SHIPBUILDING OF CHINA
中 国造船
Vol.58 No.2 (Serial No. 222)
Jun. 2017
文章编号：1000-4882 (2017) 02-0230-10
基于固有变形的薄板船体结构焊接
失稳变形研究综述
王江超1;2，史雄华、易斌、周宏3,赵宏权4
(1.华中科技大学船舶与海洋工程学院，武汉430074;2.高新船舶与深海开发装备协同创新中心，上海200240;3. 江苏科技大学船舶与海洋工程学院，镇江212003;4. 江苏科技大学材料科学与工程学院，镇江212003)
摘 要
薄板船体结构在建造过程中，不仅会产生焊接变形，而且可能产生焊接失稳变形。基于薄板焊缝的固有 变形，论述焊接结构失稳变形发生的机理，计算失稳变形模态和变形值以及失稳发生时的临界焊接工艺和固 有变形。最后，对预防和控制薄板船体结构焊接失稳的措施进行了归纳。
关键词：轻量化造船；高强钢薄板；焊接失稳变形；固有变形；失稳变形控制 中图分类号：U671.8
文献标识码：A
〇引言
使用高强钢（HSS)薄板减轻船体结构重量，是一种行之有效的措施[1_2]。在焊接过程中，由于局 部瞬态加热和冷却，不可避免地会产生变形[34]。尤其是薄板船体结构，因板材厚度锐减，显著地降低 了其保持稳定的能力。薄板船体结构会因焊缝处产生的纵向收缩力（固有变形的面内分量）而发生失 稳。焊接失稳变形是异于常见的收缩变形以及弯曲变形的一种复杂变形模式，通常会呈现多种分布形 式的面外变形。焊接失稳变形不仅会显著降低焊接结构的制造精度，而且在后期的矫正过程中很难将 其完全消除。
当前对于薄板船体结构的焊接失稳研宄主要是基于大变形理论和有限元方法，计算焊接失稳变形 的模态及数值。然而对于该现象的机理分析却不多。本文基于固有变形的概念，探讨薄板船体结构焊 接失稳的内因和如何快速且准确地预测焊接失稳变形，并归纳了控制失稳变形的常用措施。
1焊接固有变形
基于大量试验观察以及热弹塑性有限元计算分析，认为焊接过程中的剩余压缩塑性应变是产生焊 接变形的根本原因[5_6]。焊缝在加热时会伸长。由于周围母材的约束，当压缩内应力大于屈服应力时，
收稿日期：2016-11-16;修改稿收稿日期：2017-04-21
基金项目：国家自然科学基金资助项目（51609091)
58卷第2期（总第222期）王江超，等：基于固有变形的薄板船体结构焊接失稳变形研究综述231
将产生压缩塑性应变。冷却过程正好相反，焊缝在拉伸内应力的作用下可能产生拉伸塑性应变。这样, 在加热过程中产生的部分压缩塑性应变将被冷却过程中产生的拉伸塑性应变抵消，而剩余的压缩塑性 应变则被保留下来，产生了焊接变形，如图1所示。这些剩余的压缩塑性应变又称为固有应变。之所 以称为固有应变，是由于其数值主要取决于焊接接头类型、材料性能、板厚以及焊接热输入等参数， 而焊接接头的长度以及宽度（足够宽）的影响可忽略不计。这样就可以对小型的典型焊接接头进行试 验测量和热弹塑性有限元分析，获得该焊缝的固有应变，然后将其加载到长焊缝上，通过弹性分析来 预测大型结构的焊接变形。
图1
焊接过程中塑性应变的变化
综上所述，焊接加热冷却过程中的总应变可以分为如式（1)所示的几个分量：弹性应变 性应变、蠕变应变^和相变产生的应变。总应变也可以考虑
为弹性应变&和固有应变&_的和。换言之，固有应变&_是除弹性应变之外的其它应变分 量的总和，即热应变—
Elastic ^热应变thermal、塑
g
ep
、塑性应变
Spla^
、蠕变应变^和相变产生的应变^
phase的和，如式（2)
所示。固有应变通常可以近似地用塑性应变来表示，因为焊接过程中蠕变应变和材料固态相变引起的 应变较小，可忽略不计。热应变则会随着焊接结构温度降低到初始温度或室温而消失。因此，塑性应 变是固有应变中的最主要部分，它可以通过试验测量或者热弹性有限元分析得到。
