艦船艙壁鋼結構關鍵節點焊接變形控制研究

戚建偉，姜 昊，張連超

(唐山海運職業學院 機電工程學院, 河北 唐山 063200)

0 引 言

焊接技術的優劣，直接影響艦船船體結構制造質量。但焊接工藝中，變形控制屬于難度最大環節[1–2]。葛珅瑋等[3]利用有限元法，對郵輪艙室單元結構變形問題進行研究后，進行預變形設計，但此研究是針對整個郵輪艙室單元結構板格進行設計，板格結構與結構關鍵節點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構關鍵節點焊接變形控制問題中。申超男等[4]認為，采用肋骨分組的裝焊順序，能夠控制船舶工程中環肋耐壓圓柱殼結構的變形問題，但此方法僅針對環肋耐壓圓柱殼結構適用。

艦船艙壁鋼結構屬于典型的板架式鋼結構，板架式鋼結構之間關鍵節點為T 型連接節點[5]。此節點是艦船艙壁鋼結構使用最多的連接節點。本文使用Sysweld 有限元軟件[6]，對艦船艙壁鋼結構關鍵節點（T 型連接節點）的焊接變形控制問題，進行數值模擬研究，為艦船艙壁鋼結構關鍵節點焊接變形控制提供參考。

1 艦船艙壁鋼結構關鍵節點焊接變形控制方法

1.1 鋼結構關鍵節點母性材料與焊接工藝

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

表1 節點材料化學成分信息Tab. 1 Chemical composition information of node materials

表2 節點材料常溫力學性能信息Tab. 2 Mechanical properties information of node materials at room temperature

艦船艙壁鋼結構關鍵節點焊接變形控制研究過程中，試件使用Q345 鋼型立板、底板，制備艦船艙壁鋼結構T 型連接節點，使用手工電弧焊接技術，固定立板與底板[8]，制備詳情如圖1 所示。

圖1 船艙壁鋼結構T 型連接節點焊接示意圖Fig. 1 Welding schematic diagram of T-shaped connection nodes of ship bulkhead steel structure

焊接時，焊絲類型是H08Mn2SiA。表3 為焊接工藝參數。

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

艦船艙壁鋼結構關鍵節點焊接時，單位長度熱輸入運算方法為：

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鍵節點焊接變形控制方法

將艦船艙壁鋼結構關鍵節點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，拆分艦船艙壁鋼結構關鍵節點焊接模型結構，以此降低焊接變形控制問題的分析難度。使用六面體單元劃分網格，設計關鍵節點的有限元模型，模型結構如圖2 所示。

圖2 關鍵節點有限元模型結構Fig. 2 Key node finite element model structure

在基于有限元模型的關鍵節點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的方法為：

式中： η 和d分別為Q345 鋼材料密度、比熱；t為關鍵節點節點位置 (x,y,z) 在時間段T的溫度； β和p分別為熱傳導系數、內部熱源的發熱率。

因為焊縫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，則關鍵節點焊接工件和外界環境的對流、輻射為：

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

為運算變形值，由單項耦合方法，把溫度場運算結果，轉換為熱載荷模式，載入有限元模型，用于運算焊接變形。艦船艙壁鋼結構關鍵節點焊接變形整體值，依次包含橫向收縮變形、縱向收縮變形、角變形。為計算3 種變形數值，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，即為艙壁鋼結構關鍵節點縱向收縮變形量，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分別為艙壁鋼結構關鍵節點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。

艙壁鋼結構關鍵節點焊接后，若存在高峰值殘余應力，鋼結構關鍵節點出現脆性斷裂的概率便較大，關鍵節點焊縫內部裂縫狀態，會受殘余應力的影響而變得嚴重，從而出現脆性損壞。為此，除了分析艙壁鋼結構關鍵節點焊接時橫向收縮變形、縱向收縮變形、角變形量之外，對焊后節點內部的脆性狀態也進行分析，分析指標分為開裂指數RI、等效塑性應變指數PI。

式中： μ1， μ2分別為等效塑性應變、屈服應變； τn，τ分別為艦船艙壁鋼結構關鍵節點焊后靜水壓力、等效應力。RI能夠描述焊后節點出現開裂問題的概率。

PI能夠描述變形節點位置塑性發展狀態。

2 焊接變形控制方法分析

當下用于控制鋼結構關鍵節點焊接變形的方法很多，結合已有的控制方法可知，調節施焊順序、焊接工藝，都可以控制關鍵節點焊接變形。但相比之下，調換焊接順序控制焊接變形更為簡單，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 個焊槍，將2 條焊縫同時、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，艦船艙壁鋼結構關鍵節點的橫向收縮量、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，角變形較為嚴重。

為控制焊接變形程度，設置熱輸入條件固定時，調節焊接順序，調節方案如圖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 個焊槍，在相反的方向同步焊接。圖6 所示H2 方案使用1 個焊槍，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 個焊槍進行同方向焊接，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 種焊接順序的設計方案焊接變形程度如表5所示。

表5 3 種焊接順序設計方案的變形程度Tab. 5 Deformation degree of three welding sequence design schemes

可知，H3 方案使用下，艦船艙壁鋼結構關鍵節點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，從而避免焊接節點因熱輸入能量過于集中，而出現焊接變形。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，左側板架之間關鍵節點的有限元變形分析界面圖。

圖8 關鍵節點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，關鍵節點焊接時，此節點的變形程度變小，所以節點焊縫左側艙壁鋼結構的最大角變形數值變小。

使用有限元軟件，分析此方案控制前后，艦船艙壁鋼結構關鍵節點焊接后，開裂指數、等效塑性應變指數的變化，結果如圖9 和圖10 所示。

圖9 開裂指數變化Fig. 9 Changes in cracking index

圖10 等效塑性應變指數變化Fig. 10 Change in equivalent plastic strain index

可知，焊接順序調節后，艦船艙壁鋼結構關鍵節點的焊后開裂指數、等效塑性應變指數均小于調節前，說明艦船艙壁鋼結構關鍵節點焊接變形控制效果較好，從而優化了艦船艙壁鋼結構關鍵節點在焊接后使用時的力學性能。

3 結 語

艦船艙壁鋼結構屬于大型板架結構，此類結構在焊接后，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，便會在關鍵節點的焊縫位置，出現變形問題，導致鋼結構出現斷裂。為此，本文對艦船艙壁鋼結構關鍵節點焊接變形問題進行研究，從焊接順序調節的方式，分析能夠控制關鍵節點變形問題的最優焊接方案。試驗使用有限元模型，構建艙壁結構中關鍵的T 型連接節點模型，從而模擬分析節點的變形狀態。結果顯示，使用1 個焊槍進行同方向焊接時，焊縫1 焊接完畢再焊接焊縫2，能夠減小艦船艙壁鋼結構關鍵節點的焊接變形量，且降低關鍵節點焊后開裂指數、等效塑性應變指數。