拆解平臺(tái)分段的焊接面外變形預(yù)測(cè)與控制

王江超，張宏，楊潤(rùn)疇，劉建成，周宏

1 華中科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，湖北 武漢 430074

2 高新船舶與深海開(kāi)發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心，上海 200240

3 廣船國(guó)際有限公司，廣東 廣州 511462

4 招商局重工(江蘇)有限公司，江蘇 南通 226116

5 江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003

0 引 言

近年來(lái)，隨著海洋油氣及礦產(chǎn)資源的大力開(kāi)發(fā)和利用，各式海工平臺(tái)的建造及應(yīng)用發(fā)展迅猛，從而導(dǎo)致產(chǎn)能過(guò)剩，對(duì)海工平臺(tái)的供大于求。同時(shí)，隨著國(guó)際原油價(jià)格在低谷的徘徊，海洋油氣資源開(kāi)采的利潤(rùn)降低，這也使得對(duì)海工平臺(tái)的市場(chǎng)需求放緩。當(dāng)前，大量的現(xiàn)役海工平臺(tái)存在著服役過(guò)期、損壞嚴(yán)重、使用性能降低以及不符合環(huán)境保護(hù)要求等諸多問(wèn)題，廢棄平臺(tái)的拆解將在國(guó)際上形成一個(gè)新興的產(chǎn)業(yè)和巨大的市場(chǎng)，發(fā)展拆解技術(shù)和裝備，建造起重拆解平臺(tái)已迫在眉睫。起重拆解平臺(tái)作為一種新型的海洋平臺(tái)，其特殊的功能要求和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)導(dǎo)致在建造過(guò)程中對(duì)焊接工藝和結(jié)構(gòu)變形精度控制的要求較高。

王江超等[1]應(yīng)用彈性有限元預(yù)測(cè)了船體平面分段的面外焊接變形，并研究了焊接模式對(duì)結(jié)構(gòu)建造精度的影響，同時(shí)針對(duì)集裝箱船的典型分段結(jié)構(gòu)[2-3]，基于分步式的熱?彈?塑性和彈性有限分析，高效而精確地預(yù)測(cè)了分段結(jié)構(gòu)的面外變形，并應(yīng)用對(duì)稱焊、反變形加載、焊接坡口和順序優(yōu)化等方法有效控制了焊接面外變形，確保了結(jié)構(gòu)的建造精度。丁振斌等[4]預(yù)估了大型復(fù)雜船體分段的焊接變形，顯示船體分段的焊接變形呈現(xiàn)整體外張的趨勢(shì)，且兩舷側(cè)邊緣位置的焊接變形量最大。陳哲超等[5]基于ABAQUS軟件，采用順序耦合的熱?彈?塑性有限元方法對(duì)加筋板結(jié)構(gòu)的雙邊連續(xù)焊焊接變形規(guī)律進(jìn)行研究，計(jì)算比較了T形接頭兩側(cè)同時(shí)焊接和兩側(cè)依次焊接情況下的結(jié)構(gòu)殘余變形及應(yīng)力。戈亮等[6]采用熱?彈?塑性有限元法，對(duì)甲板分段建造過(guò)程的焊接變形進(jìn)行研究，進(jìn)而確定施加的焊接反變形數(shù)值，提高了分段的建造平整度。Gannon等[7]針對(duì)船體平面分段加筋板與底板焊接時(shí)焊接順序?qū)附幼冃渭敖ㄔ炀鹊挠绊?，基于?shù)值模擬方法預(yù)測(cè)了4種不同焊接順序下的焊接變形以及平面分段的建造精度。為了提高船體平面分段的建造精度，Shadkam等[8]通過(guò)采用對(duì)稱加筋板焊接順序以及優(yōu)化加筋板形狀等方式，減小了焊接變形。Chen等[9]采用數(shù)值模擬方法預(yù)測(cè)了6種不同焊接順序下船體平面分段的建造精度，以及3種不同焊接工藝對(duì)船體平面分段焊接變形及建造精度的影響。