左 total
占elastic
+ 左 thermal + Aplastic + 左 creep + Ephase ( 1)
^inherent ^total ^elastic ^thermal Aplastic ^creep ^phase (2)
受到加热温度和母材约束的影响，固有应变在距离焊缝的不同位置有着不同的值。想要通过直 接加载固有应变进行弹性有限元分析来预测大型复杂船体结构的焊接变形，在实际应用中仍存在一 定的困难。若将垂直于焊缝横断面上的各固有应变分量进行积分，则可得到对应分量的固有变形， 如式（3)所示。对于足够长的焊缝，在忽略焊缝端部效应后，每个焊缝的力学特征可由4个固有变
中 国造船研宄简报
形分量来表达[7]。
<=士
Jpdz
:办
s*y =\\ile*ydy6z0
:=郭卜>:—
l^z~^)£ydy6z(3>
e*y=^式中，<和<分别表示级向和横向固有应变，<和<分别表示级向和横向固有变形，<和磅分别 表示纵向和横向固有弯曲变形，A表示焊缝厚度，>；和2：分别表示垂直于焊缝的方向和厚度方向的坐 标。
焊缝在纵向（焊缝方向）和横向受到母材不同的自拘束作用[8]〇由于纵向的强拘束，纵向固有变 形往往被转化为固有纵向收缩力（tendonforce),仅在焊缝及其附近产生收缩变形。而在横向，焊缝均 匀收缩，可使用固有横向收缩来表征其焊接变形。角变形或者横向弯曲变形也因横向的自身弱拘束， 可用面外弯曲弧度来替代。纵向弯曲因其数值过小，经常被忽略而不予考虑。
2船体结构中焊接接头的失稳
对接焊和T型角接焊，是典型的船体结构焊接形式。其焊接接头，若在焊缝收缩的作用下失去稳
定性，将会表现出多种与初始装配状态完全不同的结构形态，且焊接失稳变形没有简明的变形形式。 2.1对接接头的失稳
在薄板堆焊和对接焊接头中，焊接失稳变形呈现出“马鞍形’’（saddle)的模态，如图2中的焊接试 件（长度300mm、宽度200mm且厚度为2.28mm的低碳钢薄板）所示。同时，基于固有变形和大变形 理论的弹性有限元计算结果，不仅给出了与试验测量相同的失稳变形模态，而且预测值也与试验测量 较为一致[9]。若对该焊接接头作特征值分析，可得到发生失稳的两种最低模态和对应的临界条件（马 鞍形，27.50kN;扭转形，32.26kN)，如图3所示。同时，表1给出了对接焊（堆焊）接头失稳的临界 焊接工艺和固有变形。
(a)发生焊接失稳的焊接接头
(b)基于固有变形预测的焊接失稳变形
图2对接焊（堆焊）接头的失稳变形
58卷第2期（总第222期）王江超，等：基于固有变形的薄板船体结构焊接失稳变形研宄综述
图3表1
对接焊（堆焊）接头可能的焊接失稳变形模态对接焊（堆焊）接头的临界焊接工艺和固有变形
临界焊接工艺/ (J/mm)
161.3736
焊接接头（低碳钢）尺寸/mmxmmxmm
300x200x2.28
临界固有变形（纵向）/mm
0.05743
2.2角接接头的失稳
T型角接接头的焊接失稳也以多种形式呈现[1()]。基于特征值分析，对于底板长为500mm、宽为
400mm、立板高为200mm且厚度为2mm的船用钢T型焊接接头，在图4中给出了可能产生的两种低 阶失稳模态：整体扭转变形和局部波浪变形。同时，在表2中给出了 T型角接接头失稳的临界焊接工 艺和固有变形。
图4T型角接接头可能的焊接失稳变形模态
表2 T型角接接头的临界焊接工艺和固有变形
焊接接头（低碳钢）尺寸Hmmxmmxmm)
丨傾芥丄乙/ \\J/nun^
底板500^400x2
师芥回有父形卩热/mm
0.05902
