重型復(fù)雜結(jié)構(gòu)件過渡槽焊接變形工藝研究

董曼淑1,2， 劉龍1,2， 董志波

(1.寧夏天地奔牛實業(yè)集團(tuán)有限公司,寧夏 石嘴山 753001; 2.寧夏天地重型裝備科技有限公司,寧夏 石嘴山 753001; 3.哈爾濱工業(yè)大學(xué)，黑龍江 哈爾濱 150001)

0 前言

重型復(fù)雜結(jié)構(gòu)件過渡槽是煤機(jī)產(chǎn)品“三機(jī)一架”[1]中的刮板輸送機(jī)裝備的關(guān)鍵部件。三機(jī)一架即采煤機(jī)、刮板輸送機(jī)、轉(zhuǎn)載輸送機(jī)和液壓支架。由于刮板輸送機(jī)在運(yùn)行過程中受力復(fù)雜、條件惡劣容易造成設(shè)備損壞或斷裂，因此刮板輸送機(jī)性能的可靠性是進(jìn)行高效作業(yè)的根本保證。過渡槽用于連接機(jī)頭(尾)和中部段，使刮板由中部段到機(jī)頭(尾)平穩(wěn)運(yùn)行。中板為弧形，在運(yùn)輸過程中中板、側(cè)板上沿最易磨損，導(dǎo)致刮板鏈運(yùn)行過程中存在刮卡、跳鏈等問題。過渡槽結(jié)構(gòu)復(fù)雜，由40多個零件焊接而成，實際生產(chǎn)制造過程中焊接量大、焊接變形不易控制[2]、變形矯正困難等問題。目前，國內(nèi)外煤礦制造業(yè)對過渡槽的焊接變形及可靠性研究很少，在實際生產(chǎn)制造過程中出現(xiàn)了大量過渡槽結(jié)構(gòu)焊接變形超標(biāo)的問題。

文中主要對過渡槽進(jìn)行了有限元模擬[3]，典型焊縫縮比件數(shù)據(jù)驗證，設(shè)計不同焊接路徑方案以及方案現(xiàn)場驗證等研究，達(dá)到有效控制重型復(fù)雜結(jié)構(gòu)件過渡槽焊接變形的目的，提高刮板輸送機(jī)可靠性。此研究對實現(xiàn)提高中國煤機(jī)重型裝備的可靠性有十分重要意義。

1 有限元模型的建立

1.1 有限元建模及計算參數(shù)

研究中采用基于熱-力耦合分析的有限元軟件MSC.Marc對重型復(fù)雜結(jié)構(gòu)件過渡槽進(jìn)行1∶1比例建模模擬，并結(jié)合工藝文件，研究過渡槽焊接結(jié)構(gòu)的施焊與焊后變形規(guī)律，確定影響焊接變形的主要焊縫。過渡槽三維實體，如圖1所示。圖1a中過渡槽長度3 m，寬度2 m，最高位置距底板高度0.8 m。圖1b中A板為上中板，B板為下中板，C板為上底板，D板為下底板。A板、C板是主要的工作板，它們的變形大小勢必會直接影響耐磨槽的工作狀況；B板、D板對A板和C板起到支撐作用，目的是使A，C板在工作中不至出現(xiàn)過大變形，因此B，D板會間接影響到A，C板的變形，側(cè)板與A，B，C，D各板的焊接均采用雙側(cè)多層多道角焊縫。

圖1 過渡槽三維實體

考慮到主要焊縫焊接工藝對整體變形的影響，并建立整體有限元網(wǎng)格模型[4]，如圖2所示。網(wǎng)格類型采用六面體八節(jié)點單元進(jìn)行劃分。網(wǎng)格模型單元數(shù)量是175 162個，節(jié)點數(shù)量是241 391個，整體結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格雅可比系數(shù)小于0.7。過渡槽側(cè)板材料為Q345普通碳鋼，其它材料都為NM400耐磨鋼，以上材料的物理性參數(shù)密度均為7.8 g/cm3，泊松比為0.3。在焊接過程中固定三個方向的節(jié)點位移，在冷卻過程及冷卻到室溫后，采用自由約束，使整個結(jié)構(gòu)自由收縮變形，研究在自由狀態(tài)下整個結(jié)構(gòu)的變形規(guī)律。