平臺(tái)分段的建造流程與船體結(jié)構(gòu)基本類似，但又有所區(qū)別。具體來(lái)講，平臺(tái)結(jié)構(gòu)多選用性能更加優(yōu)異的高強(qiáng)鋼，同時(shí)為避免惡劣工況對(duì)平臺(tái)結(jié)構(gòu)的破壞，分段結(jié)構(gòu)的筋板厚度較大，用以確保結(jié)構(gòu)有足夠的強(qiáng)度和剛度，因此對(duì)焊接質(zhì)量及精度控制的要求更高，但相關(guān)方面的研究較少。為此，擬針對(duì)招商局重工（江蘇）研發(fā)和建造的半潛式起重拆解平臺(tái)，研究B514分段結(jié)構(gòu)的典型焊接接頭及對(duì)應(yīng)的焊接工藝。首先，通過(guò)高效的熱?彈?塑性有限元分析構(gòu)建焊接固有變形數(shù)據(jù)庫(kù)；然后，將其作為力學(xué)載荷，通過(guò)彈性有限元分析預(yù)測(cè)焊接產(chǎn)生的面外變形；最后，分析反變形施加以及焊接順序優(yōu)化等工程措施在控制焊接變形和提高建造精度方面的應(yīng)用，用以為類似的特殊平臺(tái)的精度建造提供依據(jù)。

1 焊接變形的有限元計(jì)算方法

海工平臺(tái)建造中使用的焊接方法，是一種局部加熱后能快速冷卻、可達(dá)到金屬原子間結(jié)合的連接工藝。由于受熱不均，未加熱區(qū)域的金屬會(huì)對(duì)焊縫區(qū)域的熱脹冷縮行為產(chǎn)生自拘束作用，進(jìn)而產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)變以及焊接變形[1,10]。具體來(lái)講，即焊縫在加熱時(shí)會(huì)伸長(zhǎng)，冷卻時(shí)會(huì)收縮，在這2種情況下都會(huì)受到周圍母材的約束。當(dāng)熱膨脹產(chǎn)生的壓縮內(nèi)應(yīng)力大于屈服應(yīng)力時(shí)，在焊縫處會(huì)產(chǎn)生壓縮塑性應(yīng)變。冷卻的過(guò)程正好相反，焊縫在冷卻收縮及其拉伸作用下會(huì)產(chǎn)生拉伸塑性應(yīng)變。最終，在加熱過(guò)程中產(chǎn)生的部分壓縮塑性應(yīng)變會(huì)被冷卻過(guò)程中產(chǎn)生的拉伸塑性應(yīng)變抵消，而剩余的壓縮塑性應(yīng)變則被保留下來(lái)，產(chǎn)生永久性的焊接變形。特別是，沿金屬板材厚度方向不均勻分布的橫向殘余塑性應(yīng)變，將會(huì)產(chǎn)生橫向彎曲力矩，致使焊接結(jié)構(gòu)發(fā)生面外彎曲變形，也即角變形。

通過(guò)瞬態(tài)的熱?彈?塑性有限元計(jì)算，可以較好地再現(xiàn)焊接過(guò)程中的熱?力耦合現(xiàn)象：首先，基于焊接工藝參數(shù)、材料熱物理性能參數(shù)以及導(dǎo)熱邊界，求解熱傳導(dǎo)微分方程，獲得焊接的瞬態(tài)溫度場(chǎng)分布；然后以其為熱載荷，進(jìn)行彈?塑性力學(xué)響應(yīng)分析，得到塑性應(yīng)變、殘余應(yīng)力以及焊接變形的分布及數(shù)值[11]。其中，需要考慮金屬在不同溫度下的熱?力學(xué)性能參數(shù)，也即材料性能的非線性現(xiàn)象。

基于大量的焊接試驗(yàn)測(cè)量和理論分析，日本大阪大學(xué)的上田幸雄教授等[10]指出，焊接固有應(yīng)變是產(chǎn)生焊接變形和殘余應(yīng)力的根源。焊接固有應(yīng)變可以理解為總應(yīng)變中除去彈性應(yīng)變的剩余應(yīng)變，具體包括熱應(yīng)變、塑性應(yīng)變、相變應(yīng)變和固態(tài)相變應(yīng)變，如式(1)所示。塑性應(yīng)變作為焊接固有應(yīng)變的重要分量，常近似地用來(lái)等同于固有應(yīng)變。之所以稱為固有應(yīng)變，是因?yàn)槠鋽?shù)值主要取決于焊接接頭類型、材料性能、板厚以及焊接熱輸入等參數(shù)，其中焊接接頭的長(zhǎng)度以及寬度（足夠?qū)挘┑挠绊懣梢院雎圆挥?jì)。

