浮選機(jī)定子骨架的焊接變形控制研究及應(yīng)用

唐家偉

（北京礦冶研究總院固安機(jī)械有限公司，河北廊坊 065500）

0 引言

焊接變形和應(yīng)力控制是焊接結(jié)構(gòu)生產(chǎn)制造的重要課題，是影響焊接結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)完整性、制造工藝合理性和結(jié)構(gòu)使用可靠性的關(guān)鍵因素［1］，這對于承受較大靜、動負(fù)荷的大型浮選機(jī)定子焊接結(jié)構(gòu)骨架尤為重要。焊接變形是焊接結(jié)構(gòu)生產(chǎn)制造過程中的普遍現(xiàn)象，必須經(jīng)過焊接反變形或矯正才能滿足焊接結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)使用要求［2］。選擇合理的焊接順序和焊接條件也是控制焊接變形的主要手段。合理的焊接順序，焊前反變形方法和火焰矯正是焊接結(jié)構(gòu)生產(chǎn)矯正焊接變形最常用的方法［3］。這3 種方法經(jīng)驗(yàn)性都比較強(qiáng)，目前很少有以工藝試驗(yàn)方法對大型浮選機(jī)定子焊接結(jié)構(gòu)骨架進(jìn)行焊接變形控制的研究，所以本文的研究對于定子焊接骨架的工業(yè)制造具有十分重要的經(jīng)濟(jì)意義。

在定子焊接骨架制造過程中發(fā)現(xiàn)不同的焊接順序和反變形方法對定子焊接骨架的變形都有不同程度的影響。本文通過工藝試驗(yàn)找出合理的預(yù)留反變形量和焊接順序來控制定子的焊接變形，通過經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)直觀地指導(dǎo)工人生產(chǎn)，節(jié)約反復(fù)校型的生產(chǎn)成本，提高產(chǎn)品質(zhì)量的穩(wěn)定性。

1 定子焊接骨架焊接過程的試驗(yàn)研究

1.1 試件的選取及制備過程

本文研究的定子焊接骨架是底盤和24件葉片組成，定子焊接骨架外直徑／內(nèi)直徑：2255 mm／ 1745 mm，整體高度：731 mm。底板厚度為30 mm的Q345B鋼板，葉片為厚度為20 mm的Q345B鋼板，其鋼材化學(xué)成分及力學(xué)性能分別如表1 和表2 所示［4］，其結(jié)構(gòu)如圖1 所示。

表1 Q345B級鋼板主要化學(xué)成分Tab.1 Main chemical constituents of Q345B steel plate

表2 Q345B級鋼板的力學(xué)特性Tab.2 Mechanical properties of Q345B steel plate

本實(shí)驗(yàn)的重點(diǎn)是考察定子焊接骨架的彎曲變形，所以結(jié)合定子焊接骨架的特點(diǎn)取其一片作為考察的試驗(yàn)對象進(jìn)行研究。通過研究1 片葉片與底盤的焊接彎曲變形來推測整個(gè)定子的彎曲變形趨勢，再根據(jù)定子焊接骨架的彎曲趨勢進(jìn)行反變形設(shè)計(jì)，最終達(dá)到焊接變形控制。

從圖1中可以看出，葉片與底盤的接頭形式為T型接頭。而葉片設(shè)計(jì)成K型坡口，坡口尺寸為：8 ×45°，焊腳尺寸：15 mm。為了易于試件的制備，本文用T型接頭工藝評定試件來代替葉片與底盤的焊接接頭形式，長度為300 mm，高300 mm，具體如圖2所示。

圖1 定子骨架的三維示意圖Fig.1 3D schematic diagram of stator frame

圖2 葉片T型接頭Fig.2 Diagram of blade T－shaped welded joint

T型試件主要采用OTC－EP500 MAG焊機(jī)焊接，主要焊接參數(shù)為：焊接電流240 A，焊接電壓22 V，焊接速度35 cm／ min，多層多道焊接。焊縫主要受縱向收縮應(yīng)力和橫向收縮應(yīng)力，其收縮應(yīng)力能使構(gòu)件發(fā)生變形。根據(jù)構(gòu)件縱向焊縫引起的彎曲撓度的計(jì)算，可按照下式進(jìn)行［5］：

