張可榮 ， 郭桂芳 ， 馮少源 ， 屈 兵 ， 王慶陽(yáng)

（1.西藏民族大學(xué)信息工程學(xué)院，陜西 咸陽(yáng) 712082；2.西北有色金屬研究院，陜西 西安 710016）

0 前言

隨著工業(yè)技術(shù)的發(fā)展，具有高強(qiáng)度、高耐壓、高可靠等特征的大型設(shè)備已經(jīng)越來(lái)越多地應(yīng)用到工業(yè)生產(chǎn)中。而其中的大型厚壁結(jié)構(gòu)，比如壓縮機(jī)機(jī)殼，若改用拼焊工藝代替原來(lái)的一體化鑄造工藝，不僅可大幅降低制造難度，節(jié)約制造成本，并且可提升構(gòu)件的可靠性，降低缺陷率，從而提高構(gòu)件的使用壽命[1]。

但在實(shí)際生產(chǎn)中，大型壓縮機(jī)機(jī)殼的鑄改焊工藝對(duì)焊接質(zhì)量的要求很高，而厚壁構(gòu)件在多層多道焊過(guò)程中因拘束度過(guò)大、材料可焊性低等因素，極易產(chǎn)生復(fù)雜的三向高應(yīng)力狀態(tài)，并由此引發(fā)機(jī)殼沿軸向的角變形與焊縫部位多向變形[2-3]。

其中，在三向應(yīng)力及變形狀態(tài)下，機(jī)殼的徑向膨脹/收縮量將直接決定壓縮機(jī)的密封性及其性能指標(biāo)，并嚴(yán)重影響著后續(xù)內(nèi)部零部件的尺寸公差。而機(jī)殼沿軸向的角變形與軸向收縮量，將直接決定上下機(jī)殼法蘭面的水平度及安裝尺寸公差，是機(jī)殼鑄改焊技術(shù)成功與否的關(guān)鍵影響因素之一。

針對(duì)機(jī)殼的變形量對(duì)其主要技術(shù)指標(biāo)的影響，一些學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)的研究與分析[4-5]，對(duì)比研究中數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)方法的分析結(jié)果可知，采用彈塑性有限元數(shù)值分析，可較好地模擬出機(jī)殼的三向應(yīng)力變形狀態(tài)，其計(jì)算精度與試驗(yàn)結(jié)果具有較好的可比較性與參考性[6]。

因此，課題組基于彈塑性有限元分析方法，利用三維模型進(jìn)行了大型厚壁壓縮機(jī)機(jī)殼不同焊接順序下的三向變形規(guī)律數(shù)值研究。

1 機(jī)殼的外形結(jié)構(gòu)

本研究所涉及的壓縮機(jī)機(jī)殼由3 段拼焊而成，總長(zhǎng)度為6.91 m，壁厚40 mm，如圖1 所示，所開(kāi)坡口為X型雙面坡口。

圖1 機(jī)殼尺寸及焊縫位置與形式示意圖

2 材料性能與焊接工藝參數(shù)

表1 表示計(jì)算所用熱力學(xué)和熱物理性能參數(shù)。其中機(jī)殼材料為Q390 鋼，焊縫填充材料采用成分和力學(xué)性能相近的普通碳鋼焊條。為便于計(jì)算，且根據(jù)多種相近普通牌號(hào)碳鋼的性能參數(shù)綜合分析，焊縫部位材料性能參數(shù)與機(jī)殼材料相近，均如表1所示。

表1 材料性能參數(shù)（機(jī)殼與焊縫）

焊接過(guò)程中，在焊接及焊后散熱過(guò)程中實(shí)際具有對(duì)流和輻射兩種作用，本研究選用綜合換熱系數(shù)代替實(shí)際對(duì)流系數(shù)和輻射系數(shù)。

模型所用熱力學(xué)參數(shù)中的“應(yīng)變硬化模量ET”取值，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)值，并參考其他資料，取為1%×E（彈性模量）。

本研究所取的焊接工藝參數(shù)，均結(jié)合相關(guān)企業(yè)制造經(jīng)驗(yàn)選擇，所選工藝規(guī)范如表2所示。

表2 焊接工藝參數(shù)

3 熱源模型的施加

因計(jì)算過(guò)程為預(yù)測(cè)過(guò)程，且為填充焊，因此文中熱源模型采用在焊縫上施加線性溫度的方式實(shí)現(xiàn)。施加線性溫度法，即給每一道焊縫上施加相應(yīng)溫度，并保持一特定時(shí)間t進(jìn)行加載[7]。假設(shè)焊道總長(zhǎng)為L(zhǎng)h，焊速為v，熱源功率為Q，則單位長(zhǎng)度焊道的熱輸入Qs可表示為：

假設(shè)每一單位焊道的焊接時(shí)間為t0，則焊接完全部焊道的焊接時(shí)間th為：

為簡(jiǎn)化計(jì)算，所有焊道焊接速度均取平均值，即v=24 cm/min，則由此可計(jì)算出：

t0＝0.25 s。

由此可見(jiàn)，單位長(zhǎng)度焊道的焊接時(shí)間也就是加載時(shí)間，僅是焊速的函數(shù)，與焊縫長(zhǎng)度無(wú)關(guān)。