式中： εinherent為焊接的固有應(yīng)變； εthermal， εphase，εplastic和 εcreep分別為焊接過(guò)程中產(chǎn)生的熱應(yīng)變、固態(tài)相變應(yīng)變、塑性應(yīng)變及高溫蠕變應(yīng)變。

焊接固有應(yīng)變的數(shù)值，由未加熱金屬的拘束度和該點(diǎn)在焊接過(guò)程中的最高溫度共同決定，因其分布較復(fù)雜，不能方便、快捷地應(yīng)用于工程實(shí)踐。由此，上田幸雄教授等[10]又提出了焊接固有變形的概念，即將垂直于焊接方向橫斷面上的固有應(yīng)變?nèi)窟M(jìn)行積分，進(jìn)而用固有變形的數(shù)值來(lái)替代整個(gè)橫斷面上的固有應(yīng)變分布，如式(2)所示。如果焊縫足夠長(zhǎng)，忽略焊縫的端部效應(yīng)，焊接固有變形在各個(gè)橫斷面上的數(shù)值將基本相同，從而僅用一組焊接固有變形的數(shù)值就可以表征整個(gè)焊縫的力學(xué)響應(yīng)[3]。

焊接固有變形作為焊接接頭的力學(xué)載荷，可以加載到彈性有限元計(jì)算中；僅通過(guò)一次彈性分析，便可快速預(yù)測(cè)出大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)的焊接變形，且計(jì)算精度沒(méi)有損失。其中，焊接接頭的固有變形數(shù)值由焊接熱輸入、接頭形式、板材厚度以及材料的熱物理性能參數(shù)共同決定，而與焊接接頭的長(zhǎng)度和寬度無(wú)關(guān)。在彈性計(jì)算中，焊接的縱向收縮以收縮力的形式施加在焊縫單元上；橫向收縮和彎曲力矩則對(duì)應(yīng)施加在焊縫兩側(cè)的被焊板材上，如圖1所示。因此，通過(guò)對(duì)典型焊接接頭的分析，建立焊接固有變形數(shù)據(jù)庫(kù)，就可以作為彈性有限元分析的載荷，快速而精確地預(yù)測(cè)出實(shí)際焊接結(jié)構(gòu)的焊接變形。

圖1 焊縫處固有變形的加載示意圖Fig.1 Schematic diagram of welding inherent deformation loading on welding line

類似于船舶，海洋平臺(tái)的大型分段結(jié)構(gòu)一般都由眾多部件和構(gòu)件逐步焊接而成。由于焊接收縮以及彎曲所產(chǎn)生的各類焊接變形，使得已焊部件的幾何尺寸與設(shè)計(jì)形狀存在一定的偏差。通過(guò)焊前的裝配?矯正，可消除部分尺寸偏差，而未被消除的尺寸偏差則被保留下來(lái)，與焊接固有變形一起影響最終結(jié)構(gòu)的建造精度。為了研究不同焊接順序?qū)ㄔ炀鹊挠绊?，需要考慮焊前的裝配-矯正工藝。Murakawa等[12-13]提出用界面單元來(lái)表征被焊部件間的裝配?矯正過(guò)程；前道焊接工序產(chǎn)生的焊接變形，被作為滑移、間隙和錯(cuò)邊等裝配誤差來(lái)進(jìn)行分析。

2 拆解平臺(tái)分段的建造工藝及精度測(cè)量

起重拆解平臺(tái)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，存在大量的分段結(jié)構(gòu)，下面將以典型的B514分段為例，開(kāi)展焊接變形預(yù)測(cè)和控制的研究。

2.1 B514分段結(jié)構(gòu)及焊接變形測(cè)量

B514分段結(jié)構(gòu)整體長(zhǎng)14.5 m，整體寬13.8 m，最大高度3.6 m，其整體的結(jié)構(gòu)形式及尺寸如圖2（圖中數(shù)值單位：mm）所示。該結(jié)構(gòu)包含6個(gè)縱向加筋板、5個(gè)橫向加筋板以及若干角鋼，其相對(duì)位置及間距如圖2所示。

