港口機械超大型構件焊接順序規(guī)劃研究

荊洪陽 ，苗春龍，徐連勇 ，韓永典

(1. 天津大學材料科學與工程學院，天津 300072；2. 天津市現(xiàn)代連接技術重點實驗室，天津 300072)

港口設備等大型工業(yè)機械的結構通常通過熔焊工藝制造．然而由于焊接熱循環(huán)的原因，通常會出現(xiàn)變形與殘余應力．在焊接大型構件時，如果忽視對焊接變形的處理，會導致產品無法裝配甚至不能使用.文獻[1-2]指出，焊接變形也受到了焊接順序的影響.所以，在構件設計階段和制造階段對焊接順序進行規(guī)劃是很有必要的．

在過去的幾十年中，運用數(shù)值模擬方法來預測焊接殘余應力和變形已經有諸多研究．Ueda 等[3-4]為了切實解決焊接過程中的變形問題，最早探索出了運用熱彈塑性有限元法進行變形預測的模擬方法．Li 等[5]在總結文獻結論的基礎上，也在連續(xù)驅動摩擦焊的變形數(shù)值模擬分析中引入了熱彈塑性原理并結合了簡化模型模擬方法．魏 昭祎 等[6]針對在焊接鋁合金T 型接頭時出現(xiàn)的殘余應力，也引入了熱彈塑性有限元法來對焊縫周圍的溫度場進行模擬研究，并得出了殘余應力、形變尺寸同幾何約束、熔深之間等工藝參數(shù)的數(shù)值關系．在眾多學者的努力下，基于熱彈塑性有限元的數(shù)值模擬技術越來越多地用于分析中小焊接結構的焊接殘余應力和變形．然而，由于計算時間過長，該方法不適用于模擬大型焊接部件的焊接變形.而基于固有應變原理的有限元法計算速度快，更適于大型構件的變形預測．Deng 等[7-8]運用固有應變法研究了薄板T 型接頭的焊接變形．Ueda 等[9]在多次實驗中對常見的薄板彎曲變形進行了固有應變的有限元法研究．周晶等[10]運用固有應變法對鋁合金平板對接接頭形式下的焊接變形預測進行了研究．趙利華等[11]進一步研究了不同約束加載方位對T 型接頭殘余角變形的影響．陳小建等[12]提出了一種新的固有應變施加方式，提高了固有應變方法的預測精度．通過眾多研究者的共同努力，固有應變法在預測小尺寸結構變形領域已經愈發(fā)成熟．

上述所有方法可以分為兩類．第一種是以瞬態(tài)非線性問題為研究對象的熱彈塑性有限元法，充分模擬了焊接過程．但是由于計算時間過長，限制了這種方法僅適用于小型或中型焊接結構[13]．另一種是彈性固有應變有限元法，這種方法通過使用固有應變作為初始應變的一次彈性分析來模擬焊接變形[14]．與前一種方法相比，該方法的優(yōu)點是計算時間短，但這種方法忽略焊接順序等焊接條件對焊接變形的影響.為了綜合這兩種方法的優(yōu)點，提出了彈塑性固有應變有限元法．該方法能夠在更短的時間進行對大型焊接結構變形的模擬預測，同時也能給出焊接順序與焊接變形的關系．

在本研究中，焊接了一個T 型接頭并且測量了底板角變形和撓度．分別用熱彈塑性有限元法、彈性固有應變有限元法和彈塑性固有應變有限元法預測該T 型接頭的焊接變形．對比實驗和模擬結果，證實了所提出的彈塑性固有應變有限元方法的有效性．然后在預測門架底座箱梁焊接變形時應用了彈塑性固有應變有限元法，探討了焊接順序與焊接變形之間的關系，給出了最佳焊接順序．

1 焊接實驗

為了驗證所提出的彈塑性固有應變有限元法的有效性，制造了一個實驗用的T 型接頭，尺寸為350 mm×350 mm×12 mm(底板)、350 mm×150 mm×10 mm(腹板)．T 型焊接接頭由兩塊16 Mn 鋼板組成，焊絲為G4Si1．在焊接之前加工了單面V 型坡口，整個焊接過程為三道焊．表1 為3 個焊道的工藝參數(shù)．

