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    基于熱彈塑性計(jì)算分析的甲板分段建造反變形值設(shè)置方法

    2019-01-08 12:42:06劉序辰
    造船技術(shù) 2018年6期
    關(guān)鍵詞:板架甲板熱源

    戈 亮, 劉序辰

    (1.海軍裝備部 裝備采購(gòu)中心, 北京100071;2.上海船舶工藝研究所, 上海200032)

    0 引 言

    在船體分段結(jié)構(gòu)建造過程中,在胎架上加放反變形值一直是其建造精度控制的主要手段[1]。以大面積、無梁拱、無脊弧的平面甲板分段為例,在建造時(shí)甲板面反向固定于胎架上,縱、橫向骨材焊接完成后與胎架分離,發(fā)生結(jié)構(gòu)回彈變形[2-3]。工廠控制結(jié)構(gòu)回彈變形的方式通常是在胎架上預(yù)先加放反變形值以抵消回彈變形量,提高甲板建造的平整度。其中,反變形值的設(shè)定通常依靠經(jīng)驗(yàn)來確定,對(duì)于首制船、首只分段,這種反變形值的設(shè)置方式在可靠性、準(zhǔn)確性方面往往會(huì)出現(xiàn)較大偏差,甚至出現(xiàn)反變形值設(shè)置成與結(jié)構(gòu)回彈變形同一方向的情況。

    本文采用順序耦合熱彈塑性有限元法[4-5],對(duì)自由狀態(tài)下的甲板分段焊接過程進(jìn)行數(shù)值模擬仿真,整個(gè)過程包含熱傳導(dǎo)溫度場(chǎng)分析和結(jié)構(gòu)彈塑性力學(xué)分析兩個(gè)步驟:首先,根據(jù)焊接條件確定合理的焊接熱源模型,考慮材料熱物理性能和邊界條件,忽略應(yīng)力場(chǎng)的影響,進(jìn)行焊接過程溫度場(chǎng)分析;然后,將溫度場(chǎng)分析結(jié)果以預(yù)定義溫度載荷的形式施加于結(jié)構(gòu)分析模型上,計(jì)算結(jié)構(gòu)的焊接力學(xué)響應(yīng),預(yù)報(bào)甲板分段在自由狀態(tài)下的變形及應(yīng)力結(jié)果,以確定反變形值的設(shè)置量,提高其建造平整度,為甲板分段建造的精度控制提供參考依據(jù)。

    1 計(jì)算模型

    1.1 有限元模型

    本文模擬對(duì)象為典型甲板分段,長(zhǎng)度為20 m,寬度為16 m,甲板上設(shè)有縱、橫向加強(qiáng)骨材。板材采用EH 36鋼,型材采用DH 36鋼。根據(jù)甲板分段結(jié)構(gòu)幾何尺寸,建立有限元模型。在溫度場(chǎng)計(jì)算模型中,焊腳部分采用實(shí)體單元建模,甲板板、縱骨、縱桁及橫梁的腹板和面板等均采用四邊形板殼單元建模。在模型網(wǎng)格劃分時(shí),在溫度梯度變化大的焊縫及其附近區(qū)域采用較密的網(wǎng)格劃分,縱向焊縫附近單元尺寸為5.0 mm×23.6 mm,橫向焊縫附近單元尺寸為5.0 mm×22.0 mm,在遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域采用較稀疏的網(wǎng)格劃分,粗細(xì)網(wǎng)格間在保證單元質(zhì)量的前提下逐漸過渡。整個(gè)模型包含645 591個(gè)節(jié)點(diǎn)、527 920個(gè)單元,如圖1所示。在溫度場(chǎng)計(jì)算分析過程中,根據(jù)焊接順序和結(jié)構(gòu)布置等特點(diǎn),以焊縫中心20 mm處為邊界,將整個(gè)板架劃分為13個(gè)靜態(tài)子結(jié)構(gòu)并行計(jì)算。

