彈塑性固有應(yīng)變法在厚壁球面艙壁結(jié)構(gòu)焊接中的應(yīng)用

孟凡明 龐福振 姚熊亮 彭 溢

1渤海船舶重工有限責(zé)任公司軍事代表室，遼寧 葫蘆島125004 2哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001

彈塑性固有應(yīng)變法在厚壁球面艙壁結(jié)構(gòu)焊接中的應(yīng)用

孟凡明1龐福振2姚熊亮2彭 溢2

1渤海船舶重工有限責(zé)任公司軍事代表室，遼寧 葫蘆島125004 2哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001

針對(duì)熱彈塑性有限元法僅適用小規(guī)模焊接的弊端，采用彈塑性固有應(yīng)變法對(duì)厚壁球面艙壁結(jié)構(gòu)的焊接工藝進(jìn)行模擬，并對(duì)球面艙壁結(jié)構(gòu)的焊接工藝進(jìn)行優(yōu)化，最終給出球面艙壁結(jié)構(gòu)合理的焊接工藝。在大型有限元軟件ANSYS的基礎(chǔ)上，通過(guò)開(kāi)發(fā)的熱彈塑性焊接計(jì)算程序得到單道焊縫焊接時(shí)的殘余應(yīng)變；通過(guò)殘余應(yīng)變等效，對(duì)球面艙壁的各焊縫處施加溫度載荷；通過(guò)一次彈塑性有限元法得到厚壁球面艙壁結(jié)構(gòu)的整體變形。通過(guò)開(kāi)展不同焊接工藝下球面艙壁結(jié)構(gòu)的焊接變形分析，給出厚壁球面艙壁結(jié)構(gòu)合理的焊接工藝。

彈塑性固有應(yīng)變法；厚壁球面艙壁；焊接變形；焊接工藝

1 引言

球面艏端艙壁是潛艇耐壓殼體的重要組成部分，由于艙壁結(jié)構(gòu)整體尺度較大，殼體較厚，普通的軋制方法無(wú)法滿(mǎn)足其加工要求。因此，球面艏端艙壁結(jié)構(gòu)擬采用分塊軋制，最后焊接拼裝成型的方案進(jìn)行加工。但由于球面艙壁殼體厚度較大，且材料為高強(qiáng)度合金鋼，而該材料的焊接特性尚有待于進(jìn)一步的闡明，故而該結(jié)構(gòu)的焊接變形不易控制。焊接變形過(guò)大不僅會(huì)影響建造進(jìn)度、造成資源的浪費(fèi)，還會(huì)導(dǎo)致潛艇使用性能的下降，甚至危及潛艇的水下安全性。可見(jiàn)，開(kāi)展球面艏端艙壁結(jié)構(gòu)的焊接變形研究，找到艏端艙壁結(jié)構(gòu)合理的焊接工藝，對(duì)改善潛艇性能、提高潛艇的建造精度和進(jìn)度都具有十分重要的意義。

球面艏端艙壁結(jié)構(gòu)的焊接工藝可以通過(guò)焊接實(shí)驗(yàn)來(lái)確定，但實(shí)驗(yàn)所需費(fèi)用較高，且實(shí)驗(yàn)結(jié)果易受實(shí)驗(yàn)設(shè)施的影響。近年來(lái)，數(shù)值仿真技術(shù)的快速發(fā)展使焊接的數(shù)值分析成為可能，并廣泛應(yīng)用于焊接研究的各個(gè)領(lǐng)域，通過(guò)焊接的數(shù)值仿真，可以快速預(yù)測(cè)構(gòu)件的焊接變形及殘余應(yīng)力，并可實(shí)現(xiàn)多工況的快速計(jì)算。因此，本文擬采用數(shù)值方法對(duì)球面艏端艙壁結(jié)構(gòu)的焊接工藝進(jìn)行分析。

