外壓法調(diào)整耐壓球殼焊接殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬與試驗(yàn)研究

張 健，劉紅旭，昌 滿，卞如岡

（1.江蘇科技大學(xué)，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2.中國船舶科學(xué)研究中心，江蘇 無錫 214082）

0 引 言

潛水器的主體主要由耐壓載人球殼和其它結(jié)構(gòu)組成。其中耐壓載人球殼是保證潛水器正常工作和人員生命安全的重要構(gòu)件。耐壓殼結(jié)構(gòu)人孔處雖然可以通過結(jié)構(gòu)補(bǔ)強(qiáng)保證結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度要求，但破壞了結(jié)構(gòu)的連續(xù)性，在開孔周邊一定范圍區(qū)域存在一定程度的應(yīng)力集中，同時(shí)開孔補(bǔ)強(qiáng)不可避免地存在焊接縫，由此會(huì)在開孔補(bǔ)強(qiáng)的焊接區(qū)域存在復(fù)雜的殘余應(yīng)力分布場(chǎng)，當(dāng)該區(qū)域的殘余應(yīng)力與工作應(yīng)力疊加時(shí)局部應(yīng)力可能會(huì)超過材料的屈服極限，極大地威脅到載人球殼的安全性和可靠性。近年來，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)耐壓球殼焊接殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究逐步加深[1-2]，對(duì)于焊接殘余應(yīng)力變化研究多為對(duì)接焊平板模型[3-4]和錐柱模型[5]，而對(duì)耐壓球殼焊接殘余應(yīng)力變化的研究較少。另外，根據(jù)已有的研究成果可知，載人球殼的內(nèi)壓試驗(yàn)可以較好地改善焊縫區(qū)域的殘余應(yīng)力分布和峰值，但由于載人球殼觀察窗的存在，在球殼加工完成后無法進(jìn)行內(nèi)壓試驗(yàn)，因此，開展外壓法調(diào)整殘余應(yīng)力的影響研究就成為學(xué)者們重點(diǎn)方向。本文通過數(shù)值模擬和外壓試驗(yàn)開展外壓作用下耐壓球殼人孔區(qū)域殘余應(yīng)力的變化規(guī)律以及調(diào)整效果研究，為合理運(yùn)用外壓法調(diào)整焊接殘余應(yīng)力提供依據(jù)。

1 研究對(duì)象

為了開展試驗(yàn)和數(shù)值仿真對(duì)比，試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃蛿?shù)值仿真模型為1：1模型。依據(jù)中國船級(jí)社規(guī)范初步設(shè)計(jì)耐壓球殼試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，然后通過有限元和GL規(guī)范校核試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膹?qiáng)度和臨界失穩(wěn)力，同時(shí)通過有限元分析法對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行線性屈曲校核和非線性屈曲校核，最終驗(yàn)證試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膹?qiáng)度和穩(wěn)定性滿足試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷脑O(shè)計(jì)要求[6]。

設(shè)計(jì)的耐壓球殼內(nèi)直徑為1 500 mm，厚度為20 mm，材料為Q345鋼，工作壓力為10 MPa，極限載荷為15 MPa（安全系數(shù)取1.5）。試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D1、圖2所示。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ推拭鎴D Fig.1 Sectional view of the test model

圖2 出入艙口圍欄模型Fig.2 Access hatch fence model

2 耐壓球殼焊接殘余應(yīng)力數(shù)值模擬

基于焊接熱-彈塑性相關(guān)理論[7]，本文采用ANSYS中APDL語言編制了相應(yīng)的焊接程序?qū)δ蛪呵驓つＰ偷暮附託堄鄳?yīng)力進(jìn)行了數(shù)值模擬研究[8]，其主要思路主要包括如下三個(gè)方面：