    圖1 甲板分段有限元模型

    結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)計(jì)算分析在甲板板架完整有限元模型上完成,計(jì)算分析模型的網(wǎng)格劃分情況與溫度場(chǎng)模型基本一致,以保證溫度載荷能準(zhǔn)確有效地施加于模型上。

    甲板板架EH 36鋼材料的密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、彈性模量、屈服強(qiáng)度、泊松比等熱物理及力學(xué)性能參數(shù)隨溫度變化的曲線如圖2所示。

    圖2 材料熱物理性能

    1.2 焊接熱源模型

    焊接模擬過程中,熱輸入根據(jù)甲板分段角接頭焊接參數(shù)加以確定,其中焊接電流為220 A,電壓為26 V,焊接速度為34 cm/min,熱輸入效率為0.8。熱流密度分布采用混合熱源模型描述(如圖3所示,即在焊接母材表面施加高斯分布面熱源,在焊腳上施加均勻體熱源,高斯面熱源占總熱輸入的40%,均勻體熱源占總熱輸入的60%。高斯面熱源熱流密度分布為

    圖3 混合熱源模型

    (1)

    式中:r(t)為距熱源中心的距離,mm;ra為熱源半徑,取6mm;t為時(shí)間,s;QG為高斯面熱源總能量。

    采用分段移動(dòng)熱源模擬焊接過程的焊槍移動(dòng)情況。對(duì)于縱骨和縱桁等縱向焊縫,在相鄰橫梁構(gòu)件間劃分3段移動(dòng)熱源;對(duì)于橫梁焊縫,在相鄰縱向構(gòu)件間劃分1段移動(dòng)熱源。

    2 工況及邊界條件

    設(shè)定甲板板架處于自由狀態(tài),無其他結(jié)構(gòu)與之連接,在計(jì)算時(shí)僅對(duì)模型施加限制其整體位移的邊界條件。邊界條件約束情況為:點(diǎn)1約束其3個(gè)平動(dòng)自由度δx=δy=δz= 0;點(diǎn)2約束其2個(gè)平動(dòng)自由度δy=δz= 0;點(diǎn)3、4約束其1個(gè)平動(dòng)自由度δz= 0。整體板架邊界條件如圖4所示。

    圖4 板架邊界條件

    3 計(jì)算結(jié)果

    3.1 焊接溫度場(chǎng)

    甲板分段典型T形接頭附近溫度場(chǎng)分布情況如圖5和圖6所示。由于各靜態(tài)子結(jié)構(gòu)焊接溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果相近,故取子結(jié)構(gòu)1為例。由圖5可見,在焊接過程中,熱源中心溫度達(dá)到2 268 ℃,高于材料的熔點(diǎn),焊接區(qū)域被充分焊透。

    圖5 焊接加熱過程中溫度場(chǎng)分布云圖

    焊接結(jié)束散熱后子結(jié)構(gòu)1的溫度場(chǎng)分布云圖如圖6所示。由圖6可見,散熱結(jié)束后,子結(jié)構(gòu)最高溫度為22.3℃,接近初始室溫,散熱完畢。

    圖6 散熱完成后溫度場(chǎng)分布云圖

    選取甲板板上表面焊縫附近5個(gè)點(diǎn)位置,如圖7a)所示,作出該5點(diǎn)在焊接過程中溫度隨時(shí)間變化曲線,如圖7b)所示。甲板板上表面5個(gè)點(diǎn)從0s開始加熱,5s內(nèi)溫度開始上升。點(diǎn)1位于腹板中面位置,最高溫度約800 ℃左右。點(diǎn)2位于焊縫處,加熱后溫度迅速上升達(dá)到約2 268 ℃,其余各點(diǎn)變化規(guī)律相近。

    3.2 焊接變形

    圖7 甲板板面板上表面點(diǎn)溫度時(shí)歷曲線

    甲板分段無約束自由狀態(tài)焊后面外變形如圖8所示,表現(xiàn)為整體變形與局部變形相疊加的特點(diǎn),甲板板架整體變形及加強(qiáng)構(gòu)件間板格局部變形均向加強(qiáng)筋一側(cè)凸起。由于縱向構(gòu)件焊縫多于橫梁焊縫,整個(gè)板架縱向彎曲程度比橫向彎曲更為顯著。甲板板架中部拱起變形值為7.57mm,縱向兩端下垂變形值分別為-8.10mm和-0.26mm。

