海洋平臺(tái)筒式樁腿結(jié)構(gòu)的焊接變形預(yù)測和消除

，，，， ，

(1.華中科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，武漢 430074；2.上海交通大學(xué) 高新船舶與深海開發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心，上海 200240；3.上海振華重工啟東海洋工程股份有限公司，江蘇 啟東 226251；4.江蘇科技大學(xué) a.材料科學(xué)與工程學(xué)院;b.船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

筒式樁腿結(jié)構(gòu)作為自升式平臺(tái)的重要部件，其建造的尺寸精度直接影響整個(gè)平臺(tái)的運(yùn)轉(zhuǎn)成本和使用壽命，相關(guān)的研究對海洋平臺(tái)的樁腿結(jié)構(gòu)建造進(jìn)行了相關(guān)分析[1-6]，然而對于齒條與筒體的焊接及其焊接變形對樁腿形狀的影響卻未見報(bào)道。本文主要針對海洋生活平臺(tái)樁腿中齒條與筒體的焊接變形問題，對樁腿結(jié)構(gòu)焊后的形狀進(jìn)行測量，并獲得焊接變形的分布和數(shù)值；再基于高效的熱-彈-塑性有限元計(jì)算，預(yù)測得到1/4樁腿結(jié)構(gòu)的焊接變形，且與實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果基本吻合；采用筒體內(nèi)表面堆焊的工藝，實(shí)現(xiàn)反變形矯正樁腿結(jié)構(gòu)的建造精度。

1 高效的熱-彈-塑性有限元分析

在焊接的熱-彈-塑性有限元分析中，常采用非耦合的熱-力學(xué)分析來研究焊接過程中瞬態(tài)溫度分布、彈-塑性力學(xué)響應(yīng)，以及預(yù)測殘余應(yīng)力和焊接變形[7]。

分析過程可分為兩步。

1)考慮熱邊界條件和材料熱物理性能，求解熱傳導(dǎo)控制方程，進(jìn)而獲得焊接過程的瞬態(tài)溫度場。

2)將計(jì)算獲得的瞬態(tài)溫度分布作為熱載荷施加到彈-塑性力學(xué)響應(yīng)分析中，基于材料本構(gòu)關(guān)系和Mises屈服準(zhǔn)則，計(jì)算得到焊后的殘余應(yīng)力、塑性變形。

在熱-彈-塑性有限元分析中，環(huán)境溫度一般設(shè)置與初始溫度相同；焊接電弧熱源可使用均勻熱量密度的體熱源模型。焊接過程中，根據(jù)焊接時(shí)間來設(shè)置計(jì)算時(shí)間步長以保證計(jì)算精度和控制計(jì)算時(shí)間的消耗；焊接完成后，為了提高計(jì)算時(shí)間，將計(jì)算時(shí)間步長設(shè)置為指數(shù)函數(shù)關(guān)系增加直至冷卻過程結(jié)束[8]。

針對船舶及海洋結(jié)構(gòu)物等大型焊接結(jié)構(gòu)的變形預(yù)測問題，在常用的熱-彈-塑性有限元分析的基礎(chǔ)上，采用迭代子結(jié)構(gòu)法(iterative substructure method， ISM)和多核并行計(jì)算技術(shù)來提高計(jì)算效率，并在Dell T420服務(wù)器和Ubuntu 14系統(tǒng)環(huán)境下，進(jìn)行求解代碼的調(diào)試和計(jì)算應(yīng)用。

1.1 迭代子結(jié)構(gòu)法ISM

焊接過程及其引起的力學(xué)響應(yīng)具有極強(qiáng)的非線性特征，然而該現(xiàn)象主要存在于靠近焊接電弧的有限區(qū)域內(nèi)[9]，因此，將研究的整體區(qū)域劃分為焊接電弧附近的強(qiáng)非線性區(qū)域和遠(yuǎn)離焊接電弧的弱非線性區(qū)域，其中，弱非線性區(qū)域的結(jié)構(gòu)剛度矩陣可近似的認(rèn)為固定不變；強(qiáng)非線性區(qū)域的位置將隨著焊接電弧的移動(dòng)而發(fā)生變化，其大小尺寸由計(jì)算參數(shù)或溫度參數(shù)來設(shè)定。

1.2 多核并行計(jì)算技術(shù)

有限元計(jì)算程序一般采用串行方式運(yùn)行，因此，不能很好地利用服務(wù)器的多核資源，計(jì)算效率不高。焊接熱-彈-塑性有限元分析中，存在大量的矩陣運(yùn)算?；趥鹘y(tǒng)的串行循環(huán)運(yùn)算，將消耗大量的計(jì)算時(shí)間；而由于矩陣變量運(yùn)算的無關(guān)性，基于OpenMP或者M(jìn)PI技術(shù)將整個(gè)矩陣運(yùn)算分解為若干個(gè)子運(yùn)算任務(wù)，分配到多個(gè)處理器中并行分析，從而提高計(jì)算效率[10]。

