張華清，房元斌，王偉偉

（1.徐工集團(tuán)道路機(jī)械分公司，江蘇徐州221004；2.江蘇徐州工程機(jī)械研究院，江蘇徐州221004；3.徐州徐工液壓件有限公司，江蘇徐州221004）

對流換熱系數(shù)對熨平板焊接變形和應(yīng)力的影響

張華清1，房元斌2，王偉偉3

（1.徐工集團(tuán)道路機(jī)械分公司，江蘇徐州221004；2.江蘇徐州工程機(jī)械研究院，江蘇徐州221004；3.徐州徐工液壓件有限公司，江蘇徐州221004）

采用有限元模擬不同對流換熱系數(shù)下熨平板的焊后變形和應(yīng)力分布，并采用塞尺和X射線法進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。結(jié)果表明：整體變形趨勢為U形板呈“鼓泡”狀，左連接板伸出端向x正向收縮變形，兩側(cè)板自由邊向內(nèi)收縮變形。最大變形位置出現(xiàn)在連接板伸出端最上端，對流換熱系數(shù)為采用曲線加載時，變形誤差為34.3%，系數(shù)為0.02時，誤差為17.1%；不同對流散熱系數(shù)對殘余應(yīng)力峰值影響很小，應(yīng)力分布與對流換熱系數(shù)為0.02時趨勢一致，誤差為32.6%，采用曲線加載，不考慮低應(yīng)力區(qū)結(jié)果，誤差為21.1%，均滿足工程應(yīng)用要求，證明了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。兩種加載方式均滿足焊接變形預(yù)測要求，在焊縫較多、應(yīng)力分布復(fù)雜的情況下，應(yīng)力預(yù)測建議采用曲線加載方式，反之則采用系數(shù)為0.02加載。

散熱系數(shù)；有限元；焊接變形；應(yīng)力

0 前言

熨平板是攤鋪機(jī)熨平瀝青的核心結(jié)構(gòu)件，其焊接質(zhì)量直接影響后續(xù)機(jī)加工、裝配精度，甚至影響攤鋪平整度。焊接變形和殘余應(yīng)力都會在生產(chǎn)和工作中影響平面度。對熨平板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和工藝研究主要依靠設(shè)計(jì)人員和工藝技術(shù)人員長時間的經(jīng)驗(yàn)積累，但是人員流動、產(chǎn)品更新?lián)Q代、技術(shù)不斷完善等因素，要求在生產(chǎn)中不靠經(jīng)驗(yàn)依然能夠預(yù)測設(shè)計(jì)改進(jìn)和工藝優(yōu)化后熨平板的變形趨勢和應(yīng)力分布情況。焊接數(shù)值模擬技術(shù)能夠有效解決這一問題。國內(nèi)外專家學(xué)者已經(jīng)對熱源模型、功率參數(shù)、拘束條件等影響焊接變形和應(yīng)力的因素進(jìn)行了大量的研究[1-4]，但是對于對流換熱系數(shù)研究較少。

在此以熨平板為研究對象，采用熱彈塑性法，借助有限元分析手段，獲得并對比分析不同對流換熱系數(shù)下熨平板的焊后變形和殘余應(yīng)力分布，并采用塞尺測量焊后變形，輔以X射線衍射法對殘余應(yīng)力進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 建立有限元模型

1.1 焊接工藝參數(shù)

熨平板材料為Q345B鋼板，箱型結(jié)構(gòu)尺寸為1 500 mm×35 mm×250 mm，一側(cè)連接板高410 mm，現(xiàn)場焊接用樣件如圖1所示。采用松下YD-350KR2型焊機(jī)焊接，選用ER50-6實(shí)心焊絲，保護(hù)氣為CO2，鋼板不開坡口。焊接工藝參數(shù)見表1。

