汪建新，邵和平，吳啟明

(內(nèi)蒙古科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 014010)

現(xiàn)如今，國(guó)內(nèi)各大鋼鐵熱軋廠所使用的加熱爐大部分都是步進(jìn)式。步進(jìn)式加熱爐的整體結(jié)構(gòu)具有復(fù)雜性，爐底機(jī)械是步進(jìn)式加熱爐的重要組成部分，其中水梁是爐底機(jī)械的主要承重構(gòu)件，它是步進(jìn)式加熱爐設(shè)計(jì)的關(guān)鍵[1]。水梁結(jié)構(gòu)由固定梁和步進(jìn)梁兩部分組成，是支撐和移動(dòng)鋼坯的部件。由于加熱鋼種的不同，爐內(nèi)溫度變化較大，水梁熱脹冷縮現(xiàn)象嚴(yán)重。同時(shí)焊接處的產(chǎn)生的膨脹無(wú)法消除全部作用與水梁上，易產(chǎn)生焊接應(yīng)力，如果不進(jìn)行及時(shí)地消除將會(huì)產(chǎn)生焊接裂紋，最終造成水梁漏水[2]。

焊接結(jié)構(gòu)在建筑、工業(yè)、化工、航空航天等領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。在焊接過(guò)程中，焊接工藝起至關(guān)重要的作用，決定產(chǎn)品的焊接質(zhì)量[3-4]。水梁的制造過(guò)程中，構(gòu)件與構(gòu)件之間的連接方式往往是通過(guò)焊接完成的。針對(duì)水梁漏水問(wèn)題，改進(jìn)耐熱墊塊與水梁之間的焊接工藝，采用墊塊兩端不進(jìn)行焊接、小電流、多道焊縫，有效降低了水梁在制造過(guò)程中出現(xiàn)的人為因素。

本文主要以水梁上管道和隔熱墊塊為研究對(duì)象，運(yùn)用焊接仿真軟件SYSWELD做兩者的焊接模擬，對(duì)比幾種方案焊接過(guò)程中焊接殘余應(yīng)力的分布及變形，得到最佳的焊接工藝，對(duì)墊塊焊接在水梁上結(jié)構(gòu)優(yōu)化具有重要意義。

1 有限元模型的建立

1.1 模型尺寸

如圖1所示，為水梁和隔熱墊塊兩者的剖面圖，水梁上管道外徑114 mm，內(nèi)徑為78 mm；墊塊尺寸為150 mm×40 mm×80 mm，兩端面與管道中心呈30°；焊接方式為四道焊，焊縫方向?yàn)榭v向焊接。

圖1 耐熱墊塊與水梁的二維結(jié)構(gòu)圖

1.2 有限元模型的建立及網(wǎng)格劃分

采用Visual-Mesh軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，過(guò)程中網(wǎng)格多采用六面體單元，盡量少采取四面體或者其他單元，避免出現(xiàn)函數(shù)不收斂或計(jì)算不準(zhǔn)確的情況。對(duì)焊縫和熱影響區(qū)近端劃分較為細(xì)密的網(wǎng)格，在遠(yuǎn)端部分劃分較為粗大的網(wǎng)格，如圖2所示。

圖2 有限元模型

1.3 材料性能參數(shù)

水梁采用的是20號(hào)鋼，具有和很強(qiáng)的抗沖擊能力，通常可進(jìn)行彎折，并具有良好的熱加工性能。不同溫度下的材料屬性[5]見(jiàn)表1。

表1 20 號(hào)鋼材料屬性

2 焊接參數(shù)

2.1 焊接方式

采用焊接方式為T(mén)IG焊，對(duì)稱(chēng)交替焊接的殘余拉應(yīng)力峰值是最低的[6]，焊接焊縫及順序如圖3所示。第1、2焊縫采用的電壓為25～28 V，焊接電流為90～110 A，焊接速度為6～7 mm/s，第3、4焊縫采用的電壓為27～30 V，焊接電流為110～140 A，焊接速度為3～4 mm/s。

圖3 焊接焊縫示意圖

在實(shí)際焊接過(guò)程中，因電弧的運(yùn)動(dòng)使熔化熔池前面與熔池后面的能量分布不一樣的，電弧后面的加熱區(qū)域大于電弧前面的加熱區(qū)域。雙橢球熱源模型通過(guò)分析焊接過(guò)程中的上述特點(diǎn)，并充分考慮了焊接電弧在厚度方向的挖掘和攪拌作用。采用雙橢球熱源模型[7]如圖4所示。

圖4 雙橢球熱源模型

2.2 邊界條件

焊接模擬的邊界條件分為溫度場(chǎng)和結(jié)構(gòu)邊界條件。溫度場(chǎng)邊界條件包括環(huán)境溫度、熱對(duì)流、熱輻射；取環(huán)境溫度為20 ℃，施加對(duì)熱流和熱輻射邊界條件[8]。