目前，在焊接變形的數(shù)值模擬方面，有兩種方法較為常用：熱彈塑性有限元法［1］和固有應(yīng)變有限元法［2－5］。熱彈塑性有限元法由于需對(duì)焊接過(guò)程中各時(shí)刻的溫度場(chǎng)進(jìn)行瞬態(tài)分析，占用大量機(jī)時(shí)和存儲(chǔ)空間，故該方法只適用于單道焊縫等規(guī)模焊接過(guò)程的模擬。固有應(yīng)變法由于不需對(duì)焊接過(guò)程中各時(shí)刻的溫度場(chǎng)進(jìn)行模擬，只需根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式在焊縫處施加與產(chǎn)生相同焊接變形相當(dāng)?shù)膹澗?，通過(guò)一次有限元分析即可得到構(gòu)件的焊接變形；因此，固有應(yīng)變法適用于多道焊縫等大型構(gòu)件焊接變形的分析。

2 熱彈塑性有限元法

材料處于彈性或塑性狀態(tài)的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系為：

式中，D為彈性或彈塑性矩陣；C為與溫度有關(guān)的向量。

熱彈塑性有限元法的本質(zhì)［6］就是將非線性的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系按加載過(guò)程逐漸化為線性問(wèn)題處理。因焊接過(guò)程中并無(wú)外力作用，所以載荷項(xiàng)實(shí)際上是由溫度變化ΔT而引起的，這樣處理的方法是將溫度場(chǎng)分析中算得的從T到T＋ΔT內(nèi)溫度變化ΔT分成若干增量載荷，逐漸加到結(jié)構(gòu)上求解。

當(dāng)有單元進(jìn)入屈服后，平衡方程組Kdδ＝dF是非線性的，為了達(dá)到線性化的目的，采用逐漸增加載荷的方法：在一定的應(yīng)力和應(yīng)變水平上增加一次載荷，只要載荷適當(dāng)?shù)匦?，平衡方程組可近似地由下式給出：

由于將應(yīng)力與應(yīng)變的微分用增量來(lái)代替，上式中K僅與加載前的應(yīng)力水平有關(guān)，從而載荷和位移增量為線性關(guān)系。這樣就不難求出位移、應(yīng)變和應(yīng)力的增量，然后再與第i－1次加載后的總位移、總應(yīng)變和總應(yīng)力迭加，得第i次加載后的位移、應(yīng)變和應(yīng)力總量，并用這個(gè)應(yīng)力進(jìn)行下次加載計(jì)算。這樣就可以了解整個(gè)焊接過(guò)程中動(dòng)態(tài)應(yīng)力應(yīng)變的變化過(guò)程和最終的殘余應(yīng)力及變形的形態(tài)。

熱彈塑性有限元法跟蹤整個(gè)焊接過(guò)程，以給定的時(shí)間步，計(jì)算每一時(shí)刻的焊接溫度場(chǎng)及該時(shí)間段由于溫度變化引起的應(yīng)力應(yīng)變?cè)隽?，逐步累?jì)迭加，最終得到殘余應(yīng)力與變形。由于熱彈塑性有限元法對(duì)焊接過(guò)程中各時(shí)刻的溫度場(chǎng)進(jìn)行瞬態(tài)分析，需占用大量機(jī)時(shí)和存儲(chǔ)空間，故而該方法只適用于小型構(gòu)件的焊接過(guò)程模擬。對(duì)于本文所討論的球面艏端艙壁結(jié)構(gòu)的焊接問(wèn)題，由于涉及大焊深、多道焊，采用該方法對(duì)本文所討論的厚壁大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)的焊接工藝，模擬是很困難的。

3 固有應(yīng)變有限元法

焊接應(yīng)力是熱應(yīng)變、塑性應(yīng)變以及相變應(yīng)變綜合影響的結(jié)果。熱應(yīng)變、塑性應(yīng)變和相變應(yīng)變都是焊接應(yīng)力產(chǎn)生的根源，因而有共同的特征，可以統(tǒng)一為固有應(yīng)變的概念。固有應(yīng)變可以看成是內(nèi)應(yīng)力的產(chǎn)生源。若將物體處于既無(wú)外力也無(wú)內(nèi)力的狀態(tài)看做基準(zhǔn)狀態(tài)，固有應(yīng)變?chǔ)?就是表征從應(yīng)力狀態(tài)切離后處于自由狀態(tài)時(shí)與基準(zhǔn)狀態(tài)相比所發(fā)生的應(yīng)變，它等于總的變形應(yīng)變?chǔ)艤p去彈性應(yīng)變?chǔ)舉。