（1）建立有限元模型并對(duì)焊接溫度場(chǎng)進(jìn)行模擬，得到溫度場(chǎng)模擬結(jié)果。焊件上各點(diǎn)瞬時(shí)溫度分布的溫度場(chǎng)對(duì)分析焊接傳熱過程、焊接物理冶金過程和焊接化學(xué)冶金過程至關(guān)重要。在焊接過程中，焊件上各點(diǎn)的溫度分布是空間和時(shí)間的函數(shù)，即T=f（ x,y,z, ）t。某一瞬間，焊件上各點(diǎn)的溫度分布可用焊接溫度場(chǎng)來表示[9]。焊接溫度場(chǎng)的有限元方法是假設(shè)單元節(jié)點(diǎn)溫度線性分布，根據(jù)變分公式推導(dǎo)出節(jié)點(diǎn)溫度的一階常系數(shù)微分方程，并根據(jù)有限差分方法，將它變成節(jié)點(diǎn)溫度線性代數(shù)方程的遞推公式，然后將單位矩陣疊加，形成節(jié)點(diǎn)溫度線性方程組，得到節(jié)點(diǎn)的溫度。

（2）轉(zhuǎn)換有限元單元類型對(duì)焊接應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行模擬，得到初始焊接殘余應(yīng)力。在焊接過程中，由于焊接溫度場(chǎng)的存在而產(chǎn)生了一定的彈塑性變形，其應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系為[10]：

式中：dσ為應(yīng)力增量；dε為應(yīng)變?cè)隽?；D為彈性或彈塑性矩陣；C為與溫度有關(guān)的向量。

分析中，結(jié)構(gòu)某一單元有如下平衡方程：

式中：dF為單元節(jié)點(diǎn)上力的增量；dRe為溫度引起的單元初應(yīng)變等效節(jié)點(diǎn)力增量；dδe為節(jié)點(diǎn)位移增量；Ke為單元?jiǎng)偠染仃嚒?/p>

式中：B為聯(lián)系單元中應(yīng)變向量與節(jié)點(diǎn)位移向量的矩陣。

（3）對(duì)模型施加外壓，模擬外壓試驗(yàn)，得到外壓試驗(yàn)后的焊接殘余應(yīng)力。

2.1 建立有限元模型和網(wǎng)格劃分

如圖3所示，由于焊縫處的金屬受高溫融化產(chǎn)生塑性變形，在冷卻后形成了焊接殘余應(yīng)力。因此焊縫及其附近的熱影響區(qū)應(yīng)作為研究的重點(diǎn)部位，在劃分網(wǎng)格時(shí)對(duì)其進(jìn)行細(xì)化。在遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域，為縮短計(jì)算時(shí)間，在保證計(jì)算精度的前提下，網(wǎng)格劃分較為稀疏一些。

在重點(diǎn)部位即焊縫區(qū)域，采用生死單元技術(shù)來模擬金屬的填充過程。為模擬多層焊的焊接，將焊縫沿板厚分為4層，結(jié)構(gòu)焊接為U型坡口的對(duì)接焊，采用Ⅰ-Ⅱ-Ⅲ-Ⅳ層的焊接順序進(jìn)行焊接模擬以盡量減小焊接變形，如圖4所示。

圖3 焊接有限元模型Fig.3 Welding finite element model

圖4 焊縫區(qū)域網(wǎng)格劃分Fig.4 Weld area meshing

2.2 位移邊界條件

考慮到實(shí)際焊接情況，本文在焊接溫度場(chǎng)分析時(shí)定義初始溫度環(huán)境為25℃。在應(yīng)力場(chǎng)分析時(shí)，由于模型為非完整球結(jié)構(gòu)，考慮到在建模、劃分網(wǎng)格完成后采用對(duì)稱操作完成整球殼的有限元模型，因此在z=0平面施加對(duì)稱約束[11]。球殼底部外表面上的點(diǎn)（0，-1.05，0）在X向和Y向施加位移約束，即ux=uy=0。

