董曼淑1,2， 劉龍1,2， 董志波

(1.寧夏天地奔牛實業(yè)集團有限公司,寧夏 石嘴山 753001; 2.寧夏天地重型裝備科技有限公司,寧夏 石嘴山 753001; 3.哈爾濱工業(yè)大學，黑龍江 哈爾濱 150001)

0 前言

重型復雜結構件過渡槽是煤機產品“三機一架”[1]中的刮板輸送機裝備的關鍵部件。三機一架即采煤機、刮板輸送機、轉載輸送機和液壓支架。由于刮板輸送機在運行過程中受力復雜、條件惡劣容易造成設備損壞或斷裂，因此刮板輸送機性能的可靠性是進行高效作業(yè)的根本保證。過渡槽用于連接機頭(尾)和中部段，使刮板由中部段到機頭(尾)平穩(wěn)運行。中板為弧形，在運輸過程中中板、側板上沿最易磨損，導致刮板鏈運行過程中存在刮卡、跳鏈等問題。過渡槽結構復雜，由40多個零件焊接而成，實際生產制造過程中焊接量大、焊接變形不易控制[2]、變形矯正困難等問題。目前，國內外煤礦制造業(yè)對過渡槽的焊接變形及可靠性研究很少，在實際生產制造過程中出現(xiàn)了大量過渡槽結構焊接變形超標的問題。

文中主要對過渡槽進行了有限元模擬[3]，典型焊縫縮比件數據驗證，設計不同焊接路徑方案以及方案現(xiàn)場驗證等研究，達到有效控制重型復雜結構件過渡槽焊接變形的目的，提高刮板輸送機可靠性。此研究對實現(xiàn)提高中國煤機重型裝備的可靠性有十分重要意義。

1 有限元模型的建立

1.1 有限元建模及計算參數

研究中采用基于熱-力耦合分析的有限元軟件MSC.Marc對重型復雜結構件過渡槽進行1∶1比例建模模擬，并結合工藝文件，研究過渡槽焊接結構的施焊與焊后變形規(guī)律，確定影響焊接變形的主要焊縫。過渡槽三維實體，如圖1所示。圖1a中過渡槽長度3 m，寬度2 m，最高位置距底板高度0.8 m。圖1b中A板為上中板，B板為下中板，C板為上底板，D板為下底板。A板、C板是主要的工作板，它們的變形大小勢必會直接影響耐磨槽的工作狀況；B板、D板對A板和C板起到支撐作用，目的是使A，C板在工作中不至出現(xiàn)過大變形，因此B，D板會間接影響到A，C板的變形，側板與A，B，C，D各板的焊接均采用雙側多層多道角焊縫。

圖1 過渡槽三維實體

考慮到主要焊縫焊接工藝對整體變形的影響，并建立整體有限元網格模型[4]，如圖2所示。網格類型采用六面體八節(jié)點單元進行劃分。網格模型單元數量是175 162個，節(jié)點數量是241 391個，整體結構的網格雅可比系數小于0.7。過渡槽側板材料為Q345普通碳鋼，其它材料都為NM400耐磨鋼，以上材料的物理性參數密度均為7.8 g/cm3，泊松比為0.3。在焊接過程中固定三個方向的節(jié)點位移，在冷卻過程及冷卻到室溫后，采用自由約束，使整個結構自由收縮變形，研究在自由狀態(tài)下整個結構的變形規(guī)律。

圖2 整體有限元網格模型

1.2 過渡槽縮比件模型計算

由于大型實際焊接結構的尺寸大、焊縫長且多，焊接的試驗驗證工作成本過高，實際結構的模擬模型參數的修正[5]工作過于繁多，因此利用縮比件進行數值模擬的參數修正工作，提高大型實際結構的數值模擬精度，并對變形進行可靠的預測。

根據過渡槽產品結構特點，中板和立板焊接接頭為T形接頭，都為雙側角焊縫，主要焊縫為12 mm二層五道和15 mm三層七道。因此縮比件也設計為T形接頭結構，如圖3所示。T形接頭正面焊縫焊腳尺寸為12 mm的角焊縫，背面焊縫焊腳尺寸為15 mm的角焊縫?？s比件底板為Q345鋼板，外形尺寸為800 mm×500 mm×35 mm；立板為NM400耐磨板，外形尺寸為800 mm×300 mm×40 mm。采用富氬混合氣體保護焊接方法，焊接材料選用φ1.2 mm ER50-6實芯焊絲，焊接參數見表1。試驗過程采用接觸式溫度采集設備，圖4為試驗測溫情況。圖5為典型的二層五道和三層七道測溫位置。

圖3 縮比件模型結構示意圖

表1 焊接參數

圖4 試驗測溫情況

圖5 二層五道焊和三層七道焊的測溫位置

通過對簡單T形接頭的多層多道焊計算來為復雜結構計算提供參考，然后再通過對重型復雜結構件過渡槽建模，同時結合前期模型模擬工藝進行計算?；跓嵫h(huán)、應力場等對有限元模型進行了現(xiàn)場試驗驗證。