圖2 整體有限元網(wǎng)格模型

1.2 過渡槽縮比件模型計算

由于大型實際焊接結(jié)構(gòu)的尺寸大、焊縫長且多，焊接的試驗驗證工作成本過高，實際結(jié)構(gòu)的模擬模型參數(shù)的修正[5]工作過于繁多，因此利用縮比件進(jìn)行數(shù)值模擬的參數(shù)修正工作，提高大型實際結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬精度，并對變形進(jìn)行可靠的預(yù)測。

根據(jù)過渡槽產(chǎn)品結(jié)構(gòu)特點，中板和立板焊接接頭為T形接頭，都為雙側(cè)角焊縫，主要焊縫為12 mm二層五道和15 mm三層七道。因此縮比件也設(shè)計為T形接頭結(jié)構(gòu)，如圖3所示。T形接頭正面焊縫焊腳尺寸為12 mm的角焊縫，背面焊縫焊腳尺寸為15 mm的角焊縫?？s比件底板為Q345鋼板，外形尺寸為800 mm×500 mm×35 mm；立板為NM400耐磨板，外形尺寸為800 mm×300 mm×40 mm。采用富氬混合氣體保護(hù)焊接方法，焊接材料選用φ1.2 mm ER50-6實芯焊絲，焊接參數(shù)見表1。試驗過程采用接觸式溫度采集設(shè)備，圖4為試驗測溫情況。圖5為典型的二層五道和三層七道測溫位置。

圖3 縮比件模型結(jié)構(gòu)示意圖

表1 焊接參數(shù)

圖4 試驗測溫情況

圖5 二層五道焊和三層七道焊的測溫位置

通過對簡單T形接頭的多層多道焊計算來為復(fù)雜結(jié)構(gòu)計算提供參考，然后再通過對重型復(fù)雜結(jié)構(gòu)件過渡槽建模，同時結(jié)合前期模型模擬工藝進(jìn)行計算?；跓嵫h(huán)、應(yīng)力場等對有限元模型進(jìn)行了現(xiàn)場試驗驗證。

1.3 過渡槽方案設(shè)計

依據(jù)縮比件驗證及現(xiàn)行焊接工藝，建立了過渡槽模型，其焊縫分布與焊接方向如圖6所示。通過綜合分析確定了如下兩種方案。

方案一路徑：左1→左2→右1→右2→左3→右3→左4→右4→左5→右5。

方案二路徑：左1→右2→左3→右1→左2→右3→左4→右4→左5→右5。

圖6 焊縫分布與焊接順序

2 模擬結(jié)果與分析

基于以上建立的過渡槽有限元模型和設(shè)計的兩種不同路徑方案，通過對側(cè)板、中板、下中板后處理得到各板焊接變形云圖后選擇不同路徑測算路徑節(jié)點變形量[6]，并進(jìn)行焊接變形對比分析。

2.1 側(cè)板變形分析

圖7為側(cè)板變形云圖。圖8為不同路徑下的z向位移曲線。按照圖7中側(cè)板的位置，提取路徑1上的節(jié)點，其z向位移如圖8a所示。從圖8a可以看出，側(cè)板發(fā)生了波浪變形，A板的兩側(cè)角焊縫發(fā)生冷卻收縮，導(dǎo)致z向位移為負(fù)，邊緣所產(chǎn)生的最大變形量為0.87 mm；C板左側(cè)的焊縫產(chǎn)生角變形與A板右側(cè)的焊縫產(chǎn)生的角變形相互作用[7-9]，因此產(chǎn)生了A板與C板之間的凹陷，凹陷的中部撓度最大為-0.18 mm。側(cè)板的路徑2位置與A,B,C三板均以單側(cè)角焊縫相連，其z向位移，如圖8b所示。由圖8b可以看到，有焊縫的一側(cè)z向位移為負(fù)，無焊縫一側(cè)z向位移為正，其本質(zhì)為焊縫金屬產(chǎn)生的壓縮塑性應(yīng)變導(dǎo)致[10]。

