基于焊縫影響的井下鏟運機動臂強度分析

魯力群 尹永芳 史蕾蕾 唐玉龍 許慶斌

(山東理工大學(xué)交通與車輛工程學(xué)院，山東 淄博 255049)

工作機構(gòu)作為井下鏟運機的工作核心部分，用于完成礦巖的鏟裝作業(yè)，并將礦巖運至卸載點卸載。井下鏟運機工作機構(gòu)基本上都采用了焊接結(jié)構(gòu)，且其主體構(gòu)件普遍具有量大體重的特點，尤其動臂是工作機構(gòu)中結(jié)構(gòu)復(fù)雜且焊縫最多的構(gòu)件[1-3]。焊接結(jié)構(gòu)的優(yōu)劣直接影響構(gòu)件的強度質(zhì)量，進而影響著工作機構(gòu)的生產(chǎn)效率。工作機構(gòu)長期受到隨時間變化的動態(tài)隨機載荷的沖擊，使損傷長期積累導(dǎo)致疲勞失效的概率大大提高，甚至使工作機構(gòu)的結(jié)構(gòu)運動產(chǎn)生干涉，出現(xiàn)斷裂等嚴(yán)重事故[4]。作為井下鏟運機工作時的核心組成部分，焊接強度對工作機構(gòu)的安全與效率至關(guān)重要。

本研究對井下鏟運機工作機構(gòu)中動臂側(cè)板與橫梁之間的對接焊縫進行有限元建模及強度分析，并對影響該處焊縫應(yīng)力分布的坡口角度、焊縫加強高尺寸、焊縫的表面形狀等因素進行研究分析，以期獲得最佳焊接結(jié)構(gòu)。在確定動臂側(cè)板與橫梁之間的焊縫結(jié)構(gòu)時，充分考慮合理選擇焊縫截面形式，減少焊縫缺陷的產(chǎn)生。

1 工作機構(gòu)動臂焊結(jié)結(jié)構(gòu)

井下鏟運機主要在工作環(huán)境惡劣的地下礦井中工作，其工作機構(gòu)中動臂在工作過程中的焊接結(jié)構(gòu)斷裂或損壞的情況時有發(fā)生，導(dǎo)致鏟運機在工作過程中存在極大的潛在危險[5]。根據(jù)鏟運機工作機構(gòu)的特征，動臂上的主要受力部位位于橫梁與側(cè)板之間的環(huán)形焊縫上，在使用過程中易出現(xiàn)焊縫開裂失效的情況。如圖1(a)所示的工作機構(gòu)焊結(jié)總成動臂主要由側(cè)板、橫梁構(gòu)成。鏟運機在實際使用時，動臂橫梁處的焊縫開裂形貌如圖1(b)所示，直至延伸到側(cè)板上，有些鏟運機在投入使用不久就會產(chǎn)生裂紋。焊縫發(fā)生開裂的主要原因是其承載軸向力過大，焊縫及其相連結(jié)構(gòu)件包括側(cè)板厚度不足、側(cè)板焊縫坡口過小、焊縫加強高度不足等。

工程實踐表明，焊接形式與性能決定了結(jié)構(gòu)的壽命甚至整機的使用效率，因此，近年來的研究人員對焊縫結(jié)構(gòu)的選擇與優(yōu)化投入了更多的關(guān)注，研究內(nèi)容主要包括角焊縫尺寸大小對應(yīng)力集中系數(shù)的影響規(guī)律，焊接接頭結(jié)構(gòu)尺寸對連接處應(yīng)力的影響規(guī)律等[6]。下面將以工作機構(gòu)的動臂焊接結(jié)構(gòu)為例，通過ANSYS Workbench對其進行靜力強度仿真分析，以獲得焊縫的應(yīng)力分布情況和不同形狀尺寸的焊縫對強度的一般影響規(guī)律，進而為動臂的焊縫形狀尺寸的設(shè)計提供依據(jù)。