圖1 熨平板模型Fig.1 Screed model

表1 焊接工藝參數(shù)Table 1 Process parameters welding

1.2 材料參數(shù)的建立

利用JMATPRO軟件分析獲得模擬用材料Q345B材料參數(shù)，隨溫度變化的部分物性參數(shù)和力學(xué)參數(shù)如圖2所示。

1.3 網(wǎng)格模型的建立

圖2 Q345B鋼的相關(guān)熱力學(xué)參數(shù)與溫度的關(guān)系Fig.2 Relationship between thermo-mechanical parameters and temperature of Q345B

為了更好平衡計(jì)算效率和計(jì)算精度，采用過渡網(wǎng)格劃分技術(shù)，有效控制模型的網(wǎng)格總數(shù)，同時兼顧溫度梯度和應(yīng)力場計(jì)算結(jié)果可靠性，對焊縫和熱影響區(qū)一定范圍內(nèi)的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，而對自由端和遠(yuǎn)離焊縫位置采用稀疏網(wǎng)格[5]。獲得熨平板網(wǎng)格模型如圖3所示，其中，焊縫位置單元尺寸為2 mm，單元總數(shù)106 631個，節(jié)點(diǎn)數(shù)152 153個。

圖3 有限元模型Fig.3 FE model

1.4 熱源模型的建立

忽略焊接過程中熔池流動，采用單元生死技術(shù)，焊縫單元采用預(yù)先填充方式。為保證應(yīng)力場求解精度，建立適用CO2氣保焊的雙橢球熱源模型[6]。按照焊接工藝設(shè)計(jì)要求，對熨平板中長直且接頭設(shè)計(jì)形式較多的典型接頭進(jìn)行試驗(yàn)，分別獲得焊腳高度為6 mm、7 mm和雙側(cè)不同焊腳高度的熱源宏觀形貌，如圖4所示。通過試驗(yàn)測量獲得焊高、熔寬、熔深以及熱影響區(qū)等參數(shù)。

1.5 力學(xué)邊界條件

力學(xué)邊界條件是指設(shè)置4組接觸對來模擬熨平板焊接過程中不同面與焊接平臺之間的接觸關(guān)系。沿熨平板U形板x軸方向在中截面表面選擇若干節(jié)點(diǎn)限制x向的位移；在連接板上沿連接板與U形板平行焊縫的兩側(cè)自由端中截面選擇若干節(jié)點(diǎn)來限制xz向的位移。

圖4 熱源宏觀形貌Fig.4 Heat resource

1.6 對流換熱系數(shù)定義

焊接是一個非線性瞬態(tài)傳熱問題，根據(jù)傅立葉定律和能量守恒定理可得三維條件下控制方程[7-8]

式中 T為溫度；ρ為材料密度；c為材料比熱容；λ為材料導(dǎo)熱系數(shù)，材料各向同性，其中ρ、c、λ隨溫度變化而變化；Q為內(nèi)熱源強(qiáng)度。

溫度邊界條件包括熨平板表面與周圍介質(zhì)熱交換[9]。散熱表面條件：

在對流換熱邊界條件上

在輻射換熱邊界條件上

式中 n為熨平板外法線方向；λn為法線方向?qū)嵯禂?shù)；h為對流換熱系數(shù)；ε為發(fā)射率；σ為斯忒藩-玻爾茲曼常量；To為環(huán)境溫度；Ts為邊界溫度。

對流換熱系數(shù)分別設(shè)定為以下兩種情況：

（1）考慮對流換熱系數(shù)隨溫度變化曲線

（2）利用牛頓法則和波爾茨曼定律分別考慮工件與外部環(huán)境的對流和輻射，對流換熱系數(shù)設(shè)為0.02，環(huán)境溫度為20℃。

2 焊接結(jié)果分析和驗(yàn)證

2.1 模擬溫度場和應(yīng)力場結(jié)果分析

計(jì)算獲得不同對流換熱系數(shù)下熨平板結(jié)構(gòu)件焊后變形云圖，如圖5所示。

圖5 焊接變形云圖Fig.5 Contour of welding deformation

由圖5可知，兩種對流換熱系數(shù)下計(jì)算得到的熨平板焊后變形趨勢和最大峰值相近。按照左連接板伸出端向上，xy平面與平臺接觸方式放置，熨平板的整體變形趨勢為：U形板呈現(xiàn)“鼓泡”狀變形，左連接板伸出端向x正向收縮變形，在兩側(cè)板位置的自由邊均向內(nèi)收縮變形。