圖7 側(cè)板變形云圖

圖8 不同路徑下的z向位移曲線

2.2 中板(A板)變形分析

圖9為中板變形云圖，其中正面在板邊的全長焊接角焊縫，而板的背面在板邊焊接板邊半長，焊接方向已標(biāo)出。板的左右兩側(cè)的位移明顯不同，板的左側(cè)位移為正，而右側(cè)位移為負(fù)。這是因為板的右側(cè)在背面沒有焊縫，因此焊縫收縮效應(yīng)只在板的正面發(fā)生，因此板的左側(cè)整體位移呈現(xiàn)正值。板右側(cè)在焊接完正面焊縫后，接著焊接背面焊縫，而背面的焊縫收縮更占優(yōu)勢，因此板的位移為負(fù)值，最大位移-0.79 mm。圖10為僅焊完焊縫1與焊完焊縫1和2的位移對比，可以看出兩者在距離路徑起點1 200 mm之前無明顯變化，而由于距離路徑起點1 200 mm之后在中板背部焊接了角焊縫，因此位移大幅度下降。

圖9 中板變形云圖

圖10 中板路徑y(tǒng)向位移曲線

2.3 下中板(B板)變形分析

B板對A板起到支撐作用，為了實現(xiàn)支撐作用，B板與A板之間在板邊相連。圖11為下中板變形云圖。由圖11可知，板的左側(cè)位移為正，這是因為首先焊接的A板對B板向上拉伸，而B板的右側(cè)位移為負(fù)，這是因為B板焊接后背面焊縫收縮，板產(chǎn)生角位移。圖12為焊接完A板但未焊接B板的時刻與已經(jīng)焊接完B板的時刻兩種情況下B板位移的對比。在B板未焊接之前就有初始位移，該位移是焊接A板時A板對B板的拉伸所導(dǎo)致的，B板焊接后，位移大幅度下降，且距離連接處越遠(yuǎn)(坐標(biāo)0點為連接位置)，位移下降越嚴(yán)重。

圖11 下中板變形云圖

圖12 下中板路徑y(tǒng)向位移曲線

通過對過渡槽整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬分析，得出過渡槽各部分的縱向殘余應(yīng)力[11-13]均與傳統(tǒng)理論相符合，即焊縫處受拉伸，遠(yuǎn)離焊縫處受壓縮。焊縫使側(cè)板向存在焊縫的一側(cè)彎曲，使側(cè)板呈現(xiàn)波浪變形；由于焊縫的橫向收縮，中板以及下中板均呈現(xiàn)不同程度的角變形最大位移。

依據(jù)以上研究內(nèi)容對兩個方案主要從采取側(cè)板、中板、下中板等焊縫多層多道改為單層上下交替焊接；根據(jù)變形趨勢的不同，采用左右上下交替焊接，用后一道焊縫的變形量來抵消前一道焊縫的變形量。

3 現(xiàn)場驗證

重型復(fù)雜結(jié)構(gòu)件過渡槽之前焊接變形量最大達(dá)到了8～10 mm。根據(jù)以上研究的兩種方案選取了變形量較大的典型產(chǎn)品過渡槽進(jìn)行驗證，側(cè)板材料為Q345普通碳鋼，其它材料都為NM400耐磨鋼。外形尺寸長度3.1 m，寬度2.2 m，最高位置距底板高度0.8 m。采用富氬混合氣體保護(hù)焊方法，焊接材料選用ER50-6焊絲，焊接設(shè)備采用松下YD400EA焊機(jī)，具體工藝參數(shù)見表2。圖13為過渡槽實物焊接測定變形情況。焊后分別檢測了過渡槽變形量，采用方案一變形量為7～8 mm，采用方案二變形量為3～4 mm。

表2 現(xiàn)場工藝參數(shù)

圖13 過渡槽實物焊接測定變形情況

4 結(jié)論

(1)通過縮比件的數(shù)值模擬與溫度和應(yīng)力試驗測試結(jié)果的對比，驗證了模型參數(shù)的合理性。

(2)通過兩種方案模擬結(jié)果的對比分析，結(jié)果表明,采用側(cè)板、中板、下中板等多層多道焊縫改為單層上下交替焊接，并結(jié)合變形規(guī)律，采用左右上下交替焊接，可利用焊縫間的相互變形作用，可抵消焊縫的變形量。

(3)根據(jù)兩個方案的現(xiàn)場產(chǎn)品驗證，結(jié)果表明,方案二能夠控制中板、下中板等各板的變形量，且控制變形效果更明顯。因此，通過該研究實現(xiàn)了重型復(fù)雜結(jié)構(gòu)件過渡槽焊接變形的有效控制。