3 耐壓球殼殘余應(yīng)力測(cè)量

為了驗(yàn)證數(shù)值模擬焊接和外壓試驗(yàn)的可行性，在耐壓球殼模型表面焊縫附近選擇若干點(diǎn)，使用Proto iXRD型X射線殘余應(yīng)力分析系統(tǒng)對(duì)耐壓球殼模型外表面焊縫區(qū)域的初始?xì)堄鄳?yīng)力和外壓試驗(yàn)后的殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量。耐壓球殼試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D5所示，殘余應(yīng)力測(cè)量前需要一系列準(zhǔn)備工作，具體步驟如下：

（1）打磨人孔區(qū)域焊縫。用電動(dòng)打磨機(jī)對(duì)焊縫及銹蝕表面打磨除銹，避免影響殘余應(yīng)力測(cè)量；

（2）確定測(cè)量點(diǎn)位置。在耐壓球殼垂直于焊縫方向標(biāo)注測(cè)量點(diǎn)位置及編號(hào)，其中編號(hào)1點(diǎn)位于焊縫中心處，2、3、4、5、6、7 點(diǎn)沿球殼周向向球殼距焊縫中心距離依次為 20 mm、35 mm、50 mm、60 mm、100 mm和150 mm，如圖6所示；

（3）針對(duì)測(cè)量點(diǎn)做電解拋光。用電解拋光機(jī)對(duì)打磨后標(biāo)注的測(cè)量點(diǎn)表面進(jìn)行電解拋光處理，去除打磨產(chǎn)生的附加殘余應(yīng)力。電解拋光后立即用酒精棉擦拭清潔電解拋光區(qū)域，并用草紙和膠帶遮護(hù)，以確保測(cè)量表面干燥；

圖5 試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.5 Test model

圖6 測(cè)量點(diǎn)分布示意圖 Fig.6 Measuring point distribution diagram

圖7 殘余應(yīng)力測(cè)量方向示意圖Fig.7 Residual stress measurement direction diagram

測(cè)量殘余應(yīng)力時(shí)依次對(duì)每個(gè)測(cè)量點(diǎn)完成儀器定位、儀器標(biāo)定、測(cè)點(diǎn)對(duì)中、測(cè)量等四個(gè)步驟。每個(gè)測(cè)量點(diǎn)分別測(cè)量X、Y兩個(gè)方向應(yīng)力，殘余應(yīng)力測(cè)量方向如圖7所示。每個(gè)方向殘余應(yīng)力測(cè)量3次，取平均值作為結(jié)果。

4 耐壓球殼的外壓試驗(yàn)

完成初始?xì)堄鄳?yīng)力測(cè)量之后再開展耐壓球殼外壓試驗(yàn)[12]。外壓試驗(yàn)開始前，由于耐壓球殼模型為封閉結(jié)構(gòu)，大致估算耐壓球殼模型正浮力將近1噸，為使結(jié)構(gòu)在壓力試驗(yàn)過程中不與壓力筒接觸且球殼浮在壓力筒中央，試驗(yàn)中需要對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ团渲匾栽黾咏Y(jié)構(gòu)重量，且配重大于1噸，確保模型沉入壓力筒底部。以上步驟完成后開展外壓試驗(yàn)。首先將試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦B同配重物一同緩慢起吊放置于“壓力筒”中。然后封閉壓力筒，連接精密壓力表、水泵之后向壓力筒中注水，將壓力筒內(nèi)壓力從0加載到10 MPa，緩慢加壓。當(dāng)壓力達(dá)到10 MPa后，保持壓力筒內(nèi)水壓力略大于10 MPa，持續(xù)30分鐘。30分鐘后緩慢卸載壓力，直至壓力卸載為0，壓力筒打開，將試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃团渲匚锏趸氐孛?，卸下配重物后，清潔、干燥?shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?。最后再次測(cè)量外壓試驗(yàn)后原測(cè)量點(diǎn)的焊接殘余應(yīng)力。外壓試驗(yàn)示意圖如圖8所示。