“鼓泡”狀變形主要是受兩側(cè)板焊后收縮變形引起，而U形板中間上表面由于沒有焊道，受到周圍拘束作用而向上凸起變形。左連接板伸出端向x正向收縮變形，是由于左連接板內(nèi)側(cè)焊縫冷卻后的收縮力使其發(fā)生角變形所致。在兩側(cè)板位置的自由邊采用雙面焊接，使其發(fā)生角變形，自由端而朝向焊縫位置側(cè)發(fā)生角變形。最大變形位置均出現(xiàn)在左側(cè)連接板伸出端最上側(cè)，系數(shù)以曲線加載時，峰值為4.096 mm；系數(shù)為0.02時，變形峰值為3.481 mm。從理論上分析，系數(shù)0.02為等效值，加之有限元模型的建立在一種理想狀態(tài)下，獲得接頭的結(jié)果應(yīng)與隨溫度曲線加載相近，但是會有一些“強(qiáng)冷”的效果。但由分析結(jié)果可知，焊后變形在曲線加載時會更大。說明變形可能與結(jié)構(gòu)形式、邊界條件有關(guān)，但需要做單因素變量分析，在此不再深入研究。

焊后變形的結(jié)果是底平面變形較大的位置出現(xiàn)在靠近兩端連接板處，呈現(xiàn)對角變形大的趨勢。對應(yīng)對流換熱系數(shù)為曲線加載時的情況，焊后變形峰值為2.821 mm；系數(shù)為0.02時，焊后變形峰值為2.459 mm?？紤]這部分的變形主要是其平面變形影響后續(xù)工序。

應(yīng)力云圖由圖6所示，應(yīng)力分布趨勢相同且峰值相近，在焊縫位置附近應(yīng)力較大。系數(shù)為曲線加載時，應(yīng)力峰值為448.1 MPa；系數(shù)為0.02時，峰值為452.1 MPa。不同對流散熱系數(shù)對殘余應(yīng)力峰值影響很小。

圖6 應(yīng)力云圖Fig.6 Stress distribution

2.2 試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證與對比分析

采用塞尺測量U形板底平面變形，如圖7所示。設(shè)計(jì)3組試驗(yàn)樣件，分別測量3組試驗(yàn)焊后變形，通過測量整個底平面最大位置，發(fā)現(xiàn)最大變形均出現(xiàn)在靠近兩端連接板處，與仿真趨勢保持一致。測量值如表2所示。

圖7 變形測量Fig.7 Measuring deformation

表2 變形測量值Table 2 Measuring value of deformation

由表2可知，焊接變形平均值為2.10 mm。系數(shù)為曲線加載時，誤差為34.3%；系數(shù)為0.02時，誤差為17.1%，滿足工程應(yīng)用要求，證明了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。對流換熱系數(shù)為0.02時，更接近實(shí)際變形的測量結(jié)果。為避免結(jié)構(gòu)件破壞，殘余應(yīng)力分布的試驗(yàn)驗(yàn)證采用無損殘余應(yīng)力測量，距離A點(diǎn)的距離分別為53 mm、127 mm、149 mm、488 mm、510 mm、828 mm、849 mm、1 316 mm，見圖8a。由圖8b可知，應(yīng)力分布與對流換熱系數(shù)為0.02時趨勢一致，誤差為32.6%，滿足工程應(yīng)用要求；而采用曲線加載時，低應(yīng)力區(qū)出現(xiàn)較大偏差，不考慮低應(yīng)力區(qū)結(jié)果，誤差為21.1%。在高應(yīng)力區(qū)測量時，X射線衍射法塑性應(yīng)變導(dǎo)致晶格尺寸的畸形變化，使得測得的應(yīng)力值增加較多，從而導(dǎo)致結(jié)果偏大。