圖1 動臂焊接總成與焊縫開裂形貌Fig.1 Beam welding assembly and the shape of beam welding crack

2 動臂焊結(jié)結(jié)構(gòu)有限元模型的建立

2.1 動臂焊接模型網(wǎng)格劃分

在對工作機構(gòu)動臂進行有限元建模時，以正轉(zhuǎn)六連桿工作機構(gòu)的動臂為例，如圖2所示。建模時充分考慮T型對接焊縫所受載荷、應(yīng)力、變形等與動臂整體結(jié)構(gòu)的相關(guān)聯(lián)性，從而使應(yīng)力能夠精確傳遞。選取應(yīng)力最為集中的橫梁與側(cè)板之間的焊縫進行局部研究。

圖2 帶有焊縫結(jié)構(gòu)的動臂有限元模型Fig.2 Boom arm finite element model with welding

在對帶有焊縫結(jié)構(gòu)的動臂三維模型進行網(wǎng)格劃分時，組成部件均采用四面體網(wǎng)格來劃分，為了更真實地計算焊縫應(yīng)力水平，焊縫均采用實體單元建模，網(wǎng)格采用六面體單元來劃分且將焊縫的網(wǎng)格尺寸大小設(shè)置為5 mm，焊縫處的網(wǎng)格建模如圖3所示，這樣能夠更真實地計算焊縫處的應(yīng)力值。最終，所生成的模型節(jié)點總數(shù)為115 507個，單元總數(shù)為56 773個。

圖3 結(jié)構(gòu)局部有限元模型Fig.3 Finite element model of local structure

2.2 位移邊界條件

根據(jù)對正轉(zhuǎn)六連桿工作機構(gòu)分析，選取鏟運機鏟裝工況下動臂的位置作為本次模型的計算仿真工況。進行有限元強度分析時，對該位置的動臂同時施加垂直和水平約束。根據(jù)上述模型，對動臂約束情況：在動臂與前機架的鉸接位置施加圓柱面約束Cylindrical Support并添加相應(yīng)的耦合約束，對鉸接孔的x、y、z軸均進行約束；在動臂與舉升油缸的鉸接點處應(yīng)約束x、y軸方向的位移同時施加位移約束Displacement，z軸方向得到釋放。對于動臂上的其他鉸接點既不允許沿x、y、z方向的移動，也不允許繞x、y軸轉(zhuǎn)動，只保留繞z軸方向的轉(zhuǎn)動，這樣能夠保證動臂自由度的正確性。

2.3 力邊界條件

在額定裝載下按正載的聯(lián)合鏟裝工況對已添加焊縫的動臂模型進行外載荷的加載。根據(jù)井下鏟運機工作機構(gòu)強度受力的計算理論，將用于本算例的2 m3井下鏟運機工作機構(gòu)參數(shù)以及整機性能參數(shù)代入相關(guān)公式，可計算出如表1所示的動臂框架結(jié)構(gòu)各鉸接點所受力的具體數(shù)值。

表1 動臂框架結(jié)構(gòu)各鉸接點所受力值Table 1 Stress value of the pivotal point movable arm frame structure

注：表1數(shù)據(jù)為聯(lián)合工況，單位：N。

采用對鉸接孔內(nèi)載荷簡化為余弦載荷的辦法來模擬銷軸連接。利用ANSYS Workbench中的軸承載荷Bearing load，對動臂銷軸孔圓柱面載荷進行處理。該方式以矢量和幅值來定義圓柱形表面的軸承載荷，其軸向載荷分量沿著圓周均勻分布，其徑向分量依據(jù)圓柱面的投影面積來分布壓力載荷。在施加該類型載荷時，應(yīng)完全選擇圓柱表面，當(dāng)圓柱面被分割成2部分時，一定保證2個柱面都要選中[7]。通過該設(shè)置得出如圖4所示的添有約束及載荷的動臂焊接有限元仿真模型。