假設(shè)熱輸入溫度為T，單位時(shí)間熔化的熔覆金屬體積為V，熔覆金屬的密度為ρ，比熱為C，焊接熱效率為η，則根據(jù)能量守恒定律，可知：

根據(jù)文獻(xiàn)[7]，可取η為0.7，V的值可根據(jù)送絲速率與焊絲直徑求得。則通過(guò)計(jì)算可知，在給定工藝參數(shù)下：

T＝1 500 ℃。

由此得出的熱輸入溫度T及其作用時(shí)間t如圖2所示，總熱輸入按實(shí)際焊接工藝確定。

圖2 熱輸入模型及其作用時(shí)間

4 機(jī)殼拼接計(jì)算

4.1 有限元模型的建立

機(jī)殼由3 塊尺寸及形狀相近的半圓形殼體拼焊而成。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，一般在施工過(guò)程中可以采用不同的焊接順序。課題組分析了采用“交替焊接”及“先外后內(nèi)焊接”（即先焊“外部坡口”再焊“內(nèi)部坡口”）兩種焊接順序?qū)ν鈿んw應(yīng)力變形的影響。

因?yàn)橄啾扔跈C(jī)殼，焊縫的尺寸實(shí)在過(guò)于微小，如仍按實(shí)際焊接道數(shù)進(jìn)行模擬，不僅浪費(fèi)時(shí)間而且并無(wú)意義。因此，課題組將焊縫簡(jiǎn)化為4 道（單面）進(jìn)行后續(xù)計(jì)算，焊縫布置及網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 簡(jiǎn)化后的焊縫布置及有限元網(wǎng)格劃分

圖4（a）表示外殼板焊接的實(shí)體模型，圖4（b）表示有限元模型。有限元模型共包含42 071 個(gè)節(jié)點(diǎn)和81 607 個(gè)單元，其中焊縫部位網(wǎng)格尺寸≤2.5 mm，小于單道焊熔滴的熔敷金屬體積。

圖4 外殼板焊接實(shí)體模型和有限元模型

4.2 焊接順序?qū)C(jī)殼應(yīng)力變形的影響

圖5表示采用兩種焊接順序時(shí)，接頭的徑向膨脹/收縮量對(duì)比，這主要是由于機(jī)殼母材會(huì)隨焊縫收縮而發(fā)生徑向收縮，且焊接順序不同也會(huì)引起不均勻變形。圖中變形量單位為mm。

從圖中可看出，采用交替焊接后，機(jī)殼產(chǎn)生了徑向收縮，峰值約為1.8 mm，但比起機(jī)殼1.6 m 的直徑，則微不足道。而接頭焊縫部位則發(fā)生了峰值約為2.0 mm的向外凸出，類似“噘嘴效應(yīng)”。這是由于交替焊接使接頭在高溫下仍保持高拘束度，而后隨著機(jī)殼冷卻收縮，焊縫部位受擠壓而膨出。如圖5（a）所示。

而采用先外后內(nèi)焊接順序，機(jī)殼則發(fā)生了一端向外翹起的“角變形”，峰值約2.5 mm。這顯然是因?yàn)閮?nèi)外受熱不均引發(fā)的，但角變形量不大。如圖5（b）所示。

圖5 機(jī)殼接頭兩種焊接順序徑向膨脹收縮對(duì)比

圖6 所示為采用兩種焊接順序時(shí)，機(jī)殼接頭的軸向伸長(zhǎng)/縮短量對(duì)比，這主要是金屬受熱后的焊縫收縮與剛性拘束導(dǎo)致的。

圖6 機(jī)殼接頭兩種焊接順序軸向變形對(duì)比

從圖中可以看出，采用交替焊接后，接頭產(chǎn)生了基本均勻的整體收縮，因?yàn)楹附又芯惺群艽螅虼苏w變形量均小于0.3 mm，非常微小。而采用先外后內(nèi)焊接順序后，機(jī)殼各部位的變形量略大，軸向變形量也變得比較不均勻，但其約1.0 mm 的峰值變形量，仍然是微不足道的。

從以上分析中可看出，采用先焊接“外部坡口”的“先外后內(nèi)焊接”順序進(jìn)行焊接，其各向變形數(shù)值比采用“交替焊接”順序略大一些，尤其是會(huì)形成 “角變形”，但整體變形量不大。兩種焊接順序下接頭變形狀態(tài)如表3 所示。

表3 兩種焊接順序下機(jī)殼變形狀態(tài)

5 結(jié)論

1）交替焊接可產(chǎn)生徑向的整體收縮，峰值約為1.8 mm，同時(shí)焊縫部位會(huì)產(chǎn)生向外凸出的噘嘴缺陷，約2 mm，而軸向收縮量小于0.3 mm。

2）先外后內(nèi)焊接可產(chǎn)生約2.5 mm 的角變形，軸向收縮約1.0 mm。

3）采用兩種焊接方式的變形量均相對(duì)較小，因此，對(duì)于企業(yè)通常采用的先外后內(nèi)焊接方式是合適的。

4）根據(jù)與實(shí)際施工結(jié)論對(duì)比，可知數(shù)值計(jì)算變形量略低，原因可能為熱輸入過(guò)于保守。