結(jié)構(gòu)邊界條件采用兩邊管全約束，防止模型在仿真分析過(guò)程中發(fā)生剛性位移，如圖5所示。

圖5 約束條件施加圖

焊接模擬采用間接耦合的方式，靈活性好，計(jì)算效率高。

3 焊接工藝優(yōu)化

焊接工藝質(zhì)量好與壞會(huì)影響水梁管道上的應(yīng)力分布、變形等，因此對(duì)傳統(tǒng)的焊接工藝進(jìn)行改進(jìn)，設(shè)置了六組方案進(jìn)行對(duì)比：

方案一：兩端進(jìn)行滿(mǎn)焊，采用的焊接順序?yàn)?→2→3→4；

方案二：兩端進(jìn)行滿(mǎn)焊，采用的焊接順序?yàn)?→2→4→3；

方案三：兩端進(jìn)行滿(mǎn)焊，采用的焊接順序?yàn)?→3→2→4；

方案四：兩端各留25 mm不焊接，采用的焊接順序?yàn)?→2→3→4；

方案五：兩端各留25 mm不焊接，采用的焊接順序?yàn)?→2→4→3；

方案六：兩端各留25 mm不焊接，采用的焊接順序?yàn)?→3→2→4。

采用間接耦合方式[9]計(jì)算。

3.1 應(yīng)力場(chǎng)分析

3.1.1 等效應(yīng)力場(chǎng)分析

進(jìn)行等效應(yīng)力分析，給出兩種不同方案的等效應(yīng)力所在區(qū)域分布云圖，列出了六種不同方案的等效應(yīng)力最大值和最小值。如圖6和表2所示。

圖6 等效應(yīng)力分布圖

表2 六種方案的等效應(yīng)力最值

由表2可知，方案一到方案六的等效應(yīng)力最大值分別為286.52 、288.37、289.65、271.60、274.83、276.79 MPa。其中，方案四的等效應(yīng)力值最低，方案三的等效應(yīng)力值最高。

3.1.2 橫向殘余應(yīng)力場(chǎng)分析

進(jìn)行橫向殘余應(yīng)力分析，給出兩種不同方案的橫向殘余應(yīng)力所在區(qū)域分布云圖，列出了六種不同方案的橫向殘余應(yīng)力最大值和最小值。如圖7和表3所示。

圖7 橫向殘余應(yīng)力分布圖

表3 六種方案的橫向殘余應(yīng)力最值

由表3可知，方案一到方案六的橫向拉伸應(yīng)力最大值分別為239.26、240.30、241.61、233.54、235.54、236.82 MPa；橫向壓縮應(yīng)力最大值分別為-222.75、-218.94、-227.94、-214.86、-221.39、-220.86 MPa。其中，方案四的橫向拉伸殘余應(yīng)力值最小，方案三的橫向殘余應(yīng)力值最大。

3.1.3 縱向殘余應(yīng)力場(chǎng)分析

進(jìn)行縱向殘余應(yīng)力分析，給出兩種不同方案的橫向殘余應(yīng)力所在區(qū)域分布云圖，列出了六種不同方案的橫向殘余應(yīng)力最大值和最小值。如圖8和表4所示。

圖8 縱向殘余應(yīng)力分布圖

表4 六種方案的縱向殘余應(yīng)力最值

由表4可知，方案一到方案六的縱向拉伸應(yīng)力最大值分別為240.75、239.82、234.91、223.06、225.80、229.54 MPa，縱向壓縮應(yīng)力最大值分別為-220.86、-219.40、-217.07、-211.93、-218.36、-215.39 MPa。其中，方案四的縱向拉伸殘余應(yīng)力值最小，方案一的縱向拉伸殘余應(yīng)力值最大。

從等效應(yīng)力、橫向殘余應(yīng)力、縱向殘余應(yīng)力三方面來(lái)說(shuō)，方案四的應(yīng)力值為六種方案中最小，因此方案四的焊接工藝優(yōu)于其他方案。

3.1.4 局部殘余應(yīng)力分析

為了更加全面的說(shuō)明方案四殘余應(yīng)力的分布情況，在焊縫處提取一條與焊接平行的曲線來(lái)對(duì)比六種方案的殘余應(yīng)力，提取路徑如圖9所示，局部上殘余應(yīng)力各點(diǎn)值的大小如圖10～圖12所示。

圖9 殘余應(yīng)力提取路徑圖

圖10 等效應(yīng)力局部放大圖

圖11 橫向殘余應(yīng)力圖

圖12 縱向殘余應(yīng)力局部放大圖

從圖10～圖12中知，水梁管道采用方案四的焊接工藝，在同一路徑上的等效應(yīng)力、橫向殘余應(yīng)力、縱向殘余應(yīng)力的值在節(jié)點(diǎn)上為六種方案里最小，所以方案四能使殘余應(yīng)力最小的首選方案。

3.2 形變場(chǎng)分析

進(jìn)行軸向形變分析，給出兩種不同方案的軸向形變大小所在區(qū)域云圖，列出了六種不同方案的軸向形變最大值和最小值。如圖13和表5所示。

圖13 軸向形變?cè)茍D

表5 六種方案的軸向形變最值

通過(guò)表5可以看出，方案二中橫向拉伸形變的最大值為0.255 mm，方案四中有橫向拉伸形變的最小值0.251 mm。方案二中橫向壓縮形變的最大值為-0.262 mm，方案四中橫向壓縮形變的最小值為-0.246 mm。所以對(duì)水梁整個(gè)軸向形變而言，方案四為六種方案中最小的一例。