圖8 外壓試驗(yàn)示意圖Fig.8 Schematic diagram of external pressure test

5 模擬結(jié)果和試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果對(duì)比

垂直于焊縫方向的焊接殘余應(yīng)力對(duì)耐壓球殼的結(jié)構(gòu)安全性的影響是主要的，因此本文僅對(duì)垂直于焊縫方向焊接殘余應(yīng)力的變化進(jìn)行研究。由于測(cè)量手段限制，殘余應(yīng)力測(cè)量只能對(duì)外表面殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量，因此本文針對(duì)耐壓球殼外表面試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬數(shù)據(jù)對(duì)比分析。人孔區(qū)域球殼表面垂直于焊縫方向的測(cè)量點(diǎn)對(duì)應(yīng)焊接殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果對(duì)比，如表1所示。其中變化率指外壓加載前后焊接殘余應(yīng)力的變化率。數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)測(cè)量值以及外壓試驗(yàn)后殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)測(cè)量值對(duì)比，如圖9所示，其中橫坐標(biāo)表示距離焊縫中心線的距離（負(fù)方向表示焊縫中心沿球殼指向人孔的方向，正方向表示焊縫中心沿球殼指向球殼底部的方向），縱坐標(biāo)表示垂直于焊縫方向的焊接殘余應(yīng)力，正應(yīng)力為殘余拉應(yīng)力，負(fù)應(yīng)力為殘余壓應(yīng)力。

圖9 焊接殘余應(yīng)力模擬值和試驗(yàn)值比較Fig.9 Comparison of simulated and experimental results of welding residual stress

表1 測(cè)量點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力模擬值和試驗(yàn)值對(duì)比Tab.1 Comparison of simulated and experimental values of welding residual stress of measuring point

從表1，圖9可以看出：

（1）數(shù)值模擬和試驗(yàn)測(cè)量值的焊接殘余應(yīng)力分布趨勢(shì)基本一致，表明采用生死單元技術(shù)模擬耐壓球殼焊接過程是可行的。

（2）從試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果來看，外壓試驗(yàn)前后，絕大多數(shù)測(cè)點(diǎn)的焊接殘余應(yīng)力均有不同程度的減小。

（3）外壓加載前后各測(cè)量點(diǎn)處的焊接殘余應(yīng)力試驗(yàn)值和數(shù)值模擬值的變化率基本一致，表明通過本文的數(shù)值模擬方法可以反映外壓試驗(yàn)前后殘余應(yīng)力的變化規(guī)律。

6 不同外壓載荷對(duì)耐壓球殼焊接殘余應(yīng)力的影響

對(duì)耐壓球殼有限元模型分別施加 9 MPa、10 MPa、11 MPa、11.5 MPa、12 MPa、12.5 MPa、13 MPa、13.5 MPa、14 MPa和14.5 MPa的外壓模擬外壓試驗(yàn)。通過有限元分析最終得到不同外壓下耐壓球殼人孔區(qū)域球殼表面焊接殘余應(yīng)力的變化。如圖10～12給出了外壓為11 MPa、12.5 MPa和14.5 MPa下球殼內(nèi)外表面垂直于焊縫方向焊接殘余應(yīng)力的變化曲線。其中橫坐標(biāo)表示距離焊縫中心線的距離（負(fù)方向表示焊縫中心沿球殼指向人孔的方向，正方向表示焊縫中心沿球殼指向球殼底部的方向），縱坐標(biāo)表示垂直于焊縫方向的焊接殘余應(yīng)力。

圖10 11 MPa外壓下殘余應(yīng)力的變化曲線Fig.10 Variation curves of residual stress under external pressure of 11 MPa

圖11 12.5 MPa外壓下殘余應(yīng)力的變化曲線Fig.11 Variation curves of residual stress under external pressure of 12.5 MPa