立板500^200x2
145.4752
2.3焊接接头失稳的机理
在焊缝收缩力的作用下，结构失去稳定性而发生大尺度的形状变化，它可能是局部的波浪变形， 也可能是整体的扭转变形。对于典型的焊接接头（对接焊和角接焊)，焊接失稳变形仅由纵向固有收缩 力（tendon force)来决定。横向固有弯曲（角变形）和纵向固有弯曲不能决定焊接失稳是否发生，但 它们与初始扰度（imperfection) —起作为外部扰动，在失稳条件满足时会促使焊接失稳的发生。然而， 在没有任何扰动的情况下，即使焊接产生的纵向收缩力大于失稳发生的临界条件，焊接失稳也不会发 生_。
234中 国造船研宄简报
还有学者认为：焊接失稳发生的驱动力是纵向压缩残余应力[1213]。纵向焊接残余应力在焊缝附近 为拉应力，且接近材料的屈服强度。基于内应力的平衡，在远离焊缝的区域，纵向焊接残余应力为压 应力，也称为施加的焊接载荷（applied weld load，AWL);当它超过焊接结构的临界失稳阻抗（critical
buckling resistance，CBR)时，焊接结构将发生失稳。
3船用加强筋结构的焊接失稳
由于薄板的稳定性不佳，船体结构常采用加强筋以确保其力学性能。然而，对于常见的船用加强 筋结构，也可能发生焊接失稳。
图5所示为一块底板为正方形的加强筋焊接结构[14]。其中，底板为1200xl200mmx6mm的钢板， 横向和纵向的加强筋髙度分别为100mm和150mm，且厚度都为9mm。焊接后，出现了中部凸起，各 边稍微凹陷的面外变形分布。应用固有变形和界面要素，进行弹性有限元计算，得到与试验测量相同 的失稳模态，且预测值也与试验实测有很好的一致。针对该船用加强筋结构和当前的焊接工艺，使用 特征值分析得到可能的低阶失稳模态及临界条件，如图6所示。
U)加强筋结构的焊接(b)计算的失稳变形和数值
图5
1阶失稳模态
特征值：0.8765 临界收缩力/变形： 270.408kN/0.4087mm
纵横加强筋相互垂直的焊接结构
2阶失稳模态 特征值：1.1210 临界收缩力/变形： 346.194kN/0.5232mm
图6纵横加强筋相互垂直的焊接结构的低阶失稳模态
对于图7所示[15]的船用加强筋结构，其焊接失稳变形却迥然不同。该加强筋结构由底板 (1200mmx600mm)、两块纵向加强筋（lOOOmmxlOOmm)和三块横向加强筋（500mmxl〇〇mm)组成， 其板材厚度皆为6_。焊接后，该加强筋结构发生了整体扭转（twist)的大变形，变形量髙达105_。
58卷第2期（总第222期)王江超，等：基于固有变形的薄板船体结构焊接失稳变形研宄综述235
如图7 (b)所示，通过弹性有限元分析，得到了焊接结构整体扭转的失稳变形，且计算值与试验测量 相当吻合。应用特征值分析，得到可能的低阶焊接失稳模态及临界条件，如图8所示。同时，表3给 出了图5和图7所示加强筋结构失稳的临界焊接工艺和固有变形^
面外变形/mm
最大值：104.13最小值：-6.3302
(a)加强筋结构的焊后扭转失稳变形 （b)计算的扭转失稳变形模态和数值
图
7
纵横加强筋相互垂直的焊接结构
2阶失稳模态
特征值：1.1020 临界收缩力/变形： 237.384KN/0.5896mm
1阶失稳模态 特征值：0.6312 临界收缩力/变形： 135.998KN/0.3377mm
图8纵横加强筋相互垂直的焊接结构的低阶失稳模态
对于船用加强筋焊接结构[11]，横向位移在垂向加强筋的约束下，不能移动。面内固有收缩（纵向 收缩力tendon force和横向位移）将共同决定结构是否发生焊接失稳。焊接产生的横向弯曲、纵向弯曲 以及初始扰度，依然只会在加强筋结构满足失稳条件时，促使其发生失稳。