表1 焊接工藝參數(shù)Tab.1 Welding parameters

圖1 為焊接完成的接頭圖片．焊接完成后，測量該接頭的底板角變形和撓度分布．

圖1 實驗焊接接頭Fig.1 Experimental welding joint

2 有限元分析方法

2.1 熱彈塑性有限元法

針對熱彈塑性有限元法的詳細應用過程已在文獻[15]中有所記錄，因此筆者就不再贅述．此外需要注意的是，在整個焊接熱循環(huán)過程中，T 型接頭焊縫及熱影響區(qū)經歷的溫度梯度很大，為了獲得更精確的溫度場和應力場預測結果，在引入材料屬性時，錄入隨溫度變化的彈性模量等參數(shù)是很有必要的．在本研究中，母材金屬和熔敷金屬與溫度相關的熱物理性能和機械性能參數(shù)都由國家鋼鐵材料測試中心實驗獲得，如圖2 所示．

圖2 母材及熔敷金屬的熱物理性能和機械性能Fig.2 Thermophysical and mechanical properties of base and weld metals

這里應該注意的是，由于焊接過程為三道焊，焊縫整體被分成3 個部分，使用了移動雙橢球熱源模型[13]．本節(jié)采用的是順序熱力耦合方法，如圖3 所示，模型中的單元數(shù)量為23 845．

圖3 熱彈塑性有限元分析模型Fig.3 Simulation models of thermo-elastoplastic FEM

2.2 彈性固有應變有限元法

該方法的優(yōu)點是計算時間短，可以快速得到結果．但由于該計算過程為彈性過程，焊接順序條件被忽略，因此應用效果也會受到一定的限制．如果焊接結構為多焊縫式，雖然可以使用該方法模擬最終的焊接變形，但無法計算不同焊接順序下的焊縫變形，進而難以推斷出最佳焊接順序．在該方法中，可以參考熱彈塑性有限元法確定材料的特性、單元種類及有限元模型尺寸．

2.3 彈塑性固有應變有限元法

固有應力，即在外力不存在情況下的應力，如殘余應力．固有應變，即熱循環(huán)之后，在物體內部殘留的導致殘余塑性變形的應變．在焊接環(huán)境下，相變應變εx、溫度應變εT、塑性應變εp共同構成了固有應變[16-17]．固有應變ε*、彈性應變εe、總應變ε 之間的關系為

焊接構件時，則存在如下公式[17]：

在應用固有應變有限元法時，因為可直接根據(jù)焊接構件的始末狀態(tài)進行變形分析，無需對焊接過程進行持續(xù)跟蹤，所以該方法占用計算機內存少，計算時間短．在提出的彈塑性固有應變有限元法中，為了對焊縫及附近的彈塑性進行分析，決定在傳統(tǒng)固有應變有限元法的基礎上，引入?yún)⒖紲夭詈颓姸?，以便對不同焊接次序下的焊接變形情況進行對照研究．在大型構件焊接變形的預測研究中，彈塑性固有應變有限元法能夠有效縮短計算周期，降低計算難度，也可以給大型構件的制造提供焊接順序參考，探索出理想的焊接次序．

本研究開發(fā)的基于ABAQUS 的模擬方法適用于大型尺寸焊接結構．基于固有應變原理，該方法可以在短時間內完成焊接變形預測．該方法將固有應變分量引入加載了相應參考溫度的塑性變形區(qū)域，并且由于引入了參考溫度和屈服強度，與傳統(tǒng)固有應變法的一次應力不同，整個計算經歷了彈塑性過程，所以能夠給出焊接順序與焊接變形情況之間存在的關系．本節(jié)中建立了一個T 型接頭實驗模型，材料屬性中引入固有應變和參考溫度，如圖4 所示，模型中單元數(shù)量為19 650．

圖4 彈塑性固有應變有限元分析模型Fig.4 Simulation model of elastoplastic inherent strain FEM

2.4 模擬結果分析

2.4.1 角變形

在熔焊過程中，沿厚度方向分布不均的橫向變形引起角變形[18]．對于T 型接頭，角變形主要存在于底板．圖5 為使用3 種預測方法沿路徑a 的角變形分布．同實驗測得結果相比，3 種模擬方法所得的結果都存在高度的吻合性．

圖5 T型接頭沿路徑a的角變形模擬結果Fig.5 Angular distortions of T joint along line a

2.4.2 撓度分布

圖6 T型接頭沿路徑b的撓度模擬結果Fig.6 Deflection distributions of T joint along line b

圖6為使用3 種模擬方法沿路徑b 的撓度分布.可以看出，提出的彈塑性固有應變有限元模擬結果與熱彈塑性有限元法和彈性固有應變有限元法模擬結果很好地吻合．在對T 型接頭撓度進行分析時，可以直接使用本文所提出的計算方法——彈塑性固有應變有限元法．

