0 引　言

焊接技术的优劣，直接影响舰船船体结构制造质量。但焊接工艺中，变形控制属于难度最大环节^[1-2]。葛珅玮等^[3]利用有限元法，对邮轮舱室单元结构变形问题进行研究后，进行预变形设计，但此研究是针对整个邮轮舱室单元结构板格进行设计，板格结构与结构关键节点的变形问题并不能一概而论，此方法不能直接用于舰船舱壁钢结构关键节点焊接变形控制问题中。申超男等^[4]认为，采用肋骨分组的装焊顺序，能够控制船舶工程中环肋耐压圆柱壳结构的变形问题，但此方法仅针对环肋耐压圆柱壳结构适用。

舰船舱壁钢结构属于典型的板架式钢结构，板架式钢结构之间关键节点为T型连接节点^[5]。此节点是舰船舱壁钢结构使用最多的连接节点。本文使用Sysweld有限元软件^[6]，对舰船舱壁钢结构关键节点（T型连接节点）的焊接变形控制问题，进行数值模拟研究，为舰船舱壁钢结构关键节点焊接变形控制提供参考。

1 舰船舱壁钢结构关键节点焊接变形控制方法 1.1 钢结构关键节点母性材料与焊接工艺

舰船舱壁钢关键节点材料为Q345钢材料，其综合力学性能较好，且具备可焊接性，在建筑、车辆、舰船等领域中均被大量使用^[7]。表1和表2是T型连接节点材料的化学成分信息、常温力学性能信息。

舰船舱壁钢结构关键节点焊接变形控制研究过程中，试件使用Q345钢型立板、底板，制备舰船舱壁钢结构T型连接节点，使用手工电弧焊接技术，固定立板与底板^[8]，制备详情如图1所示。

焊接时，焊丝类型是H08Mn2SiA。表3为焊接工艺参数。

舰船舱壁钢结构关键节点焊接时，单位长度热输入运算方法为：

$ {P_{net}} = \frac{{\alpha ui}}{V} 。$

(1)

式中： $ V $ 为焊接速度， $ \alpha $ 为热效率， $ u $ 为电压， $ i $ 为电流。

1.2 基于有限元模型的关键节点焊接变形控制方法

将舰船舱壁钢结构关键节点母性材料与焊接工艺信息，均输入有限元模型中，使用Sysweld有限元软件，拆分舰船舱壁钢结构关键节点焊接模型结构，以此降低焊接变形控制问题的分析难度。使用六面体单元划分网格，设计关键节点的有限元模型，模型结构如图2所示。

在基于有限元模型的关键节点焊接变形控制方法中，热输入使用双椭球体积热源模型模拟。因各层焊道的工艺参数存在差异，因此需要以此校核各层焊道热源。校核后分析热源温度场的方法为：

$ \eta d\frac{{\partial t}}{{\partial T}} = \frac{\partial }{{\partial x}}\left( {{\beta _x}\frac{{\partial t}}{{\partial z}}} \right) + \frac{\partial }{{\partial x}}\left( {{\beta _y}\frac{{\partial t}}{{\partial y}}} \right) + \frac{\partial }{{\partial z}}\left( {{\beta _y}\frac{{\partial t}}{{\partial z}}} \right) + p。$

(2)

式中： $ \eta $ 和 $ d $ 分别为Q345钢材料密度、比热； $ t $ 为关键节点节点位置 $ \left( {x,y,z} \right) $ 在时间段 $ T $ 的温度； $ \beta $ 和 $ p $ 分别为热传导系数、内部热源的发热率。

因为焊缝金属与母材存在相容性，物理性能不存在明显的不同，若焊缝金属和母材之间热物理特性相似，则关键节点焊接工件和外界环境的对流、辐射为：

$ {o_a} = - {k_a}{t_s} + {k_a}{t_a}，$

(3)

$ {o_r} = - \gamma \left[ {{{\left( {{t_s} + 273} \right)}^4} - {{\left( {{t_a} + 273} \right)}^4}} \right]。$

(4)

式中： $ {o_a} $ ， $ {k_a} $ 分别为工件和外界环境之间热交换、热交换系数； $ {t_s} $ ， $ {t_a} $ 分别为工件表面温度、环境温度； $ {o_r} $ 、 $ \gamma $ 分别为热辐射损失热量、热辐射系数。

为运算变形值，由单项耦合方法，把温度场运算结果，转换为热载荷模式，载入有限元模型，用于运算焊接变形。舰船舱壁钢结构关键节点焊接变形整体值，依次包含横向收缩变形、纵向收缩变形、角变形。为计算3种变形数值，使用如图3所示的收缩路径分析方法。

其中，路径1-2与路径3-4的位移差值 $ \Delta {s_x} $ ，即为舱壁钢结构关键节点纵向收缩变形量，路径1-4与2-3的位移差值 $ \Delta {s_y} $ 即为横向收缩变形量，路径5-6位移变化即为角变形量。