表3
焊接结构
加强筋结构的临界焊接工艺和固有变形临界焊接工艺/
(J/mm)
纵向
临界固有变形
/mm
横向
5所示加强筋结构
图7所示加强筋结构
图1251.9629.60.21460.10790.40870.3377
4船体加筋板结构的焊接失稳
船体加筋板（stiffened ship panel)是船体结构的重要形式，如图9所示。它包含大尺寸的底板，
纵向加强筋(重要支撑部件称为纵向梁，longitudinal girder)以及横向加强筋(也称为横向框架,transverse
frame)。在焊接制造过程中，焊缝处的固有变形和固有弯曲会使船体加筋板结构产生面外变形[2,8]。这
些面外变形主要由面外弯曲角变形和失稳变形组成。若失稳没有发生，底板会呈现出“瘦马” Omngry
236中 国造船研宄简报
horse)形态的面外变形，如图10 (a)所示。失稳发生后，如图10 (b)所示，船体加筋板焊接结构的
底板面外变形表现出如下特征：（1)底板多处产生凹凸不平的波浪式变形，（2)底板产生很大量级的 面外变形。
Longitudinal girders
图
9
典型的船体加筋板结构示意图
在图11中对比了底板横向中心线上各点以及底板纵向边缘上各点的面外变形值。当焊接面外弯曲 角变形过大时，将掩盖焊接失稳现象，焊接失稳特征表现得不够明显[2]。另一方面，面外变形也受到 焊缝收缩力产生的弯曲力矩的影响，使船体加筋板结构产生一定的面外变形[2]。
(a)厚板结构中的焊接面外变形分布(b)薄板结构中的焊接面外变形分布（失稳）
图10船体加筋板结构焊后的面外变形分布
1000 2000 300040000 2000 4000 6000 8000 10000120001400016000
Line 1 in Transverse Directioii/inm
(a)底板横向中心线上各点的焊接变形
(b)底板纵向边线上各点的焊接变形
图11船体加筋板结构的面外焊接变形对比
58卷第2期（总第222期）王江超，等：基于固有变形的薄板船体结构焊接失稳变形研究综述237
综上所述，焊接失稳是一种复杂的现象且呈现出多变模态的变形形式。在大型且复杂的船体焊接 结构中，其表现形式将更加多样化，机理分析和计算预测都非常困难。
5控制薄板焊接失稳的措施
控制并消除焊接失稳变形，是保障薄板船体结构制造精度的重要研宄内容。在不改变当前结构设 计（确定的结构尺寸、形状以及材料等）的前提下，己进行了一系列矫正措施或工艺的研宄，并在船 厂得到了实践和应用。具体包括：应用热输入集中的焊接方法以及更先进的金属连接方法；同步加热 远离焊缝的区域，以实现热拉伸；在焊枪之后加载冷源；使用间断焊代替连续焊；优化焊接顺序，提 髙当前结构的自身刚度；工装及夹具的外力约束；焊接中以及焊后的机械矫正；焊后火焰矫正；超声 波以及电磁冲击等。
(1) 激光以及激光电弧复合焊（hybridwelding)
在使用激光焊（laserwelding)以及激光电弧复合焊（hybridwelding)代替传统的溶化极气体保护 焊（MIG)时，由于热源集中，会产生较窄的焊缝、热影响区（HAZ)以及塑性区，从而得到了数值 较小的焊接固有变形，可有效地避免薄板焊接失稳的发生。
(2) 瞬态热拉伸（thermal tensioning)
在远离焊缝的区域施加附加热源，产生热拉伸来控制薄板的焊接失稳变形，是当前最有效的方法。 具体地说，焊接时在远离焊缝的区域使用火焰或电磁感应加热，产生瞬态附加热源，实现该区域的热 拉伸。
(3) 随焊激冷（heat sinking)