在焊接過(guò)程中，固有應(yīng)變將是塑性應(yīng)變?chǔ)舙、熱應(yīng)變?chǔ)臫和相變應(yīng)變?chǔ)臱三者之和。

焊接結(jié)束以后固有應(yīng)變就是塑性應(yīng)變、熱應(yīng)變和相變應(yīng)變?nèi)邭堄嗔恐?。?dāng)焊接低碳鋼等材料不考慮相變對(duì)應(yīng)力變形的影響時(shí)，固有應(yīng)變就是殘余的熱應(yīng)變和塑性應(yīng)變之和。若假定無(wú)坡口焊縫本身經(jīng)受加熱過(guò)程，由于加熱和冷卻的熱應(yīng)變抵消為零，那么完全冷卻后焊縫處存在殘余壓縮塑性應(yīng)變。若假定焊縫是填充金屬直接從高溫冷卻下來(lái)，則完全冷卻后焊縫處存在殘余熱收縮應(yīng)變。

因此，如果知道了固有應(yīng)變的大小和分布，把它作為初始應(yīng)變置于焊縫及其附近，就可以通過(guò)一次彈性有限元分析求得整個(gè)構(gòu)件的焊接變形。文獻(xiàn)［2］通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)低碳鋼焊接時(shí)的固有應(yīng)變計(jì)算方法進(jìn)行了分析，給出了低碳鋼固有應(yīng)變的經(jīng)驗(yàn)公式，并對(duì)固有應(yīng)變法有效性進(jìn)行了驗(yàn)證。但對(duì)于本文所研究的球面艏端艙壁的焊接問(wèn)題，由于球面艏端艙壁結(jié)構(gòu)采用新型合金鋼，而該材料的固有應(yīng)變與焊接參數(shù)的關(guān)系尚未充分建立，這就使得采用固有應(yīng)變法對(duì)球面艏端艙壁結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析具有很大困難。

4 彈塑性固有應(yīng)變有限元法

與固有應(yīng)變有限元法相似，固有應(yīng)變彈塑性有限元法，依然是借助固有應(yīng)變的概念，但與文獻(xiàn)［2］中固有應(yīng)變有限元法進(jìn)行彈性有限元分析不同的是，固有應(yīng)變彈塑性有限元法通過(guò)一次彈塑性有限元分析來(lái)求出結(jié)構(gòu)的焊接變形。

固有應(yīng)變彈塑性有限元法根據(jù)單條焊縫焊接時(shí)焊接變形相等的原則，確定固有應(yīng)變區(qū)單元“出生”時(shí)的參考溫度，并以此參考溫度作為產(chǎn)生焊接變形的載荷，施加在復(fù)雜結(jié)構(gòu)的各焊縫處。文獻(xiàn)［2，7］指出，對(duì)于焊接變形的預(yù)測(cè)，只要固有應(yīng)變的總和及其偏心矩不變即可保證足夠的精度。事實(shí)證明，對(duì)三維實(shí)體單元而言，在一定范圍內(nèi)，只要固有應(yīng)變的總和及其偏心距不變，不同施加方法對(duì)最終焊接變形的計(jì)算結(jié)果影響極微，因此可采用最簡(jiǎn)單的方法，將平均固有應(yīng)變即上述的參考溫度施加于焊縫及其附近的一個(gè)矩形區(qū)域，通過(guò)一次彈塑性有限元分析，從而求出整個(gè)復(fù)雜結(jié)構(gòu)的焊接變形。

前已述及，熱彈塑性有限元分析能得到構(gòu)件焊接過(guò)程中任意時(shí)刻的溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)的分布，但計(jì)算所需資源較為昂貴；固有應(yīng)變法可以快速地對(duì)大型構(gòu)件的焊接變形模擬，但需事先得到焊接構(gòu)件固有應(yīng)變的計(jì)算公式。單獨(dú)采用上述兩種方法對(duì)球面艏端艙壁結(jié)構(gòu)的焊接變形進(jìn)行模擬都不能取得很好的結(jié)果。為彌補(bǔ)上述方法的不足，本文提出采用熱彈塑性有限元法與彈塑性固有應(yīng)變法相結(jié)合的方式對(duì)厚壁大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)的焊接工藝進(jìn)行模擬：以熱彈塑性有限元法得到單道焊縫的固有應(yīng)變，再通過(guò)應(yīng)變等效的原理將單道焊縫的固有應(yīng)變映射到其他焊縫中，采用彈塑性固有應(yīng)變法對(duì)球面艏端艙壁結(jié)構(gòu)的焊接變形進(jìn)行分析。該方法的可行性已在文獻(xiàn)［7，8］中得到了詳細(xì)闡述。