3 港口機械門架底座箱梁焊接順序規(guī)劃

當前，我國和世界港口規(guī)模迅速發(fā)展，大型港口機械市場需求旺盛，前景廣闊．在全球化市場環(huán)境下，各國港口建設規(guī)模將進一步擴展．而門機是港口不可或缺的大型機械，門機的門架底座結構大而復雜，由箱型結構梁組成，對其中箱型梁的焊接變形預測和焊接工藝規(guī)劃不僅關系到港口機械的制造質量，同時也影響到日常工作安全．

3.1 仿真模型

門架底座箱梁模型如圖7 所示，由1 個頂板、1個底板、2 個垂直板和內部附加構件制成．該組件長18 300 mm、寬2 300 mm、高4 000 mm，共有8 條焊縫．

圖7 門架底座箱梁模型及焊縫示意Fig.7 Model of portal frame base girder and welding seam

在現(xiàn)場焊接條件下，同時工作的焊接機器數(shù)量一般為2 臺，為了獲得理想的焊接順序，在保證焊接機器運行軌跡不互相干涉條件下，結合對稱焊接原則，設計了6 種焊接順序，如表2 所示．

將由上述熱彈塑性分析結果中的固有變形確定的固有應變分量引入到每條焊縫中，并引入室溫下屈服強度及參考溫差．約束底板上存在附加加強筋節(jié)點3 個方向的平動．

表2 焊接順序Tab.2 Welding sequence

3.2 模擬結果分析

圖8 顯示了箱梁頂板沿路徑c 的撓度分布，盡管所有情況下的焊接工藝參數(shù)都相同，但由于焊接順序不同，撓度分布也是不同的．

圖8 頂板沿路徑c的撓度分布Fig.8 Deflection distributions along line c of the upper cover plates

比較圖8 中所有情況的焊接變形結果，變形最大的方案F 的最大撓度比變形最小的方案C 撓度大約多1.5 mm．此外，方案A、B 和C 的撓度分布大于方案D、E、F 的結果．因此可以得出結論，首先進行焊縫1 和2 的焊接可以有效地減小頂板的變形．由于箱梁兩端結構略有差別，故曲線起始段和末端撓度有所差異，但曲線總體呈現(xiàn)對稱分布．此外，頂板端部的撓度大于其他位置，原因在于頂板末端的縱向收縮引起的彎曲力矩遠大于箱梁中間部分的彎曲力矩．

同樣，圖9 顯示了箱梁底板沿路徑d 的撓度分布．撓度最大的方案為F，而方案C 撓度最?。送猓浑y發(fā)現(xiàn)首先進行焊縫1 和2 時，底板撓度通常小于其他情況．因為當首先焊接焊縫5 和6 時，布置在頂板兩側的垂直腹板肯定會由于焊接收縮而發(fā)生變形，底板也跟隨發(fā)生變形，再進行底板焊縫的焊接時必然會在此基礎上促使底板變形．

與圖8 相比，可以看出底板的變形最大值小于頂板的變形最大值．原因可歸納如下：一是底板的焊縫長度較短，因此會減小變形度；另一個是約束條件，由于底板的一些節(jié)點作為約束條件以防止剛體運動，也可以減小底板的變形．在圖9 中，雖然不同方案下的撓度變化存在數(shù)值上的差異，但曲線走勢并無顯著差別．變形主要發(fā)生在底板的兩端．相反，在板的中間，撓度相對較?。诘装宓闹虚g附近區(qū)域撓度約為0，因為約束條件應用于該區(qū)域使這個區(qū)域的變形被限制．

圖9 底板沿路徑d的撓度分布Fig.9 Deflection distributions along line d of the lower cover plates

根據(jù)數(shù)值模擬的結果，首先焊接焊縫1 和2 可以減小門架底座箱梁的焊接變形，即焊接順序方案C下的這種大型結構焊接變形最?。?/p>

4 結 語

為了對港口機械中的大型箱梁進行快速焊接順序規(guī)劃，提高焊接質量，所確定的焊接順序應當保證焊接變形最?。疚脑诤喴榻B了目前常用的數(shù)值模擬法之后，提出了一種基于固有應變的彈塑性有限元法，該方法將固有應變分量引入加載了相應參考溫度的塑性變形區(qū)域．通過模擬研究發(fā)現(xiàn)，本方法不僅能夠大幅度地縮短預測焊接變形的計算用時，并且由于引入了參考溫度和屈服強度，在對彈塑性整個過程進行跟蹤計算之后，還能得出焊接順序與焊接變形之間存在的關系．仿真和實驗數(shù)據(jù)都證實了本文提出的彈塑性固有應變有限元法的有效性．未來的研究方向是建立港口機械大型構件的固有應變數(shù)據(jù)庫，并且考慮箱梁之間互相約束的影響，以提升構件的應用質量．