随焊激冷，是指在焊接电弧之后采用特定的设备和媒介，使得焊缝及附近区域迅速冷却降温的工 艺。焊接电弧后的冷源施加，会吸收焊缝临近区域的部分热量，并降低其所达到的最高温度，进而减 小塑性应变（固有应变）以及焊接固有变形，可以实时控制焊接失稳的发生。
(4) 间断焊（intermittentwelding)
若对焊接结构的密闭性要求不高，间断焊是一种极为有效的通过减小焊缝收缩力来控制焊接失稳 的方法。它不但可以提高生产效率，还能节省焊材和降低生产成本。不足之处在于：焊接结构中存在 太多的引弧端和熄弧端，增加了焊接裂纹产生和扩展的机率。
从本质上来说，上述4种不同的焊接工艺都是通过减小焊接固有变形来避免焊接失稳的发生，进 而控制和消除焊接失稳变形。
6结论
以固有变形为基础，通过弹性有限元分析，再现了船体中的典型焊接接头、船用加强筋结构以及
船体加筋板结构的焊接失稳现象，得到失稳变形的分布形式和数值，并计算可能的失稳模态及对应的 临界条件，还阐述了失稳现象发生的机理。得到的结论如下所述。
(1)
对于对接和T型角接接头，其纵向收缩力（tendon force)是产生失稳的根源，其它分量只会
在失稳条件满足的情况下，促使失稳的发生。
(2) 对于船用加强筋和加筋板结构，面内收缩（纵向和横向固有收缩）决定失稳变形的发生。(3)
固有变形及弹性有限元分析在阐述焊接失稳发生机理的同时，能快速地预测失稳变形的分布
及其数值，还能得到可能的失稳模态及对应的临界条件。
238中 国造船研究简报
(4)应用激光焊、瞬态热拉伸、随焊激冷以及间断焊等不同焊接工艺，可有效地减小固有变形， 以控制和消除焊接失稳变形。参考文献
[1] HUANG T D, DONG P, DECAN L, HARWIG D, KUMAR R. Fabrication and engineering technology for lightweight
ship structures, Part 1: Distortions and residual stresses in panel fabrication [J]. Journal of Ship Production, 2004, 20(1): 43-59.
[2] WANG J, RASHED S, MURAKAWA H, et al. Numerical prediction and mitigation of out-of-plane welding distortion in
ship panel structure by elastic FE analysis [J]. Marine Stnxctures, 2013, 34: 135-155.
[3] SATOH K, UEDA Y, FUJIMOTO J. Welding distortion and residual stresses [M]. 1979, Tokyo: Sanpo Publication.[4] MASUBUCHIK. Analysis of welded structures[M]. Oxford: Pergamon Press, 1980.
[5] LUO Y, MURAKAWA H, UEDA Y. Prediction of welding deformation and residual stress by elastic FEM based on
inherent strain (first report): mechanism of inherent strain production [J]. Transactions of JWRI, 1997, 26(2): 49-57.[6]
上田幸雄，村川英一，麻宁绪.罗宇，王江超，译.焊接变形和残余应力的数值计算方法与程序[M].四川大学出版
社，2009.