2 焊接試驗(yàn)及變形測量

筒式樁腿整體結(jié)構(gòu)見圖1。材料為EH36鋼，總長36 000 mm，總質(zhì)量約520 t。樁腿結(jié)構(gòu)按筒體厚度可以分成2段，第一段筒體厚度110 mm、長度26 000 mm；第二段筒體厚度115 mm、長度10 000 mm。

圖1 樁腿整體結(jié)構(gòu)示意

樁腿結(jié)構(gòu)橫剖面圖及齒條與筒體焊接接頭見圖2。

圖2 樁腿結(jié)構(gòu)橫剖面示意

焊接接頭處，齒條通過兩側(cè)小板(厚度為50 mm)與筒體焊接在一起。小板與筒體焊接接頭處有10 mm左右的留根；坡口為V形，布置有61條焊道，并且每根齒條左右兩側(cè)的小板與筒體的焊接，由2名焊工同時(shí)進(jìn)行。焊接采用手工電弧焊，其工藝參數(shù)見表1。

焊后使用超聲波和磁粉探傷進(jìn)行焊接缺陷的檢測。

表1 齒條與筒體焊接工藝參數(shù)

當(dāng)齒條與筒體焊接完成之后，筒體形狀發(fā)生了很大變化：主要集中在筒體水平方向(圖3中左右方向)和豎直方向(圖3中上下方向)。

圖3 筒體與齒條焊后的形狀示意

齒條與筒體的焊接，會(huì)在筒體外表面形成一定的焊縫熔深，并產(chǎn)生殘留的壓縮塑性應(yīng)變；由于筒體自身剛度較大，該壓縮塑形應(yīng)變不能改變筒體結(jié)構(gòu)的尺寸，而僅僅改變了筒體結(jié)構(gòu)的形狀。筒體上下兩部分會(huì)向內(nèi)凹陷，變形最大處達(dá)到12mm；左右兩部分會(huì)向外突出，變形最大處達(dá)到7 mm。從筒體內(nèi)徑的變化得知，其幾何形狀由初始的圓形變成橢圓形，這將影響樁腿結(jié)構(gòu)與工作平臺(tái)的相互作用效果，以及平臺(tái)升降的效率和運(yùn)營成本。

目前，對于樁腿結(jié)構(gòu)焊后形狀變化的控制，主要是采用筒體結(jié)構(gòu)內(nèi)部剛度加強(qiáng)的方法：在筒體內(nèi)部通過一定數(shù)量的加強(qiáng)肋骨環(huán)，或者鋼板支撐結(jié)構(gòu)來進(jìn)行筒體自身剛度的加強(qiáng)。雖然，樁腿的焊接變形可以得到有效地控制，但是內(nèi)部加強(qiáng)結(jié)構(gòu)的存在必然會(huì)導(dǎo)致樁腿結(jié)構(gòu)質(zhì)量和建造成本的增加。如上述樁腿結(jié)構(gòu)采用內(nèi)部加強(qiáng)方法來控制筒體焊接變形，當(dāng)前工藝將使得單根樁腿結(jié)構(gòu)重量需增加40.713 4 t。

3 焊接變形的有限元分析及消除

3.1 筒體結(jié)構(gòu)焊接變形的預(yù)測

由于齒條與筒體的焊接屬于多層多道焊(12層61道)并且結(jié)構(gòu)幾何尺寸相當(dāng)大，如果使用整個(gè)結(jié)構(gòu)來進(jìn)行熱-彈-塑性有限元分析，將消耗大量的計(jì)算機(jī)資源和時(shí)間。樁腿結(jié)構(gòu)關(guān)于水平方向和豎直方向，都是對稱的,因此，使用對稱約束條件只建立1/4模型來提高計(jì)算效率。

對稱結(jié)構(gòu)有限元模型見圖4，共有2個(gè)焊縫區(qū)域，同時(shí)進(jìn)行焊接，每個(gè)焊縫區(qū)域有61條焊道；焊縫處局部細(xì)化網(wǎng)格，節(jié)點(diǎn)數(shù)122 859個(gè)、單元數(shù)114 350個(gè)?；诮Y(jié)構(gòu)的對稱特性，約束Line 1和Line 2上Y方向的位移，Line 3和Line 4上Z方向的位移，并約束結(jié)構(gòu)的剛體位移。

圖4 樁腿結(jié)構(gòu)有限元模型

熱-彈-塑性有限元分析時(shí)采用的EH36材料熱物理性能參數(shù)見圖5。

圖5 EH36材料熱物理性能參數(shù)

齒條與筒體61條焊縫，在整個(gè)焊接過程中最高溫度的分布見圖6。

圖6 齒條與筒體焊接最高溫度分布

由圖6可見，由于筒體厚度有110 mm，齒條與筒體焊接時(shí)，電弧熱量很難穿透整個(gè)厚度方向，只有外表面很淺區(qū)域內(nèi)的金屬熔化；且在筒體外表面出現(xiàn)一定的焊縫熔深，產(chǎn)生壓縮塑性變形和外表面切向收縮力。