$ \Delta {s_x} = {s_{x12}} - {s_{x34}}，$

(5)

$ \Delta {s_y} = {s_{y13}} - {s_{y24}}。$

(6)

式中： $ {s_{x12}} $ ， $ {s_{x34}} $ 分别为舱壁钢结构关键节点 $ x $ 方向的横向收缩变形； $ {s_{y13}} $ ， $ {s_{y24}} $ 分别为 $ y $ 方向的纵向收缩变形。

舱壁钢结构关键节点焊接后，若存在高峰值残余应力，钢结构关键节点出现脆性断裂的概率便较大，关键节点焊缝内部裂缝状态，会受残余应力的影响而变得严重，从而出现脆性损坏。为此，除了分析舱壁钢结构关键节点焊接时横向收缩变形、纵向收缩变形、角变形量之外，对焊后节点内部的脆性状态也进行分析，分析指标分为开裂指数 $ RI $ 、等效塑性应变指数 $ PI $ 。

$ RI = \left( {{\mu _1}/{\mu _2}} \right) \cdot \exp \left( {{\tau _n}\sqrt {5\tau } } \right)。$

(7)

式中： $ {\mu _1} $ ， $ {\mu _2} $ 分别为等效塑性应变、屈服应变； $ {\tau _n} $ ， $ \tau $ 分别为舰船舱壁钢结构关键节点焊后静水压力、等效应力。 $ RI $ 能够描述焊后节点出现开裂问题的概率。

$ PI = {\mu _1}/{\mu _2}。$

(8)

$ PI $ 能够描述变形节点位置塑性发展状态。

2 焊接变形控制方法分析

当下用于控制钢结构关键节点焊接变形的方法很多，结合已有的控制方法可知，调节施焊顺序、焊接工艺，都可以控制关键节点焊接变形。但相比之下，调换焊接顺序控制焊接变形更为简单，表3所示焊接工艺条件中，焊接顺序信息如图4所示。使用2个焊枪，将2条焊缝同时、同向焊接。

原始焊接工艺条件的焊接顺序条件中，舰船舱壁钢结构关键节点的横向收缩量、纵向收缩量、角变形量如表4所示。

可知，原始焊接工艺条件的变形量中，横向收缩量、纵向收缩量、角变形量分别是3.0 mm，0.6 mm，1.5 mm，角变形较为严重。

为控制焊接变形程度，设置热输入条件固定时，调节焊接顺序，调节方案如图5～图7所示。

图5所示H1方案使用2个焊枪，在相反的方向同步焊接。图6所示H2方案使用1个焊枪，采用顺序焊接模式，但焊缝的焊接方向存在差异。图7所示H3方案使用1个焊枪进行同方向焊接，焊缝1焊接完毕再焊接焊缝2。

3种焊接顺序的设计方案焊接变形程度如表5所示。

可知，H3方案使用下，舰船舱壁钢结构关键节点焊接变形控制效果最好，横向收缩量、纵向收缩量、角变形量均最小，原因是H3方案的同方向按序焊接，能够避免热输入能量集中，从而避免焊接节点因热输入能量过于集中，而出现焊接变形。为此，采用此方案所述的焊接顺序作为变形控制方案。

图8为此方案使用前后，左侧板架之间关键节点的有限元变形分析界面图。

可知，H3焊接方案使用后，关键节点焊接时，此节点的变形程度变小，所以节点焊缝左侧舱壁钢结构的最大角变形数值变小。

使用有限元软件，分析此方案控制前后，舰船舱壁钢结构关键节点焊接后，开裂指数、等效塑性应变指数的变化，结果如图9和图10所示。

可知，焊接顺序调节后，舰船舱壁钢结构关键节点的焊后开裂指数、等效塑性应变指数均小于调节前，说明舰船舱壁钢结构关键节点焊接变形控制效果较好，从而优化了舰船舱壁钢结构关键节点在焊接后使用时的力学性能。

3 结　语

舰船舱壁钢结构属于大型板架结构，此类结构在焊接后，若处于受力不均匀的条件下，不具备较好的收缩力与膨胀力，便会在关键节点的焊缝位置，出现变形问题，导致钢结构出现断裂。为此，本文对舰船舱壁钢结构关键节点焊接变形问题进行研究，从焊接顺序调节的方式，分析能够控制关键节点变形问题的最优焊接方案。试验使用有限元模型，构建舱壁结构中关键的T型连接节点模型，从而模拟分析节点的变形状态。结果显示，使用1个焊枪进行同方向焊接时，焊缝1焊接完毕再焊接焊缝2，能够减小舰船舱壁钢结构关键节点的焊接变形量，且降低关键节点焊后开裂指数、等效塑性应变指数。