式中：f為構(gòu)件撓度；e為焊縫中心到截面中性軸的距離；qv為焊接線能量，L為構(gòu)件長度；I為截面慣性矩。

經(jīng)計(jì)算得f＝0.00337 mm，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)縱向焊縫收縮引起的彎曲撓度在直徑為2255 mm的圓環(huán)上的應(yīng)變可以忽略不記，但是在底盤上存在縱向收縮的殘余應(yīng)力。

根據(jù)焊接經(jīng)驗(yàn)及計(jì)算結(jié)果可以判斷，定子骨架焊接變形主要是T 型接頭焊縫橫向收縮變形引起的，為了避免工人操作影響，本實(shí)驗(yàn)組織了3 人共計(jì)12 組試件，在每件試件上取9 組，共計(jì)108 組寬25 mm的試樣，試件部分取樣如圖3 所示。

圖3 T型接頭取樣試件Fig.3 T－joint sampling specimen

1.2 試件焊接變形的測量和結(jié)果

由于本試驗(yàn)重點(diǎn)分析T 型焊縫橫向收縮引起的彎曲變形，所以主要測量T型接頭的翼板彎曲角度（采用JL820 高精度計(jì)量級數(shù)顯傾角儀測量，分辨率：0.001°）。其中焊縫橫向收縮量與彎曲變形角度有一定經(jīng)驗(yàn)關(guān)系，可參照下列經(jīng)驗(yàn)公式粗略估算［6］：

式中：SH為翼緣對構(gòu)件水平中性軸的靜距；c為參數(shù)（多層焊時(shí)，c＝0.6）；t為翼板板厚；K為焊腳尺寸。

經(jīng)計(jì)算理論值約0.15°，而實(shí)際測量角度如表3 所示。由表可知，12 組108 件試樣的實(shí)測值約為0.24°，比理論計(jì)算值大37.5%，實(shí)際角度大了0.09°。單一差值0.09°對于本實(shí)驗(yàn)的試件來說幾乎可以忽略，但是24 件T型角接頭彎曲角累計(jì)誤差為2.16°，此角度就能很明顯地造成底盤內(nèi)環(huán)向上凸，形成類正圓臺結(jié)構(gòu)的變形結(jié)果。

表3 試驗(yàn)測試結(jié)果Tab.3 Test results

從試件的試驗(yàn)測量結(jié)果得知，長300 mm 的T 型角接頭起始端和終止端角度變化幾乎不變，焊接采用直道多層角焊接對本試驗(yàn)的橫向收縮角變形的影響幾乎可以忽略（注：底盤厚度30 mm，未考慮K型坡口焊接順序?qū)Ω拱宓挠绊懀?/p>

2 焊接試件反變形量的分析與確定

葉片結(jié)構(gòu)焊接變形的測量和預(yù)測的目的是為了有效控制定子骨架焊接變形。為了便于在生產(chǎn)實(shí)踐中操作，預(yù)先計(jì)算或估算出反變形量，即預(yù)先在焊接變形的相反方向施加一定的變形量，以達(dá)到減少和消除焊接變形。

為了確定反變形量，本文采用如圖4所示的單葉片結(jié)構(gòu)的焊接模擬試件。焊接參數(shù)如下：焊接電流為240 A，焊接電壓22 V，焊接速度30 cm／ min，焊角采用多層多道焊。根據(jù)本文的測試結(jié)果可知焊縫橫向收縮角變形量為0.24°。本文采用500 t 的雙缸液壓折彎機(jī)對單葉片結(jié)構(gòu)翼板進(jìn)行預(yù)彎，折彎刀的壓頭半徑為5 mm，下角度分別為179.5°、179°、178.5°、178°。每組各3件焊接試件，合計(jì)為4組共計(jì)12件；試件實(shí)際折彎角度測量結(jié)果如表4所示。從表中可以看出折彎后翼板有0.2°左右的回彈量，最小變形角度為0.2°，最大為1.8°。

表4 翼板折彎角度測量Tab.4 Flat bending Angle measuring meter

圖4 單片葉片的焊接Fig.4 Welding diagram of single blade

對制作好的單片葉片結(jié)構(gòu)按照組別及技術(shù)要求進(jìn)行鉚裝，依照要求的焊接工藝參數(shù)進(jìn)行焊接，其中要求試件保持自用約束狀態(tài)。冷卻后分別測得各焊接試件的角變形量，具體如表5所示。