在大型有限元軟件ANSYS的基礎(chǔ)上，本文結(jié)合文獻(xiàn)［7］中所開(kāi)發(fā)的熱彈塑性有限元焊接計(jì)算程序，采用彈塑性固有應(yīng)變法對(duì)潛艇球面艙壁結(jié)構(gòu)的焊接工藝進(jìn)行了分析。

5 過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)的焊接工藝分析

5.1 概 述

潛艇耐壓殼體的過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)為一不規(guī)則厚壁球臺(tái)結(jié)構(gòu)，見(jiàn)圖1（a）所示，由于保密原因，結(jié)構(gòu)尺寸不宜給出。按原加工方案，焊縫的可能位置如圖1（b）所示，環(huán)向焊縫位于球臺(tái)高度的中心處，徑向焊縫沿球臺(tái)結(jié)構(gòu)對(duì)稱(chēng)中心（徑向焊縫1處）分布于結(jié)構(gòu)兩側(cè)（焊縫2、3處）。焊接構(gòu)件的材料為高強(qiáng)度合金鋼，坡口形式為X型坡口，焊接線能量2.4 kJ／mm。

圖1 過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)、焊縫可能位置及坡口形狀示意圖

由于計(jì)算的目的在于找出適合于工廠加工的合理的焊接工藝，并考慮到焊縫分布的對(duì)稱(chēng)性及其位置有球臺(tái)內(nèi)外兩種情況，本文對(duì)過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)的焊接工藝共分26種工況分析。其中，工況1～8僅考慮徑向焊縫1、2、3的焊接坡口位置不同時(shí)作用的情況；工況9～16及工況17～24則考慮了環(huán)向焊縫與徑向焊縫共同作用的情況；工況25～26則僅考慮環(huán)向焊縫的坡口位置不同時(shí)作用的情況。

5.2 計(jì)算結(jié)果及分析

5.2.1 焊接引起的整體幾何變形分析

為便于討論，定義δ／D為過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)的無(wú)量綱焊接變形，其中δ為各焊接工況下過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)的最大焊接變形；D為過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)的平均直徑。該參數(shù)反映了焊接變形對(duì)幾何形狀的影響程度。通過(guò)一次彈塑性有限元分析，即可求出26種計(jì)算工況下過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)的焊接變形。典型工況下過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)的焊接變形見(jiàn)圖2所示。為便于討論，本文在此僅給出4種典型工況下的焊接變形的討論（其他焊接工況的變化基本相同），該4種工況的焊接工藝見(jiàn)表1，括號(hào)中內(nèi)外表示X坡口大端出現(xiàn)在過(guò)渡環(huán)內(nèi)外表面的位置。焊接變形計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。

由圖2的對(duì)比分析可以看出，不同焊接工藝時(shí)球臺(tái)結(jié)構(gòu)的焊接變形是不同的。僅由徑向焊接所引起的球臺(tái)結(jié)構(gòu)的焊接變形不大，而環(huán)向焊接單獨(dú)作用及徑向焊接、環(huán)向焊接共同作用所引起球臺(tái)結(jié)構(gòu)的變形較大。徑向焊接主要引起球臺(tái)結(jié)構(gòu)焊縫區(qū)域的局部變形，而環(huán)向焊接主要引起球臺(tái)結(jié)構(gòu)的整體變形，會(huì)使球臺(tái)結(jié)構(gòu)的幾何形狀發(fā)生較大改變。因此，從減小焊接變形的角度出發(fā)，如工廠加工能力許可，建議不設(shè)置環(huán)向焊縫，僅設(shè)置徑向焊縫，并將坡口的大端設(shè)置在過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)外表面。

圖2 典型工況下過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)的焊接變形

表1 過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)焊接典型工況

表2 典型工況下過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)無(wú)量綱焊接變形計(jì)算結(jié)果