因此，筒體結(jié)構(gòu)不會(huì)產(chǎn)生整體收縮，而是筒體外表面堆焊處周長變短，內(nèi)表面周長不變；最后導(dǎo)致筒體結(jié)構(gòu)橫斷面幾何形狀變成類橢圓形，見圖7。變形量放大了50倍(變形率：50)。

圖7 樁腿結(jié)構(gòu)焊接前后形狀對比

由圖7可見，筒體變形趨勢與實(shí)際測量數(shù)據(jù)較吻合；最上端(12點(diǎn)鐘位置)向內(nèi)凹陷，最左端(9點(diǎn)鐘位置)向外凸出。為了更好地與測量數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，取出筒體結(jié)構(gòu)最上端(12點(diǎn)鐘位置)和最左端(9點(diǎn)鐘位置)點(diǎn)的變形數(shù)值，對比見圖8。

圖8 預(yù)測的樁腿焊接變形與測量數(shù)據(jù)對比

測量點(diǎn)的數(shù)據(jù)基本分布在計(jì)算預(yù)測結(jié)果數(shù)值的附近，因此，計(jì)算結(jié)果還是比較好地反映出筒體形狀變化的趨勢和數(shù)值大小，較為準(zhǔn)確地預(yù)測出了齒條與筒體的焊接變形。

3.2 基于內(nèi)壁堆焊的變形消除分析

基于反變形的思路，焊后在筒體結(jié)構(gòu)的內(nèi)表面進(jìn)行堆焊，產(chǎn)生和外表面相近的切向收縮力。樁腿結(jié)構(gòu)的內(nèi)壁堆焊有限元模型見圖9。即在原始焊道下方筒體內(nèi)表面增加30個(gè)焊道實(shí)現(xiàn)堆焊工藝。同樣使用上述的高效的熱-彈-塑性有限元計(jì)算，對焊接過程的溫度場以及焊接變形進(jìn)行數(shù)值求解。

圖9 含有內(nèi)表面堆焊的樁腿有限元模型

增加內(nèi)表面堆焊后，整個(gè)焊接過程中最高溫度的分布見圖10。樁腿內(nèi)表面的堆焊將會(huì)產(chǎn)生一定量的壓縮塑性應(yīng)變，來抵消外表面由于齒條和筒體結(jié)構(gòu)間焊接引起的收縮變形，使得筒體回復(fù)到原有形狀。

圖10 應(yīng)用內(nèi)表面堆焊的整體最高溫度分布

分別取圖10里面Line 1上Z向變形和Line 3上Y向變形隨焊道變化見圖11。從圖11可以看出：內(nèi)表面堆焊使得Y向變形從1.84 mm減小到了0.49 mm(73.4%)；Z向變形從2.03 mm減小到了0.55 mm(72.9%)，效果非常明顯。

圖11 內(nèi)表面堆焊工藝對筒體焊接變形的影響

同時(shí)，內(nèi)表面堆焊的不同焊道對焊接變形的影響效果不一樣，即內(nèi)表面堆焊的位置對控制齒條與筒體結(jié)構(gòu)間焊接變形有很大影響。樁腿結(jié)構(gòu)內(nèi)表面堆焊之所以能夠減小已有的焊接變形，原因在于堆焊使得內(nèi)表面產(chǎn)生新的殘余壓縮塑性應(yīng)變，以及切向的收縮力；使得樁腿結(jié)構(gòu)回復(fù)到原有形狀，從而避免外表面收縮引起整個(gè)筒體結(jié)構(gòu)橫斷面形狀變成橢圓形的問題。因此，應(yīng)用內(nèi)表面堆焊能夠在一定程度上緩解齒條和筒體結(jié)構(gòu)焊接導(dǎo)致的樁腿形狀變化的問題，為實(shí)際生產(chǎn)中控制樁腿結(jié)構(gòu)建造精度的控制，提供了新的生產(chǎn)工藝和解決措施。

4 結(jié)論

1)與商業(yè)有限元求解器相比，基于迭代子結(jié)構(gòu)法和并行計(jì)算技術(shù)的高效熱-彈-塑性有限元方法，大大地提高了計(jì)算效率，使大型結(jié)構(gòu)焊接變形的預(yù)測分析成為可能。

2)樁腿結(jié)構(gòu)由于齒條和筒體結(jié)構(gòu)的焊接將產(chǎn)生形狀變化，由圓形變成類橢圓形；預(yù)測的焊接變形與實(shí)際測量數(shù)據(jù)趨勢一致，基本吻合，驗(yàn)證了有限元計(jì)算的準(zhǔn)確性和實(shí)用性。

3)采用內(nèi)表面堆焊在筒體內(nèi)表面產(chǎn)生壓縮塑性應(yīng)變及切向收縮力，來消除樁腿結(jié)構(gòu)的焊接變形，計(jì)算結(jié)果表明可以減小70%左右的焊接變形，提高了建造精度，且為實(shí)際生產(chǎn)提供了新的建造工藝和解決措施。