圖4 帶有約束與載荷的動臂焊接結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.4 Finite element model of movable arm welding structure with loads and constraintA—軸承載荷 128 710 N；B—軸承載荷 154 490 N； C—軸承載荷 761.58 N；D—軸承載荷 105 140 N； E—圓柱支撐 0 mm

3 不同動臂焊縫結(jié)構(gòu)強度分析

在不改變動臂原有的結(jié)構(gòu)形式和側(cè)板、橫梁厚度的情況下，對不同焊縫結(jié)構(gòu)形式的橫梁與側(cè)板之間的焊縫進行有限元分析，使其滿足焊縫最佳的強度設(shè)計要求[8]。

根據(jù)焊縫強度理論，本研究主要針對焊接坡口形式、側(cè)板坡口角度、加強角焊縫尺寸、焊縫表面形狀影響焊縫強度的因素進行仿真并研究分析，獲得以上因素對焊縫強度的影響規(guī)律以設(shè)計出動臂側(cè)板與橫梁對接焊縫的最優(yōu)焊接形式。

3.1 坡口形式

動臂側(cè)板和橫梁之間的焊接結(jié)構(gòu)可以采用如圖5所示的2種形式。在保證動臂結(jié)構(gòu)與強度滿足要求的情況中，可通過減少動臂的內(nèi)部隔板的數(shù)量，增強該處焊縫在內(nèi)部的施展性，對于采用何種結(jié)構(gòu)形式，需要對其進行對比分析。

圖5 焊接坡口形式Fig.5 Groove form of weld

為了最大化地提高動臂側(cè)板與橫梁之間的焊縫的強度，將對這2種有無坡口的焊接形式進行建模與有限元分析。通過對比不同形式焊縫的等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力，得出有無坡口對焊縫強度影響的結(jié)論。如圖6所示為側(cè)板有無坡口焊縫的等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力對比圖。

圖6 無坡口和單邊V形坡口應(yīng)力分析結(jié)果對比Fig.6 Comparison of the stress result between unilateral No-shaped and V-shaped groove

從圖6的應(yīng)力分析結(jié)果可知，采用V形坡口的焊縫產(chǎn)生的應(yīng)力54.8 MPa遠小于無坡口進行焊接產(chǎn)生的應(yīng)力84.7 MPa。因為焊接工藝的影響，動臂側(cè)板與橫梁之間的焊接形式采用單邊V形坡口的形式進行焊接能達到最佳效果。

3.2 坡口角度

以上分析可以看出有無坡口對焊縫強度有著較大的影響，但坡口角度對強度會產(chǎn)生什么樣的影響呢？在鋼結(jié)構(gòu)焊接規(guī)范應(yīng)用指南中，對于采用單邊開V形坡口的焊接形式，只是列舉出坡口角度的選取范圍，并沒有給出完全符合實際要求的坡口角度θ，需要設(shè)計者根據(jù)經(jīng)驗和要求合理地選擇坡口角度θ。當(dāng)選擇的側(cè)板坡口角度與焊接形成的焊縫達到一定的設(shè)計要求時，則可將焊縫處的疲勞強度與側(cè)板母材等同考慮。動臂焊接結(jié)構(gòu)產(chǎn)生開裂的原因主要由焊接過程中焊縫缺陷的形成導(dǎo)致，以至于降低了動臂焊接結(jié)構(gòu)的強度壽命。

