，且具備可焊接性，在建筑、車輛、艦船等領(lǐng)域中均被大量使用[7]。表1 和表2 是T 型連接節(jié)點(diǎn)材料的化學(xué)成分信息、常溫力學(xué)性能信息。

表1 節(jié)點(diǎn)材料化學(xué)成分信息Tab. 1 Chemical composition information of node materials

表2 節(jié)點(diǎn)材料常溫力學(xué)性能信息Tab. 2 Mechanical properties information of node materials at room temperature

艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接變形控制研究過程中，試件使用Q345 鋼型立板、底板，制備艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)T 型連接節(jié)點(diǎn)，使用手工電弧焊接技術(shù)，固定立板與底板[8]，制備詳情如圖1 所示。

圖1 船艙壁鋼結(jié)構(gòu)T 型連接節(jié)點(diǎn)焊接示意圖Fig. 1 Welding schematic diagram of T-shaped connection nodes of ship bulkhead steel structure

焊接時(shí)，焊絲類型是H08Mn2SiA。表3 為焊接工藝參數(shù)。

表3 焊接工藝參數(shù)Tab. 3 Welding Process Parameters

艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接時(shí)，單位長(zhǎng)度熱輸入運(yùn)算方法為：

式中：V為焊接速度， α為熱效率，u為 電壓，i為電流。

1.2 基于有限元模型的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接變形控制方法

將艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)母性材料與焊接工藝信息，均輸入有限元模型中，使用Sysweld有限元軟件，拆分艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接模型結(jié)構(gòu)，以此降低焊接變形控制問題的分析難度。使用六面體單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格，設(shè)計(jì)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的有限元模型，模型結(jié)構(gòu)如圖2 所示。

圖2 關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)有限元模型結(jié)構(gòu)Fig. 2 Key node finite element model structure

在基于有限元模型的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接變形控制方法中，熱輸入使用雙橢球體積熱源模型模擬。因各層焊道的工藝參數(shù)存在差異，因此需要以此校核各層焊道熱源。校核后分析熱源溫度場(chǎng)的方法為：

式中： η 和d分別為Q345 鋼材料密度、比熱；t為關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)節(jié)點(diǎn)位置 (x,y,z) 在時(shí)間段T的溫度； β和p分別為熱傳導(dǎo)系數(shù)、內(nèi)部熱源的發(fā)熱率。

因?yàn)楹缚p金屬與母材存在相容性，物理性能不存在明顯的不同，若焊縫金屬和母材之間熱物理特性相似，則關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接工件和外界環(huán)境的對(duì)流、輻射為：

式中：oa，ka分別為工件和外界環(huán)境之間熱交換、熱交換系數(shù)；ts，ta分別為工件表面溫度、環(huán)境溫度；or、γ 分別為熱輻射損失熱量、熱輻射系數(shù)。

為運(yùn)算變形值，由單項(xiàng)耦合方法，把溫度場(chǎng)運(yùn)算結(jié)果，轉(zhuǎn)換為熱載荷模式，載入有限元模型，用于運(yùn)算焊接變形。艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接變形整體值，依次包含橫向收縮變形、縱向收縮變形、角變形。為計(jì)算3 種變形數(shù)值，使用如圖3 所示的收縮路徑分析方法。

圖3 變形收縮路徑分析方法Fig. 3 Analysis method for deformation shrinkage path

其中，路徑1-2 與路徑3-4 的位移差值 Δsx，即為艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)縱向收縮變形量，路徑1-4 與2-3 的位移差值 Δsy即為橫向收縮變形量，路徑5-6 位移變化即為角變形量。

式中：sx12，sx34分別為艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)x方向的橫向收縮變形；sy13，sy24分別為y方向的縱向收縮變形。

艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接后，若存在高峰值殘余應(yīng)力，鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)脆性斷裂的概率便較大，關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊縫內(nèi)部裂縫狀態(tài)，會(huì)受殘余應(yīng)力的影響而變得嚴(yán)重，從而出現(xiàn)脆性損壞。為此，除了分析艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接時(shí)橫向收縮變形、縱向收縮變形、角變形量之外，對(duì)焊后節(jié)點(diǎn)內(nèi)部的脆性狀態(tài)也進(jìn)行分析，分析指標(biāo)分為開裂指數(shù)RI、等效塑性應(yīng)變指數(shù)PI。

式中： μ1， μ2分別為等效塑性應(yīng)變、屈服應(yīng)變； τn，τ分別為艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊后靜水壓力、等效應(yīng)力。RI能夠描述焊后節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)開裂問題的概率。