[7] WANG J, YUAN H, MA N, MURAKAWA H. Recent research on welding distortion prediction in thin plate fabrication
by means of elastic FE computation [J]. Marine Structures, 2016,47: 42-59.
[8] WANG J, MA N, MURAKAWA H. An efficient FE computation for predicting welding induced buckling in production
of ship panel structure [J]. Marine Structure, 2015, 41: 20-52.
[9] WANG J, YIN X, MURAKAWA H. Experimental and computational analysis of residual buckling distortion of
bead-on-plate welded joint [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2013,213(8): 1447-1458.
[10] MICHALERIS P, ZHANG L, BHIDE S, MARUGABANDHU P. Evaluation of 2D, 3D and applied plastic strain methods
for predicting buckling welding distortion and residual stress[J]. Science and Technology of Welding & Joining, 2006, 11(6): 707-716.
[11] WANG J, RASHED S, MURAKAWA H. Mechanism investigation of welding induced buckling using inherent
deformation method [J]. Thin-Walled Structures, 2014, 80: 103-119.
[12] MICHALERIS P, DEBICCARI A. A predictive technique for buckling analysis of thin section panels due to welding [J].
Journal of Ship Production, 1996,12(04): 269-275.
[13] DEO M, MICHALERIS P, SUN J. Prediction of buckling distortion of welded structures [J]. Science and Technology of
Welding and Joining, 2003, 8(1): 55-61.
[14] WANG J, SHIBAHARA M, ZHANG X, MURAKAWA H. Investigation on twisting distortion of thin plate stiffened
structure under welding [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2012, 212(8): 1705-1715.
[15] MA N, WANG J, OKUMOTO Y. Out-of-plane welding distortion prediction and mitigation in stiffened welded structures
[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2016, 84(5): 1371-1389.
58卷第2期（总第222期）王江超，等：基于固有变形的薄板船体结构焊接失稳变形研究综述239
A Review on Welding Buckling of Thin Plate Ship Structures Based
on Inherent Deformation
WANG Jiangchao12, SHI Xionghua1, YI Bin1, ZHOU Hong3, ZHAO Hongquan4
(1. School of Naval Architecture and Ocean Engineering, Huazhong University of
Science and Technology, Wuhan 430074, China;
2. Collaborative Innovation Center for Advanced Ship and Deep-Sea Exploration, Shanghai 200240, China;
3. School of Naval Architecture and Ocean Engineering, Jiangsu University of
Science and Technology, Zhenjiang 212003, China;
4. School of Materials Science and Engineering, Jiangsu University of
Science and Technology，Zhenjiang 212003, China)
Abstract
Not only normal welding distortion, but also welding induced buckling will occur during the fabrication of thin plates in the ship structure. Based on the welding inherent deformation, this study will clarify the generation mechanism of buckling induced by welding, and will predict deformed modes, magnitude of buckling, and critical buckling conditions, as well as welding heat input and inherent deformation for different partial welded structures. Several advanced welding procedures to prevent and control welding induced buckling of thin plate ship structures are summarized.
Key Words: lightweight ship structure; HSS thin plates; welding buckling deformation; inherent deformation;
control of buckling deformation
作者简介
王江超男，1983年生，博士，副教授。主要从事船体结构残余应力和焊接变形的预测和控制，以及焊接接头力学性
能的评估。
史雄华男，1994年生，硕士研宄生。主要从事船体结构的焊接变形预测和控制。易斌男，19%年生，硕士研究生。主要从事轻量化造船中的焊接失稳变形研宄。周宏男，1974年生，博士，教授。主要从事焊接变形预测及热应力成形。赵宏权男，1982年生，博士研究生。主要从事大型船体结构的虚拟制造。
因篇幅问题不能全部显示，请点此查看更多更全内容