5.2.2 焊接變形的局部超差分析

焊接變形除了引起結(jié)構(gòu)的整體幾何變形外，還會(huì)引起結(jié)構(gòu)的局部偏差。根據(jù)《潛艇結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)計(jì)算方法》［9］（以下簡(jiǎn)稱(chēng)“GJB／Z21A－2001標(biāo)準(zhǔn)”）第16.2節(jié)對(duì)耐壓船體殼板的偏差規(guī)定：殼板縱、環(huán)焊縫區(qū)的局部凹凸度和板壁差異值不應(yīng)超過(guò)0.2t；當(dāng)差異值大于0.2t時(shí)，環(huán)向加強(qiáng)筋或縱向加強(qiáng)筋加強(qiáng)。本文對(duì)各焊接工況厚壁球臺(tái)結(jié)構(gòu)的局部超差進(jìn)行分析，分析結(jié)果詳見(jiàn)表3。表中W為局部凹凸的最大值，t為球臺(tái)結(jié)構(gòu)的厚度。測(cè)量W時(shí)的肋骨間距取與過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)相連的斜椎殼處的肋骨間距。表中單位為：W／t×10－1。

表3 過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)局部超差結(jié)果

從表3可以看出，各焊接工況下結(jié)構(gòu)的局部超差均滿(mǎn)足有關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求，不需進(jìn)行超差加強(qiáng)；環(huán)向焊縫處的局部超差較小，徑向焊縫所引起的局部超差較大；最大局部超差出現(xiàn)在焊縫3處的徑向焊縫附近。對(duì)比以上結(jié)果可以看到，僅由徑向焊接所引起的過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)的局部超差不大，而環(huán)向焊接單獨(dú)作用及徑向焊接、環(huán)向焊接共同作用所引起的球臺(tái)結(jié)構(gòu)的變形較大。由分析結(jié)果可以看出，為減小結(jié)構(gòu)局部超差，建議不設(shè)置環(huán)向焊縫，僅設(shè)置徑向焊縫。

6 球殼結(jié)構(gòu)焊接工藝分析

6.1 概 述

球殼結(jié)構(gòu)是球面艏端艙壁結(jié)構(gòu)的主要組成部分，球殼結(jié)構(gòu)焊縫的可能位置如圖3所示。按原加工方案，球殼結(jié)構(gòu)擬設(shè)置4道焊縫，其中焊縫2、3、4位置固定不變，焊縫1的位置分別取距中心線距離為0、（3／40）R、（3／20）R、（9／40）R、（3／10）R、（3／8）R、（9／20）R處，其中R為球冠結(jié)構(gòu)的半徑。由于坡口為不對(duì)稱(chēng)X坡口，如圖1（c）所示，因此，本文對(duì)球殼結(jié)構(gòu)的焊接工藝的討論共分16×7種。

6.2 計(jì)算結(jié)果及分析

同過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)的焊接變形討論相同，為便于討論本文，在此僅給出部分典型工況球殼結(jié)構(gòu)的焊接變形（圖4）。典型工況的焊接工藝見(jiàn)表4。同時(shí)定義無(wú)量綱焊接變形量δ／R，其中R為球冠結(jié)構(gòu)的（平均）半徑，該參數(shù)反映了焊接變形對(duì)結(jié)構(gòu)幾何形狀的影響程度，該焊縫位置的焊接變形計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表5。

圖3 球殼結(jié)構(gòu)及焊縫可能位置示意圖

圖4 典型工況下厚壁球殼結(jié)構(gòu)的焊接變形

表4 焊縫1在中心線時(shí)球殼結(jié)構(gòu)典型焊接工況

由圖4可以看出，采取工況4及工況13的焊接工藝所得球殼結(jié)構(gòu)的焊接變形較小，而采用工況3及工況14的焊接工藝所得球殼結(jié)構(gòu)的焊接變形較大，采用工況14的焊接工藝所得球殼結(jié)構(gòu)的焊接變形最大。由此可以看出，當(dāng)焊縫位置一定時(shí)，坡口形式對(duì)焊接變形有較大影響，焊縫的坡口形式不同時(shí)球殼結(jié)構(gòu)的焊接變形有較大差異。