    圖8 自由狀態(tài)甲板分段面外變形(比例1∶150)

    (1) 整體變形。甲板分段縱桁和橫梁變形云圖如圖9所示,反應(yīng)板架整體變形情況。甲板板架整體變形特點(diǎn)為向加強(qiáng)筋一側(cè)凸起,中部拱起變形值為5.98mm,縱向兩端下垂變形值分別為-6.19mm和-1.02mm。

    圖9 主要加強(qiáng)構(gòu)件變形云圖(比例1∶150)

    (2) 局部變形。為反映甲板分段的加強(qiáng)構(gòu)件間板格焊接變形情況,選取兩條路徑繪制z方向變形曲線如圖10所示:路徑A為橫向,位于甲板分段中橫剖面;路徑B為縱向,位于中縱桁材一側(cè)的板格中間。

    圖10 路徑A、路徑B位置

    圖11a)為甲板分段路徑A處z向變形,由于縱向構(gòu)件間距相對(duì)較小為600mm,在甲板縱骨或縱桁間的板格以角變形為主,呈1個(gè)半波的變形特征,變形幅值約為2.21mm。位于左右最外側(cè)1根縱骨以外的板格,由于端部沒有縱向骨材約束,變形值較大,達(dá)4.15mm。僅將縱骨焊完與全部縱橫構(gòu)件焊完后的板格變形差異不明顯,但對(duì)整體變形有較大影響。

    圖11 甲板分段z向變形

    圖11b)為甲板分段路徑B處z向變形,由于橫梁間距較大,板格角變形只發(fā)生在橫梁兩側(cè)較小范圍內(nèi),變形幅值約為1.42mm,角變形以外的板格變形平緩。只縱骨焊完后板格角變形主要是由于縱向構(gòu)件焊接使得該板格發(fā)生局部變形,在橫梁位置處受到約束所致,當(dāng)此處橫梁焊接完成后,焊接熱輸入進(jìn)一步加劇該處角變形。

    4 反變形值確定

    根據(jù)甲板分段自由狀態(tài)焊后變形特征和量值大小,分析確定分段反變形值??紤]甲板結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和建造施工便利性等,甲板分段在橫向施加反變形,以減小整體焊接變形。圖12為選取3條路徑確定甲板板架焊接整體變形值,路徑分別位于不同位置處橫梁與甲板板相交處。

    圖12 3條路徑位置

    圖13為3條路徑處甲板分段z方向變形。由圖13可見,雖然3條路徑位置不同,但焊接變形情況較為接近,均為分段中部較兩端凸起約5.5mm,該變形值反映甲板分段橫向整體變形大小。

    圖13 3條路徑z方向變形曲線

    在實(shí)際情況中,甲板分段除了焊接引起的變形外,結(jié)構(gòu)自身質(zhì)量和甲板上設(shè)備載荷等也會(huì)產(chǎn)生結(jié)構(gòu)變形,并且建造環(huán)節(jié)的裝配間隙和偏差等因素也可能引起一定程度變形。綜合考慮以上因素,甲板分段在胎架上反向建造的反變形設(shè)置為兩側(cè)高于中部10mm。

    5 結(jié) 論

    (1) 假定甲板分段處于無約束自由狀態(tài),在給定焊接順序、焊接形式、焊接參數(shù)等輸入條件下,采用順序耦合熱彈塑性方法,對(duì)甲板分段焊接過程進(jìn)行仿真模擬,計(jì)算得到甲板分段焊接過程和焊接完成后的變形量及殘余應(yīng)力。

    (2) 根據(jù)甲板分段自由狀態(tài)焊后變形特征和量值大小,綜合考慮甲板結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和建造施工便利性等,甲板分段在橫向施加反變形,分析確定甲板分段在胎架上反向建造的反變形值,以減小整體焊接變形,為甲板分段建造的精度控制提供參考依據(jù)。

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