圖8 試驗(yàn)測量和驗(yàn)證Fig.8 Measuring and verifying experiment

3 結(jié)論

（1）最大變形位置均出現(xiàn)在左側(cè)連接板伸出端最上側(cè)，對應(yīng)對流換熱系數(shù)為采用曲線加載時，變形峰值為4.096 mm；采用系數(shù)為0.02時，變形峰值為3.481mm。

（2）U形板呈“鼓泡”狀，左連接板伸出端向x正向收縮變形，兩側(cè)板自由邊均向內(nèi)收縮變形。

（3）系數(shù)為曲線加載時，應(yīng)力峰值為448.1 MPa；系數(shù)為0.02時，峰值為452.1 MPa。不同對流散熱系數(shù)對殘余應(yīng)力峰值影響很小。

（4）系數(shù)為曲線加載時，變形誤差為34.3%；系數(shù)為0.02時，誤差為17.1%；應(yīng)力分布與對流換熱系數(shù)為0.02時趨勢一致，誤差為32.6%；采用曲線加載，不考慮低應(yīng)力區(qū)結(jié)果，誤差為21.1%。滿足工程應(yīng)用要求，證明了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

（5）兩種加載方式預(yù)測焊接變形均滿足要求。應(yīng)力預(yù)測時，在焊縫較多、應(yīng)力分布復(fù)雜的情況下，建議采用曲線加載方式；反之，采用系數(shù)為0.02加載。

[1]Ueda Y，Murakawa H，Ma N.Welding deformation and residual stress prevention[M].New York：Elsevier，2012.

[2] Deng D.Influenceofdeposition sequence onwelding residual stress and deformation in an austenitic stainless steel J-groove welded joint[J].Materials and Design，2013，（49）：1022-1033.

[3]周世杰，李云濤，宋繼順，等.激光焊接熱源和焊速對溫度場影響的數(shù)值模擬[J].電焊機(jī)，2014，44（10）：85-88.

[4]王學(xué)東，何恩光，陳俐.拘束條件對薄板T形接頭雙光束激光焊接變形的影響[J].焊接學(xué)報，2016，37（3）：101-105.

[5]房元斌，王勇，王燦，等.高強(qiáng)鋼Q890中厚板殘余應(yīng)力測量技術(shù)研究[J].電焊機(jī)，2016，46（10）：85-89.

[6]Goldak J.Modeling thermalstressesanddistortionsinwelds [M].ASM International，1990：71-82.

[7]張文鉞.焊接傳熱學(xué)[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1989.

[8]侯志剛.薄板結(jié)構(gòu)焊接變形的預(yù)測與控制[D].湖北：華中科技大學(xué)，2005.

[9]張超.基于強(qiáng)化散熱的焊接變形預(yù)測與控制[D].山東：中國海洋大學(xué)，2012.

Page 26設(shè)計(jì)時要重點(diǎn)考慮變幅機(jī)構(gòu)，使其激勵頻率遠(yuǎn)離塔機(jī)的固有頻率?？偨Y(jié)各階振型可知，基于桁架模型的塔機(jī)起重臂結(jié)構(gòu)為一低頻振動系統(tǒng)，各階固有頻率均較低且相差不大，在使用過程中要注意避免塔機(jī)吊繩的擺動和載荷的施加與釋放等低頻源激擾，防止發(fā)生共振。