圖2 B514分段的結(jié)構(gòu)尺寸Fig.2 Dimensional detail of B514 section

在實(shí)際建造中，半潛式起重拆解平臺(tái)的B514分段在不同部位其材質(zhì)和板厚各有不同。具體地，底板由4塊AH36矩形鋼板對(duì)接焊而成，鋼板厚10 mm；底板上有8根L型AH36角鋼，角鋼高180 mm，寬33 mm，厚8 mm，如圖2所示；縱向的加筋板由12.5 mm厚的AH36鋼板和15 mm厚的EQ51鋼板組成，且存在數(shù)量不等的腰圓孔（630 mm×830 mm）。橫向加強(qiáng)筋的變化更加復(fù)雜，其板厚、材質(zhì)以及腰圓孔的尺寸都有差別。其中，AH36和EQ51鋼板的熱物理性能參數(shù)對(duì)數(shù)值計(jì)算結(jié)果的精度影響均較大，其隨溫度變化的具體數(shù)值如圖3所示。

圖3 AH36和EQ51鋼隨溫度變化的熱物理性能參數(shù)Fig.3 Variation of thermophysical parameters of AH36 and EQ51 steels with temperature

為了獲得B514分段的焊接變形，分別在焊接前和焊接后，使用全站儀對(duì)圖2所示4條線的點(diǎn)坐標(biāo)進(jìn)行了測(cè)量。通過(guò)計(jì)算，可以得到焊接產(chǎn)生的面外變形數(shù)值。

2.2 焊接接頭類型及其工藝參數(shù)

整個(gè)B514分段構(gòu)件眾多，焊接接頭數(shù)量較大，依據(jù)焊接接頭的種類、材質(zhì)、板厚及焊接工藝參數(shù)，可以匯總得出該分段中的典型焊接接頭。表1給出了B514分段中典型的角接接頭，表2給出了B514分段中典型的對(duì)接接頭。同時(shí)，表1和表2還給出了各典型焊接接頭對(duì)應(yīng)的坡口形式及焊接工藝規(guī)范（welding procedure specification，WPS）編號(hào)。

表1 B514分段典型的角接接頭Table1 Typical fillet welding joints of B514 section

表2 B514分段典型的對(duì)接接頭Table2 Typical butt welding joints of B514 section

通過(guò)對(duì)典型焊接接頭的熱?彈?塑性有限元分析，可以獲得表征焊接接頭力學(xué)響應(yīng)的焊接固有變形，進(jìn)而能作為力學(xué)載荷施加到B514分段的整體有限元模型中，通過(guò)彈性有限元計(jì)算，便可快速預(yù)測(cè)出分段的焊接變形及建造精度。

不同焊接接頭對(duì)應(yīng)的焊接工藝參數(shù)可從招商局重工（江蘇）提供的焊接工藝規(guī)范中獲取。表3給出了AH36和EQ51高強(qiáng)度鋼V形坡口與K形坡口的角焊工藝參數(shù)。具體地，板材角接焊時(shí)，使用藥芯焊絲電弧焊（fluxed cored arc welding，F(xiàn)CAW）氣保焊工藝，該工藝的操作適應(yīng)性較高；所使用的焊絲牌號(hào)為E71T-1C，焊絲直徑1.2 mm。

表3 典型角接接頭的焊接工藝（FCAW）Table3 Welding condition of typical fillet welding with FCAW

對(duì)于表2所示的對(duì)接焊接頭，當(dāng)母材材質(zhì)均為AH36鋼，板材厚度在6～12 mm之間時(shí)，使用WPS5焊接工藝；當(dāng)母材材質(zhì)均為AH36鋼，板材厚度＞12 mm時(shí)，使用WPS6焊接工藝；當(dāng)母材材質(zhì)為EQ51和AH36鋼，板材厚度＞12 mm時(shí)，使用WPS7焊接工藝；當(dāng)母材材質(zhì)均為EQ51鋼，板材厚度＞12 mm時(shí)，使用WPS8焊接工藝，其匯總?cè)绫?所示。具體地，板材對(duì)接焊使用埋弧焊（submerged arc welding，SAW）工藝，以提高焊接的機(jī)械化水平和焊接效率；使用的焊絲牌號(hào)為3YTM，焊絲直徑4.0 mm。

表4 I型坡口的對(duì)接接頭焊接工藝（SAW）Table4 Welding condition of butt welding joints of I-type groove with SAW

3 B514分段的焊接變形預(yù)測(cè)

針對(duì)之前匯總的B514分段結(jié)構(gòu)中的典型焊接接頭，先使用實(shí)體單元進(jìn)行建模，然后再應(yīng)用熱?彈?塑性有限元計(jì)算（TEP FEA）分析典型焊接接頭的熱?力學(xué)響應(yīng)，最后由計(jì)算的殘余塑性應(yīng)變獲得不同焊接接頭對(duì)應(yīng)的焊接固有變形。通過(guò)線性擬合，提出焊接固有變形與焊接熱輸入和板厚之間的內(nèi)在關(guān)系，并加載到殼單元的B514結(jié)構(gòu)模型中，以預(yù)測(cè)焊接產(chǎn)生的面外變形。