1.3 過渡槽方案設計

依據縮比件驗證及現(xiàn)行焊接工藝，建立了過渡槽模型，其焊縫分布與焊接方向如圖6所示。通過綜合分析確定了如下兩種方案。

方案一路徑：左1→左2→右1→右2→左3→右3→左4→右4→左5→右5。

方案二路徑：左1→右2→左3→右1→左2→右3→左4→右4→左5→右5。

圖6 焊縫分布與焊接順序

2 模擬結果與分析

基于以上建立的過渡槽有限元模型和設計的兩種不同路徑方案，通過對側板、中板、下中板后處理得到各板焊接變形云圖后選擇不同路徑測算路徑節(jié)點變形量[6]，并進行焊接變形對比分析。

2.1 側板變形分析

圖7為側板變形云圖。圖8為不同路徑下的z向位移曲線。按照圖7中側板的位置，提取路徑1上的節(jié)點，其z向位移如圖8a所示。從圖8a可以看出，側板發(fā)生了波浪變形，A板的兩側角焊縫發(fā)生冷卻收縮，導致z向位移為負，邊緣所產生的最大變形量為0.87 mm；C板左側的焊縫產生角變形與A板右側的焊縫產生的角變形相互作用[7-9]，因此產生了A板與C板之間的凹陷，凹陷的中部撓度最大為-0.18 mm。側板的路徑2位置與A,B,C三板均以單側角焊縫相連，其z向位移，如圖8b所示。由圖8b可以看到，有焊縫的一側z向位移為負，無焊縫一側z向位移為正，其本質為焊縫金屬產生的壓縮塑性應變導致[10]。

圖7 側板變形云圖

圖8 不同路徑下的z向位移曲線

2.2 中板(A板)變形分析

圖9為中板變形云圖，其中正面在板邊的全長焊接角焊縫，而板的背面在板邊焊接板邊半長，焊接方向已標出。板的左右兩側的位移明顯不同，板的左側位移為正，而右側位移為負。這是因為板的右側在背面沒有焊縫，因此焊縫收縮效應只在板的正面發(fā)生，因此板的左側整體位移呈現(xiàn)正值。板右側在焊接完正面焊縫后，接著焊接背面焊縫，而背面的焊縫收縮更占優(yōu)勢，因此板的位移為負值，最大位移-0.79 mm。圖10為僅焊完焊縫1與焊完焊縫1和2的位移對比，可以看出兩者在距離路徑起點1 200 mm之前無明顯變化，而由于距離路徑起點1 200 mm之后在中板背部焊接了角焊縫，因此位移大幅度下降。

圖9 中板變形云圖

圖10 中板路徑y(tǒng)向位移曲線

2.3 下中板(B板)變形分析

B板對A板起到支撐作用，為了實現(xiàn)支撐作用，B板與A板之間在板邊相連。圖11為下中板變形云圖。由圖11可知，板的左側位移為正，這是因為首先焊接的A板對B板向上拉伸，而B板的右側位移為負，這是因為B板焊接后背面焊縫收縮，板產生角位移。圖12為焊接完A板但未焊接B板的時刻與已經焊接完B板的時刻兩種情況下B板位移的對比。在B板未焊接之前就有初始位移，該位移是焊接A板時A板對B板的拉伸所導致的，B板焊接后，位移大幅度下降，且距離連接處越遠(坐標0點為連接位置)，位移下降越嚴重。

圖11 下中板變形云圖

圖12 下中板路徑y(tǒng)向位移曲線

通過對過渡槽整體結構進行模擬分析，得出過渡槽各部分的縱向殘余應力[11-13]均與傳統(tǒng)理論相符合，即焊縫處受拉伸，遠離焊縫處受壓縮。焊縫使側板向存在焊縫的一側彎曲，使側板呈現(xiàn)波浪變形；由于焊縫的橫向收縮，中板以及下中板均呈現(xiàn)不同程度的角變形最大位移。

依據以上研究內容對兩個方案主要從采取側板、中板、下中板等焊縫多層多道改為單層上下交替焊接；根據變形趨勢的不同，采用左右上下交替焊接，用后一道焊縫的變形量來抵消前一道焊縫的變形量。

3 現(xiàn)場驗證

重型復雜結構件過渡槽之前焊接變形量最大達到了8～10 mm。根據以上研究的兩種方案選取了變形量較大的典型產品過渡槽進行驗證，側板材料為Q345普通碳鋼，其它材料都為NM400耐磨鋼。外形尺寸長度3.1 m，寬度2.2 m，最高位置距底板高度0.8 m。采用富氬混合氣體保護焊方法，焊接材料選用ER50-6焊絲，焊接設備采用松下YD400EA焊機，具體工藝參數見表2。圖13為過渡槽實物焊接測定變形情況。焊后分別檢測了過渡槽變形量，采用方案一變形量為7～8 mm，采用方案二變形量為3～4 mm。

表2 現(xiàn)場工藝參數

圖13 過渡槽實物焊接測定變形情況

4 結論

(1)通過縮比件的數值模擬與溫度和應力試驗測試結果的對比，驗證了模型參數的合理性。

(2)通過兩種方案模擬結果的對比分析，結果表明,采用側板、中板、下中板等多層多道焊縫改為單層上下交替焊接，并結合變形規(guī)律，采用左右上下交替焊接，可利用焊縫間的相互變形作用，可抵消焊縫的變形量。

(3)根據兩個方案的現(xiàn)場產品驗證，結果表明,方案二能夠控制中板、下中板等各板的變形量，且控制變形效果更明顯。因此，通過該研究實現(xiàn)了重型復雜結構件過渡槽焊接變形的有效控制。