由表5可以更為直觀地得到各焊接工況下的焊接變形。可以看出，當(dāng)X型坡口大端設(shè)置在球殼內(nèi)表面時(shí)（即焊接坡口形式選工況9時(shí)）球殼結(jié)構(gòu)的焊接變形最小。對(duì)比同一焊縫位置時(shí)球殼結(jié)構(gòu)的焊接變形可以看出，當(dāng)焊接坡口形式為工況1、工況3、工況14時(shí)，球殼結(jié)構(gòu)的整體焊接變形較大，焊接變形不滿(mǎn)足使用要求；而當(dāng)焊接坡口形式采用工況4、工況9及工況14時(shí)，球殼結(jié)構(gòu)的整體焊接變形較小，焊接變形滿(mǎn)足使用要求；這說(shuō)明坡口形式對(duì)球殼結(jié)構(gòu)的焊接變形有很大影響。對(duì)比同一坡口形式下球殼結(jié)構(gòu)的焊接變形可以看出，焊縫1的位置對(duì)球殼結(jié)構(gòu)的焊接變形影響各有不同，但其影響不大。總體而言，從減小焊接變形的角度，建議將坡口的大端設(shè)置在球殼結(jié)構(gòu)內(nèi)表面，并將焊縫1設(shè)置在艇中心線附近。

表5 各焊接工況下球殼結(jié)構(gòu)無(wú)量綱焊接變形

7 結(jié)論

本文在已開(kāi)發(fā)焊接程序的基礎(chǔ)上，采用固有應(yīng)變彈塑性有限元方法，對(duì)球面艏端艙壁結(jié)構(gòu)的焊接工藝進(jìn)行了分析。通過(guò)前面的分析，可以得到以下主要結(jié)論：

1）對(duì)于過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)的焊接，環(huán)向焊縫的設(shè)置是過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)整體幾何變形及局部超差的主要因素，徑向焊縫對(duì)過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)焊接變形的影響較小。

2）從減小過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)焊接變形的角度出發(fā)，如工廠加工能力許可，建議不設(shè)置環(huán)向焊縫，僅設(shè)置徑向焊縫，并將X型坡口的大端設(shè)置在過(guò)渡環(huán)結(jié)構(gòu)外表面。

3）對(duì)于球殼結(jié)構(gòu)的焊接變形問(wèn)題，焊接坡口形式是球殼焊接變形的主要因素，焊縫1的位置對(duì)球殼結(jié)構(gòu)的焊接變形影響不大。

4）從減小球殼結(jié)構(gòu)焊接變形的角度出發(fā)，建議將坡口的大端設(shè)置在球殼結(jié)構(gòu)內(nèi)表面，并將焊縫1設(shè)置在艇中心線附近。

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Application of Elastic－plastic Inherent Strain Method by FEM on the Welding of a Thick Spherical Bulkhead

Meng Fan-ming1Pang Fu-zhen2Yao Xiong-liang2Peng Yi2
1 Military Representative Office，Bohai Shipping Heavy Industry Co.Ltd.，Huludao 125004，China 2 College of Shipbuilding Engineering，Harbin Engineering University，Harbin 150001，China

Elastic－plastic Inherent strain method is proposed to simulate the welding of a thick spherical stem bulkhead of a submarine，which eliminates the deficiency of the thermal Elastic－plastic FEM that only suits for small－scale welding calculations.Also，the welding technique of spherical stem bulkhead is optimized and a reasonable welding technique is obtained in this paper.Base on ANSYS，a thermal Elastic－plastic welding program is developed hereby to calculate the residual strain of one welding seam.Thermal load is applied on each welding seam of the spherical stem bulkhead under the conception of equivalent residual strain method.The whole deformation of spherical stem bulkhead is achieved with the use of Elastic－plastic method.The welding deformation analysis of spherical cap structure with different welding techniques is carried out so that a reasonable welding technique is obtained.

elastic－plastic inherent strain method；thick spherical stem bulkhead；residual deformation；welding technique

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

：1673－3185（2009）01－67－06

2008－11－03

海軍裝備預(yù)先研究項(xiàng)目

孟凡明（1971－），男，碩士。研究方向：船舶與海洋結(jié)構(gòu)物安全性

龐福振（1980－），男，講師，碩士。研究方向：船舶與海洋結(jié)構(gòu)物安全性。E-mail：pangfuzhen＠yahoo.com.cn

姚熊亮（1963－），男，教授，博士生導(dǎo)師。研究方向：船舶與海洋工程結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)