3.1 典型焊接接頭的熱?彈?塑性有限元分析

因表1、表2所匯總的典型接頭數(shù)量較多，下面將以典型角接接頭T6以及對(duì)接接頭B1為例，具體介紹熱?彈?塑性有限元分析的流程及結(jié)果。

T6角接接頭底板的尺寸為400 mm×400 mm×10 mm，材質(zhì)為AH36鋼；腹板尺寸為300 mm×400 mm×25 mm，材質(zhì)為AH36鋼；開(kāi)K型坡口，施加剛體位移約束；節(jié)點(diǎn)數(shù)為26 010，單元數(shù)為23 450，布置9個(gè)焊道，如圖4（圖中，左邊色塊1～9為焊道，10為底板母材，11為立板母材）所示。采用的焊接工藝為WPS2，如表3所示，進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算，得到接頭熔池形狀如圖5所示。然后，以焊接溫度場(chǎng)為熱載荷，進(jìn)行力學(xué)響應(yīng)分析，得到殘余塑性應(yīng)變?nèi)鐖D6所示。

圖4 T6角接接頭的實(shí)體單元模型Fig.4 Solid element model of T6 fillet welding joints

圖5 T6角接接頭的熔池形狀Fig.5 Melting pool shape of T6 fillet welding joints

圖6 T6角接接頭的殘余塑性應(yīng)變分布云圖Fig.6 Distribution of residual plastic strain of T6 fillet welding joints

以B1作為典型的對(duì)接接頭，如圖7（圖中，左邊的色塊1～2為焊道，3～4為母材）所示，其尺寸為300 mm×400 mm×10 mm，材質(zhì)為AH36鋼，開(kāi)I型坡口，施加剛體位移約束，節(jié)點(diǎn)數(shù)為34 374，單元數(shù)為31 300，含有2個(gè)焊道。B1對(duì)接接頭使用表4所示的WPS5焊接工藝參數(shù)，得到的焊接熔池形狀以及焊后殘余塑性應(yīng)變分別如圖8和圖9所示。

圖7 B1對(duì)接接頭的實(shí)體單元模型Fig.7 Solid elements model of B1 butt welding joints

圖8 B1對(duì)接接頭的熔池形狀Fig.8 Melting pool shape of B1 butt welding joints

圖9 B1對(duì)接接頭的殘余塑性應(yīng)變分布云圖Fig.9 Distribution of residual plastic strain of B1 butt welding joints

3.2 焊接固有變形數(shù)據(jù)庫(kù)的建立

基于焊接固有變形的定義，如式（2）所示，典型焊接接頭的固有變形數(shù)值可通過(guò)積分熱?彈?塑性有限元計(jì)算的殘余塑形應(yīng)變獲得。通過(guò)計(jì)算，可以得到各典型焊接接頭對(duì)應(yīng)的焊接固有變形。其中，角接接頭和對(duì)接接頭的焊接固有變形分別如圖6和圖9所示。

B514分段結(jié)構(gòu)由大量的構(gòu)件焊接而成，故存在大量的焊接接頭。若都通過(guò)實(shí)體單元建模，進(jìn)行熱?彈?塑性有限元分析來(lái)獲得對(duì)應(yīng)的焊接固有變形，工作量將十分巨大。在工程應(yīng)用中，由于焊接固有變形的數(shù)值由接頭的熱輸入、板厚、材質(zhì)和坡口形式等參數(shù)決定[10]，所以將基于半潛式起重拆解平臺(tái)B514分段中所有典型焊接接頭的形式及其工藝參數(shù)（表1～表4）來(lái)建立焊接固有變形數(shù)據(jù)庫(kù)。單道焊的縱向收縮力、橫向收縮以及橫向彎曲角度均與焊接熱輸入有著良好的線性關(guān)系[14]。同時(shí)，厚板的多層多道焊接采取的是相同的焊道布置、焊接工藝以及焊接順序，且相同類型厚板接頭的焊接固有變形相同。因此，對(duì)于厚板的多層多道焊，也可以近似地通過(guò)相關(guān)數(shù)據(jù)的線性回歸進(jìn)行分析，建立焊接熱輸入與焊接固有變形之間的內(nèi)在關(guān)系，如圖10所示。對(duì)應(yīng)的線性擬合公式如表5所示。