表5 焊接后翼板殘余角變形量Tab.5 Residual angular deformation of wing plate after welding

從實(shí)際測試結(jié)果來看，翼板反變形為179.5°，焊后翼板殘余角變形小于0.02°，基本滿足反變形工業(yè)要求。即定子骨架底板每個(gè)葉片的鉚裝位置預(yù)壓角變形為179.5°可以作為工業(yè)生產(chǎn)預(yù)反變形操作。由于定子骨架底板為直徑2255 ／ 1755 mm的圓環(huán)，預(yù)變形后圓環(huán)變成類正圓錐管狀，內(nèi)側(cè)上翹約19 mm，即底板成錐狀。其反變形后的形狀對定子裝配提出了難題。為解決裝配難題，設(shè)計(jì)了預(yù)定位裝配專用工裝，不僅能保證葉片裝配位置，而且能防止焊接過程中定子骨架發(fā)生扭曲變形，保證片上端在同一個(gè)平面上。

3 定子骨架焊接焊接過程及分析應(yīng)用

定子骨架由24 件葉片組成，焊接順序采用兩人“十字對稱” 焊接進(jìn)行［7］，按照制定的工藝參數(shù)進(jìn)行焊接。冷卻后，打開工裝對定子骨架進(jìn)行測量，在測量過程中發(fā)現(xiàn)先焊接的葉片頂端尺寸小約5 mm，后焊接的葉片頂端尺寸大約3～4 mm。隨后對葉片焊接位置的底板進(jìn)行測量發(fā)現(xiàn)：第1組焊接的葉片底板殘余角變形約為0.03°，第2～8組焊接的葉片底板角變形小于0.02°，第9～12組葉片底板角變形量為－0.01°，不平面度約為2 mm。

從測試結(jié)果來看定子在整體焊接后，焊接變形量明顯減小，尤其是中間幾組的焊接變形量控制的非常好，焊后變形量基本上接近工藝設(shè)計(jì)公差，也和理論試驗(yàn)值相差無幾。根據(jù)底板的測量結(jié)果來看，先焊接的預(yù)變形量有點(diǎn)大，后焊接的預(yù)變形量有點(diǎn)小，即整個(gè)定子骨架不同葉片位置的焊接底板變形不均勻。在隨后的工業(yè)制作過程中，在預(yù)定位裝配專用工裝上曾加預(yù)支緊量和拉緊力量來克服焊接變形的不均一性，來達(dá)到反變形控制的要求，具體工件實(shí)物如圖5 所示。

圖5 定子骨架實(shí)物Fig.5 Physical picture of stator skeleton

與傳統(tǒng)火焰矯形、機(jī)械矯形相比，采用預(yù)留反變形法可將焊接變形量控制在允許的范圍內(nèi)，能節(jié)省繁瑣的焊后矯正工序。

4 結(jié)束語

本文研究的目的是為定子骨架的焊接變形尋找一種簡便有效的工業(yè)反變形控制方法，制定詳細(xì)的實(shí)際生產(chǎn)工藝，具體結(jié)論如下。

（1）通過模擬葉片焊接試驗(yàn)，得出翼板高度超過300 mm，構(gòu)件縱向焊縫引起的彎曲撓度為f＝0.00337 mm，可以忽略不計(jì)，和葉片試驗(yàn)的結(jié)論一致。

（2）T型角接頭焊接試驗(yàn)得出焊縫橫向收縮量產(chǎn)生彎曲變形角度實(shí)際值比理論值大約37.5%，可以指導(dǎo)定子骨架焊接反變形量的確定。

（3）通過工業(yè)試驗(yàn)確定了定子底板反變形角度為179.5°，主要焊接工藝參數(shù)：焊接電流240 A，焊接電壓22 V，焊接速度35 cm／ min，焊接順序采用十字對稱焊接。

綜上所述，該工業(yè)試驗(yàn)確定了定子骨架的焊接變形量，確定了生產(chǎn)工藝，該工藝不僅方法簡便、經(jīng)濟(jì)合理，而且大大減輕了焊后調(diào)形的勞動強(qiáng)度，提高了工人勞動效率，節(jié)約了生產(chǎn)成本，提高了產(chǎn)品的質(zhì)量。