為了驗證坡口角度對強度的影響，選取30°、35°、40°、45° 4種不同坡口角度的焊縫形式進行建模仿真。由圖7中4種不同坡口角度的應(yīng)力分析可知，焊縫強度隨著坡口角度的增大而發(fā)生變化，所存在的最大應(yīng)力位置發(fā)生了變化。當(dāng)坡口角度由35°增大到40°時，焊縫最大應(yīng)力位置由側(cè)板與焊縫的節(jié)點部位轉(zhuǎn)向了橫梁與焊縫之間的節(jié)點部位。當(dāng)焊縫最大應(yīng)力出現(xiàn)在側(cè)板焊接焊縫的位置時，所形成的焊縫最大應(yīng)力值隨著坡口角度的增大而減小，從坡口角度為30°時的63.954 MPa減小到坡口角度為35°時的59.085 MPa。當(dāng)焊縫最大應(yīng)力出現(xiàn)在橫梁焊接位置時，所形成的焊縫最大應(yīng)力值形成反向?qū)Ρ?，隨著坡口角度的增大而增大，從坡口角度為40°時的54.847 MPa增大到坡口角度為45°時的62.08 MPa。

圖7 不同坡口角度應(yīng)力分析結(jié)果Fig.7 Stress analysis results of groove with different bevel angle

隨著側(cè)板坡口角度的增加，焊縫形成的整體截面積隨之增大，為保證焊縫強度要求，在焊接過程中形成的焊接組織應(yīng)減少，導(dǎo)致疲勞裂紋產(chǎn)生的概率越小越好。在選擇坡口角度θ時，在達到焊接結(jié)構(gòu)形成的焊縫強度要求的情況下，需用坡口角度較小的焊接形式，從而減少焊接組織中裂紋源的形成。綜合考慮以上各因素，對于動臂側(cè)板與橫梁之間的焊接采用單邊V形坡口角度為40°的焊縫較好，可滿足強度要求。

3.3 焊縫加強高尺寸

由焊接結(jié)構(gòu)的理論計算分析可知，在坡口角度一定的情況下，焊縫加強高的尺寸對焊接焊縫強度也會產(chǎn)生影響。圖8中的H表示焊縫加強高的位置。根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)焊接規(guī)范》GB50661中AWS D1.1規(guī)定，梁的翼緣板與柱之間的對接與角接組合焊縫的加強高焊縫尺寸不得超過10 mm，但也不能小于翼緣板厚度的0.25倍[9-10]。為了研究焊縫加強高對焊縫強度的影響，本文選擇焊縫坡口角度為40°，焊縫加強高分別為5、6、7、8 mm時，對動臂三維模型進行ANSYS有限元仿真，觀察焊縫強度的變化情況。4種不同的焊縫加強高的有限元計算結(jié)果如圖9所示。

圖8 焊縫加強角Fig.8 Weld strengthening angle

由圖9計算結(jié)果可知，隨著動臂側(cè)板與橫梁之間焊縫加強高的增加，焊縫強度逐漸增大，焊縫受力逐漸減小。在坡口角度為40°、加強高為7 mm時，焊縫所受的最大應(yīng)力為61 MPa，滿足強度要求。隨著焊縫加強高的減小，由于減小了焊縫形成時的截面積，從而減少了焊縫組織缺陷，提高了焊縫的強度。因此，選擇合適的焊縫加強高，對焊縫強度有極大影響。建議側(cè)板與橫梁之間的焊接形式采用坡口角度為40°且加強高的尺寸不大于7 mm的焊縫為最佳選擇。

3.4 焊縫表面形狀

焊縫的表面形狀對焊縫應(yīng)力流的傳遞有著一定的影響，為了研究焊縫表面形狀對焊結(jié)強度的影響，選取如圖10所示的焊縫表面形狀進行有限元建模分析。表面形狀為平面時用R表示，內(nèi)凹時用R-表示，外凸時用R+表示。

圖9 不同焊縫加強高的有限元強度分析結(jié)果Fig.9 Finite element strength analysis results with different strength weld height

圖10 焊縫表面形狀Fig.10 Weld surface shape

采用焊接側(cè)板開坡口角度為40°、形成的焊縫加強高為7 mm的焊接結(jié)構(gòu)對以上不同焊縫表面形式進行有限元分析，計算結(jié)果如圖11所示。