表5 熱輸入與焊接接頭固有變形間的經(jīng)驗(yàn)公式Table5 Empirical formula between welding inherent deformation and heat input

圖10 焊接熱輸入與焊接固有變形的線性擬合Fig.10 Linear fitting of welding inherent deformation with heat input

3.3 焊接變形的彈性有限元預(yù)測(cè)

對(duì)于有限元分析，其計(jì)算結(jié)果的精度和消耗的計(jì)算機(jī)資源受網(wǎng)格數(shù)量的嚴(yán)重影響。在考慮B514分段的加筋板開(kāi)孔以及角鋼的情況下，通過(guò)殼單元建模，可得到如圖11(a)所示的彈性有限元分析模型。其中，該B514分段模型含有94個(gè)構(gòu)件，節(jié)點(diǎn)數(shù)9 433，單元數(shù)8 626。

招商局重工（江蘇）在實(shí)際建造B514分段時(shí)，采取的是分別建造區(qū)域部件，然后對(duì)各部件進(jìn)行裝配?焊接得到整體分段的模式，如圖11(b)所示。B514分段被分為4個(gè)部件：部件N，P，D，M。實(shí)際的建造流程為：首先，部件D和部件M焊接，然后再與部件P焊接，最后與部件N焊接。施加之前估算的焊接固有變形到如圖11(b)所示的彈性有限元分析模型中，考慮邊界條件及實(shí)際焊接順序，可以得到如圖12所示的焊接面外變形云圖（變形率：30）。由圖12可以看出，B514分段底板焊后的面外變形數(shù)值較??；而橫向加筋板以及傾斜的縱向加筋板由于彎曲變形以及剛度等原因，產(chǎn)生了數(shù)值較大的Z向位移，也即面外變形。

圖11 B514分段的殼單元模型及邊界條件Fig.11 Shell elements model and boundary condition of B514 section

圖12 實(shí)際焊接順序下B514分段的面外變形云圖Fig.12 Out-of-plane welding distortion of B514 section with actual welding sequence

為便于與招商局重工（江蘇）提供的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，選取圖2所示的4條測(cè)試樣線，將其計(jì)算結(jié)果與測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果如圖13所示。從中可以看出，采用彈性有限元計(jì)算的B514分段底板面外焊接變形與測(cè)量數(shù)據(jù)趨勢(shì)一致，結(jié)果較為吻合；兩者之間的誤差可以歸結(jié)為：因B514分段尺寸較大，由全站儀測(cè)量的結(jié)果在精度上存在一定的誤差；同時(shí)，由有限元計(jì)算的熱物理性能參數(shù)和計(jì)算參數(shù)會(huì)對(duì)所計(jì)算結(jié)果的精度造成一定影響。

圖13 計(jì)算的焊接面外變形與測(cè)量數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.13 Comparison of computed out-of-plane welding distortion and measured data

4 B514分段的建造精度控制

由于焊接變形是影響分段結(jié)構(gòu)建造精度的主要原因，因此在實(shí)際建造過(guò)程中，多采用施加反變形、優(yōu)化焊接順序以及應(yīng)用工裝夾具等措施，用以降低焊接面外變形。

4.1 施加反變形控制建造精度

根據(jù)有限元預(yù)測(cè)的面外焊接變形，可在焊前施加數(shù)值相等、方向相反的初始變形，用于抵消因焊接產(chǎn)生的面外彎曲變形，稱之為反變形法[3,15]。反變形法操作簡(jiǎn)單，控制焊接變形效果好，在工程應(yīng)用中多被采用。

以T6角接接頭為例，當(dāng)使用熱?彈?塑性分析的面外焊接變形為12 mm時(shí)，可使用反變形工藝在角接接頭底板上預(yù)制12 mm的反向變形，如圖14（圖中，左邊色塊1～9為焊道，10為底板母材，11為立板母材）所示；其與圖4所示的T6接頭模型、幾何尺寸、節(jié)點(diǎn)單元數(shù)以及邊界條件均相同。經(jīng)過(guò)熱?彈?塑性有限元計(jì)算，可以得到如圖15(a)所示的面外焊接變形云圖。從中可以看到，焊后角接接頭底板基本趨于平直，而立板因焊道為K型布置，產(chǎn)生了些許彎曲。為了更進(jìn)一步地驗(yàn)證反變形施加的效果，分別取T6角接接頭底板下表面上的點(diǎn)，對(duì)其起焊前和焊后的形狀進(jìn)行了對(duì)比分析，結(jié)果如圖15(b)所示。從中可以看出，焊接彎曲變形幾乎等于預(yù)先施加的反變形數(shù)值，底板在焊后處于平直狀態(tài)。