在保證塔式起重機(jī)的靜強(qiáng)度和穩(wěn)定性的基礎(chǔ)上，綜合各種不同工況下的最大應(yīng)力變化趨勢及其振動特性分析，重點(diǎn)監(jiān)測應(yīng)力幅較大處，同時設(shè)計(jì)塔機(jī)時增加型材截面尺寸，而在應(yīng)力幅較小的地方則可適當(dāng)減小型材截面尺寸。本研究可以方便地獲得塔機(jī)受到的最大、最小應(yīng)力和結(jié)構(gòu)變形情況，從而找出其危險點(diǎn)，為塔機(jī)安全監(jiān)測提供理論支持，同時為塔機(jī)進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

參考文獻(xiàn)：

[1]曾攀.有限元分析及其應(yīng)用[M].北京：清華大學(xué)出版社，2004.

[2]趙騰龍，姚新軍.ABAQUS6.6在機(jī)械工程中的應(yīng)用[M].北京：中國水利水電出版社，2007.

[3]姚克恒，殷晨波.以ANSYS為平臺的塔式起重機(jī)臂架有限元分析與關(guān)鍵技術(shù)研究[J].現(xiàn)代制造工程，2009（12）：47-51．

[4]李然，陳棟梁，姜冰.塔式起重機(jī)靜態(tài)及模態(tài)安全性分析[J].起重運(yùn)輸機(jī)械，2012（9）：68-70.

[5]王綱居，穆銘豪，孫遠(yuǎn)韜.塔式起重機(jī)金屬結(jié)構(gòu)模態(tài)分析及其實(shí)驗(yàn)測試修正[J].中國工程機(jī)械學(xué)報，2013（8）：354-358．

[6]GB/T 13752-1992，塔式起重機(jī)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，1993．

[7] Ju Feng，Choo Yoo Sang.Dynamic analysis of tower cranes [J].American Society of Civil Engineers，2005，131（1）：88-96.

[8]師漢民.機(jī)械振動系統(tǒng)—分析·測試·建?！Σ撸ㄉ蟽裕ǖ诙妫M].武漢：華中科技大學(xué)出版社，2004.

Influence of convective heat transfer coefficient on welding deformation and stress of screed

ZHANG Huaqing1，F(xiàn)ANG Yuanbin2，WANG Weiwei3
（1.XCMG Road Machinery Corporation，Xuzhou 221004，China；2.Jiangsu Xuzhou Engineering Machinery Research Institute，Xuzhou 221004，China；3.XCMG Xuzhou Hydraulics Co.，Ltd.，Xuzhou 221004，China）

The finite element is used to simulate postwelding deformation and stress distribution of screed with different convection heat transfer coefficients.And the results are verified by using feeler gauges and x ray method.The results show that overall deformation trend is bubble shape of U-shaped plate，and the extended end of the left connecting plate shrinks and deforms along the forward direction of x axis. And the free edges of two side panels are concave.The maximum deformation position appears on the tip of the connecting plate extended end.When the convective heat transfer coefficient loads temperature change curve，the deformation error is 34.3%.When the coefficient is 0.02，the error is 17.1%.Different coefficients have little effect on the peak values of the residual stress.The trend of stress distribution is consistent with that when the convective heat transfer coefficient of 0.02 and the error is 32.6%.Using curve loading and without considering low stress zones，error is 21.1%.All of them meet the requirements of engineering application，which proves that accuracy of the simulation results.Two loading modes can predict welding deformation.Under the circumstance of many welds and complicated stress distribution，the curve loading method is recommend，otherwise the loading method with coefficient of 0.02 are recommend.

convective heat transfer coefficient；finite element；welding deformation；stress

TG404

A

1001－2303（2017）05－0027-05

10.7512/j.issn.1001-2303.2017.05.06

2016-11-18

張華清（1977—），男，工程師，碩士，主要從事焊接工藝技術(shù)研究工作。E-mail：xcmgzhang@139.com。

本文參考文獻(xiàn)引用格式：張華清，房元斌，王偉偉.對流換熱系數(shù)對熨平板焊接變形和應(yīng)力的影響[J].電焊機(jī)，2017，47（05）：27-31.