由圖11(a)內(nèi)凹形狀和圖11(b)外凸形狀的焊縫有限元分析結(jié)果可知，焊縫凹凸的表面形狀對應(yīng)力分布及應(yīng)力值存在影響。外凸形狀焊縫的應(yīng)力值大于內(nèi)凹形狀焊縫的應(yīng)力。在焊接過程中，選擇形成內(nèi)凹的焊縫表面形狀的焊接形式對焊接結(jié)構(gòu)的強度有一定的提高效果。

圖11 不同表面的形狀的應(yīng)力分析結(jié)果Fig.11 Stress analysis results with different surface shape

4 結(jié) 論

(1)井下鏟運機工作機構(gòu)動臂的焊結(jié)形式、焊結(jié)質(zhì)量都影響著其工作效率及結(jié)構(gòu)強度。

(2)工作機構(gòu)動臂側(cè)板與橫梁之間的T型對接焊縫采用單邊V形坡口的焊接優(yōu)于無坡口形成的焊縫強度，且焊縫強度隨坡口角度的增大與焊縫加強高尺寸的減小而增強；表面形狀為內(nèi)凹的焊縫強度優(yōu)于外凸形成的焊縫。

(3)井下鏟運機工作機構(gòu)動臂在進行設(shè)計時，建議橫梁與側(cè)板之間的T型對接焊縫采用表面為內(nèi)凹形、側(cè)板開坡口角度為40°、形成的角焊縫加強高尺寸小于7 mm為好。

[1] 張棟林.地下鏟運機[M].北京：冶金工業(yè)出版社，2002.

Zhang Donglin.Underground Scraper[M].Beijing:Metallurgical Industry Press,2002.

[2] Walker S.Underground mining technology:safe working conditions and higher productivity[J].Engineering and Mining Journal,2012(6):1321-1330.

[3] 王云超，周 梅，劉 春，等.裝載機動臂開裂的仿真研究[J].機械設(shè)計與制造,2014(1):201-204.

Wang Yunchao，Zhou Mei，Liu Chun，et al.Simulation research on the crack of loader lift arm[J].Machinery Design & Manufacture,2014(1):201-204.

[4] 郭 兵,傅 挺.地下鏟運機大臂焊接工裝設(shè)計[J].現(xiàn)代礦業(yè),2015(2):158-161.

Guo Bing,Fu Ting.Design of welded tooling on boom of the load-haul-dump[J].Modern Mining,2015(2):158-161.

[5] 張 良,張廣利,楊鋒平,等.環(huán)焊縫開裂原因分析[J].金屬熱處理,2014(12):151-156.

Zhang Liang，Zhang Guangli，Yang Fengping，et al.Cracking analysis of girth weld[J].Heat Treatment of Metals,2014(12):151-156.

[6] 尹 杰,陳立強,劉 坤,等.大功率推土機松土器橫梁焊縫開裂失效分析及改善措施[J].工程機械,2012(9):62-64.

Yin Jie,Chen Liqiang,Liu Kun,et al.Failure analysis and improvement of welding seam crack at the ripper beam for high power dozers[J].Construction Machinery and Equipment,2012(9):62-64.

[7] 李 震.輕量化橋式起重機主梁焊縫疲勞壽命研究[D].大連：大連理工大學(xué),2014.

Li Zhen.Research on Fatigue Life in Weld of Main Beam for Lightweight Overhead Cranes[D].Dalian ：Dalian University of Technoligy,2014.

[8] Barsoum Z,Lundb?ck A.Simplified FE welding simulation of fillet welds-3D effects on the formation residual stresses[J].Engineering Failure Analysis,2009,16(7):2281-2289.

[9] American Welding Society.Committee on Structural Welding.Structural welding code-steel[M].[S.l.]:American Welding Society,1983.

[10] Gayler J L.A preview of the 2008 changes:D1.1,structural welding code-steel[J].Welding Journal,2008,87(9):32-34.