圖14 考慮反變形的T6角接接頭有限元模型Fig.14 Finite element model of T6 fillet welding joints with considering inverse deformation

圖15 考慮反變形的T6角接接頭計(jì)算結(jié)果Fig.15 Computational results of T6 fillet welding joints with considering inverse deformation

由于反變形法可以很好地消除焊接面外變形，故最終的焊接彎曲變形基本趨近于0。將此焊接固有變形作為新的載荷，對(duì)B514分段模型進(jìn)行彈性有限元分析，即可預(yù)測(cè)焊接的面外變形。同時(shí)，取圖2所示線1和線3上點(diǎn)的面外彎曲變形進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖16所示。從中可以看出，B514分段底板的面外彎曲變形被明顯消除，此時(shí)的面外變形主要是由面內(nèi)收縮力產(chǎn)生的彎矩所引起。

圖16 考慮反變形的焊接面外變形對(duì)比Fig.16 Comparison of out-of-plane welding distortion with considering inverse deformation

4.2 焊接順序?qū)ㄔ炀鹊挠绊?/h3>

B514分段的建造是通過(guò)圖11(b)所示的4個(gè)部件依次裝配?焊接而成。為了研究焊接順序?qū)Ψ侄谓ㄔ炀鹊挠绊?，在考慮實(shí)際焊接過(guò)程（焊接順序1）的基礎(chǔ)上，提出了其他3種不同的焊接順序：

焊接順序2：部件P先與部件N焊接，然后再與部件D焊接，最后，部件D與部件M焊接。

焊接順序3：4個(gè)部件同時(shí)焊接。

焊接順序4：在部件D與部件M焊接的同時(shí)，部件P與部件N焊接，最后，再將部件P和部件D焊接。

依然使用圖11(b)所示的殼單元模型及其邊界條件，加載相應(yīng)的焊接固有變形作為力學(xué)載荷進(jìn)行彈性有限元分析，然后預(yù)測(cè)焊接面外變形以及B514分段的建造精度。分別選取B514分段底板中心沿X方向（縱向）和Y方向（橫向）的點(diǎn)，對(duì)不同焊接順序下面外焊接變形的趨勢(shì)和數(shù)值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖17所示。由于B514分段的焊接部件剛度較大，不易變形，因此由圖可以看出，焊接順序?qū)514分段建造精度的影響不是很明顯，即不同焊接順序產(chǎn)生的面外變形相差不大，不過(guò)依然有所差別。

圖17 不同焊接順序的底板面外變形對(duì)比Fig.17 Comparison of out-of-plane welding distortion of skin plate with different welding sequence

5 結(jié) 論

本文針對(duì)拆解起重平臺(tái)分段，對(duì)典型的焊接接頭及焊接工藝予以了歸納。通過(guò)熱?彈?塑性有限元計(jì)算，獲得了焊接固有變形，并將其作為力學(xué)載荷，使用彈性有限元計(jì)算對(duì)焊接面外變形予以了預(yù)測(cè)，主要得到如下結(jié)論：

1） 由積分熱?彈?塑性有限元計(jì)算的殘余塑性應(yīng)變，可以得到焊接固有變形，通過(guò)數(shù)據(jù)線性回歸分析，提出了焊接固有變形評(píng)估的經(jīng)驗(yàn)公式。

2） 基于焊接固有變形的彈性有限元分析可以高效、精準(zhǔn)地預(yù)測(cè)大型分段結(jié)構(gòu)的焊接面外變形，且與測(cè)量結(jié)果基本吻合。

3） 采用反變形法可以有效控制焊接產(chǎn)生的彎曲角變形，進(jìn)而消除焊接結(jié)構(gòu)的面外變形，提升分段結(jié)構(gòu)的建造精度。

4） 招商局重工（江蘇）當(dāng)前所采用的焊接順序產(chǎn)生的焊接變形最小，是較優(yōu)的焊接順序及建造方案。