PI能夠描述變形節(jié)點(diǎn)位置塑性發(fā)展?fàn)顟B(tài)。

2 焊接變形控制方法分析

當(dāng)下用于控制鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接變形的方法很多，結(jié)合已有的控制方法可知，調(diào)節(jié)施焊順序、焊接工藝，都可以控制關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接變形。但相比之下，調(diào)換焊接順序控制焊接變形更為簡(jiǎn)單，表3 所示焊接工藝條件中，焊接順序信息如圖4 所示。使用2 個(gè)焊槍，將2 條焊縫同時(shí)、同向焊接。

圖4 焊接路徑編碼圖Fig. 4 Welding path coding diagram

原始焊接工藝條件的焊接順序條件中，艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的橫向收縮量、縱向收縮量、角變形量如表4 所示。

表4 原始焊接工藝條件的變形量分析Tab. 4 Analysis of deformation under original welding processconditions

可知，原始焊接工藝條件的變形量中，橫向收縮量、縱向收縮量、角變形量分別是3.0 mm，0.6 mm，1.5 mm，角變形較為嚴(yán)重。

為控制焊接變形程度，設(shè)置熱輸入條件固定時(shí)，調(diào)節(jié)焊接順序，調(diào)節(jié)方案如圖5～圖7 所示。

圖5 H1 焊接方案詳情Fig. 5 H1 welding scheme details

圖5 所示H1 方案使用2 個(gè)焊槍，在相反的方向同步焊接。圖6 所示H2 方案使用1 個(gè)焊槍，采用順序焊接模式，但焊縫的焊接方向存在差異。圖7 所示H3 方案使用1 個(gè)焊槍進(jìn)行同方向焊接，焊縫1 焊接完畢再焊接焊縫2。

圖7 H3 焊接方案詳情Fig. 7 H3 welding scheme details

3 種焊接順序的設(shè)計(jì)方案焊接變形程度如表5所示。

表5 3 種焊接順序設(shè)計(jì)方案的變形程度Tab. 5 Deformation degree of three welding sequence design schemes

可知，H3 方案使用下，艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接變形控制效果最好，橫向收縮量、縱向收縮量、角變形量均最小，原因是H3 方案的同方向按序焊接，能夠避免熱輸入能量集中，從而避免焊接節(jié)點(diǎn)因熱輸入能量過于集中，而出現(xiàn)焊接變形。為此，采用此方案所述的焊接順序作為變形控制方案。

圖8 為此方案使用前后，左側(cè)板架之間關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的有限元變形分析界面圖。

圖8 關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)有限元變形分析界面圖Fig. 8 Finite element deformation analysis interface of key nodes

可知，H3 焊接方案使用后，關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接時(shí)，此節(jié)點(diǎn)的變形程度變小，所以節(jié)點(diǎn)焊縫左側(cè)艙壁鋼結(jié)構(gòu)的最大角變形數(shù)值變小。

使用有限元軟件，分析此方案控制前后，艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接后，開裂指數(shù)、等效塑性應(yīng)變指數(shù)的變化，結(jié)果如圖9 和圖10 所示。

圖9 開裂指數(shù)變化Fig. 9 Changes in cracking index

圖10 等效塑性應(yīng)變指數(shù)變化Fig. 10 Change in equivalent plastic strain index

可知，焊接順序調(diào)節(jié)后，艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的焊后開裂指數(shù)、等效塑性應(yīng)變指數(shù)均小于調(diào)節(jié)前，說明艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接變形控制效果較好，從而優(yōu)化了艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)在焊接后使用時(shí)的力學(xué)性能。

3 結(jié) 語(yǔ)

艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)屬于大型板架結(jié)構(gòu)，此類結(jié)構(gòu)在焊接后，若處于受力不均勻的條件下，不具備較好的收縮力與膨脹力，便會(huì)在關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的焊縫位置，出現(xiàn)變形問題，導(dǎo)致鋼結(jié)構(gòu)出現(xiàn)斷裂。為此，本文對(duì)艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊接變形問題進(jìn)行研究，從焊接順序調(diào)節(jié)的方式，分析能夠控制關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)變形問題的最優(yōu)焊接方案。試驗(yàn)使用有限元模型，構(gòu)建艙壁結(jié)構(gòu)中關(guān)鍵的T 型連接節(jié)點(diǎn)模型，從而模擬分析節(jié)點(diǎn)的變形狀態(tài)。結(jié)果顯示，使用1 個(gè)焊槍進(jìn)行同方向焊接時(shí)，焊縫1 焊接完畢再焊接焊縫2，能夠減小艦船艙壁鋼結(jié)構(gòu)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的焊接變形量，且降低關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊后開裂指數(shù)、等效塑性應(yīng)變指數(shù)。