3.3 焊間冷卻時(shí)間的影響

考慮到焊接完第一道焊縫至第二道焊縫時(shí)間開(kāi)始時(shí)，中間的冷卻時(shí)間長(zhǎng)短的因素，有必要進(jìn)行焊間時(shí)間長(zhǎng)短對(duì)焊接的影響。

3.3.1 等效應(yīng)力場(chǎng)分析

以圖3 中的1→2→3→4焊接順序?yàn)槔?，給出方案一、方案四的等效應(yīng)力所在區(qū)域分布云圖，列出了兩種不同方案的焊間冷卻時(shí)間等效應(yīng)力最大值和最小值。如圖14、圖15和表6所示。

圖14 方案一

圖15 方案四

表6 兩種方案焊間冷卻間隔的等效應(yīng)力最值

通過(guò)表6對(duì)比，方案一、方案四在200、500、1 000 s焊間冷卻時(shí)間中，從等效應(yīng)力的角度來(lái)看，焊間冷卻時(shí)間長(zhǎng)短對(duì)于等效應(yīng)力的影響是極其微小的。

3.3.2 橫向殘余應(yīng)力場(chǎng)分析

以圖3中的1→2→3→4焊接順序?yàn)槔?，給出方案一、方案四的橫向殘余應(yīng)力云圖所在區(qū)域，列出了兩種不同方案的焊間冷卻時(shí)間的橫向殘余應(yīng)力最大值和最小值。如圖16、圖17和表7所示。

圖16 方案一

圖17 方案四

由表7可知，方案一、方案四分別在200、500、1 000 s焊間冷卻時(shí)間中，殘余應(yīng)力變化范圍在1 MPa以?xún)?nèi)，對(duì)于橫向殘余應(yīng)力的影響是微乎其微的。

表7 兩種方案焊間冷卻間隔的橫向殘余應(yīng)力最值

3.3.3 縱向殘余應(yīng)力場(chǎng)分析

給出方案一、方案四的橫向殘余應(yīng)力云圖所在區(qū)域，列出兩種不同方案的焊間冷卻時(shí)間的橫向殘余應(yīng)力最大值和最小值。如圖18、圖19和表8所示。

圖18 方案一

圖19 方案四

由表8可知，方案一、方案四分別在200、500、1 000 s焊間冷卻時(shí)間中，殘余應(yīng)力變化范圍在1 MPa以?xún)?nèi)，對(duì)于縱向殘余應(yīng)力的影響是微乎其微的。

表8 兩種方案焊間冷卻間隔的縱向殘余應(yīng)力最值

3.3.4 形變場(chǎng)分析

對(duì)于形變場(chǎng)采用焊接件的軸向形變進(jìn)行分析，通過(guò)對(duì)比焊接件整體軸向形變，來(lái)評(píng)價(jià)焊間冷卻時(shí)間對(duì)焊接效果的影響。以圖3中的1→2→3→4焊接順序?yàn)槔?，給出方案一、和方案四的縱向殘余應(yīng)力云圖所在區(qū)域，列出了兩種不同方案焊間冷卻時(shí)間的縱向殘余應(yīng)力最大值和最小值如圖20、圖21和表9所示。

圖20 方案一

圖21 方案四

表9 兩種方案焊間冷卻間隔的軸向變形值

由表9可知，方案一、方案四在焊間冷卻時(shí)間分別為200、500、1 000 s焊間冷卻時(shí)間中，軸向形變的變化也是非常小的。在形變上，焊間冷卻時(shí)間的長(zhǎng)短影響是可以忽略的。

4 結(jié) 論

通過(guò)數(shù)值模擬分析可知：

(1)從焊接模擬結(jié)果云圖可以看出，焊接產(chǎn)生的殘余應(yīng)力大部分分布在焊縫及焊縫周?chē)?，也?yàn)證了水梁最先出現(xiàn)裂紋或者漏水的位置是位于兩者焊接端部。

(2)采用六種不同方案的焊接工藝對(duì)耐熱墊塊焊接在水梁結(jié)構(gòu)上進(jìn)行數(shù)值模擬分析，仿真結(jié)果對(duì)比得出：方案四的焊接順序(1→2→3→4)且兩端留25 mm不焊接時(shí)，在等效應(yīng)力、橫向殘余應(yīng)力、縱向殘余應(yīng)力、軸向變形等幾個(gè)方面上，為幾種方案中的最優(yōu)焊接工藝。

(3)考慮到焊間冷卻時(shí)間長(zhǎng)短的影響，在其他條件不變的情況下，取時(shí)間間隔200、500、1 000 s進(jìn)行數(shù)值模擬分析，仿真結(jié)果對(duì)比得出：在等效應(yīng)力、橫向殘余應(yīng)力、縱向殘余應(yīng)力及形變數(shù)據(jù)上，確定焊間冷卻時(shí)間長(zhǎng)短對(duì)焊接過(guò)程影響非常小。