從圖10～12可以看出：球殼內(nèi)外表面存在較大的初始?xì)堄鄳?yīng)力，加載外壓時(shí)球殼內(nèi)外表面主要表現(xiàn)為較大的壓應(yīng)力，外壓卸載后殘余應(yīng)力迅速恢復(fù)但相比初始?xì)堄鄳?yīng)力有一定的減?。煌鈮禾幚砗笄驓?nèi)外表面焊縫區(qū)域的最大焊接殘余拉應(yīng)力和壓應(yīng)力都變??；焊縫附近區(qū)域的殘余應(yīng)力調(diào)整效果較明顯，遠(yuǎn)離焊縫處的殘余應(yīng)力變化不大。

由于耐壓球殼結(jié)構(gòu)的殘余拉應(yīng)力一定程度上影響結(jié)構(gòu)的疲勞安全性，需要對(duì)耐壓球殼最大殘余拉應(yīng)力進(jìn)行研究。如表2所示，表中給出了不同外壓下殘余應(yīng)力最大拉應(yīng)力的變化。

表2 不同外壓下殘余應(yīng)力最大拉應(yīng)力的變化Tab.2 Variation of maximum tensile stress of residual stress under different external pressure

為了明確表示耐壓球殼外壓試驗(yàn)后殘余應(yīng)力的變化，在有限元模型的外表面焊縫熔合線處取節(jié)點(diǎn)Node76，提取Node76的焊后初始?xì)堄鄳?yīng)力和外壓后的殘余應(yīng)力。Node76在外壓9 MPa、10 MPa、11 MPa、11.5 MPa、12 MPa、12.5 MPa、13 MPa、13.5 MPa、14 MPa 和 14.5 MPa 處理后的殘余應(yīng)力變化情況如表3所示。

表3 不同外壓下節(jié)點(diǎn)76的殘余應(yīng)力變化規(guī)律Tab.3 Variation of residual stress of node 76 under different external pressure

從本節(jié)圖和表中可以看出：外壓試驗(yàn)一定程度上可以消減耐壓球殼焊接殘余應(yīng)力的最大拉應(yīng)力和最大壓應(yīng)力，同時(shí)外壓試驗(yàn)后垂直于焊縫方向殘余應(yīng)力的變化梯度減??；隨著外壓載荷的不斷增大，殘余應(yīng)力的消除效果將會(huì)越明顯，對(duì)提高耐壓球殼的疲勞壽命有效果。

7 結(jié) 論

本文采用數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)的研究方法，開展了外壓作用下深海耐壓球殼開孔區(qū)域的環(huán)形焊縫附近對(duì)殘余應(yīng)力的調(diào)整規(guī)律研究。根據(jù)以上分析得到如下結(jié)論：

（1）通過比較分析試驗(yàn)值和數(shù)值計(jì)算數(shù)據(jù)，數(shù)值計(jì)算的初始?xì)堄鄳?yīng)力、外壓試驗(yàn)后的殘余應(yīng)力的分布趨勢(shì)及大小和試驗(yàn)值基本一致，表明APDL語言開發(fā)的深海耐壓球殼人孔區(qū)域焊接殘余應(yīng)力數(shù)值模擬程序可以對(duì)外壓試驗(yàn)前后殘余應(yīng)力的變化規(guī)律進(jìn)行預(yù)報(bào)分析，為開展外壓法調(diào)整殘余應(yīng)力效果評(píng)估提供了有力支撐。

（2）數(shù)值仿真計(jì)算和模型試驗(yàn)結(jié)果均表明，對(duì)焊接球殼進(jìn)行外壓試驗(yàn)的方法可以不同程度地降低耐壓球殼開孔區(qū)域的焊接殘余應(yīng)力，因此，過載外壓法是一種調(diào)整焊接殘余應(yīng)力的有效方法。

（3）通過數(shù)值模擬外壓試驗(yàn)中不同大小的外壓載荷，發(fā)現(xiàn)載荷壓力越大對(duì)殘余應(yīng)力的消除效果越明顯，在保證結(jié)構(gòu)安全性的情況下，外壓試驗(yàn)消除焊接殘余應(yīng)力時(shí)外壓載荷應(yīng)盡可能大。