王春英，姚長(zhǎng)海，王毓堂

太原重工股份有限公司 山西太原 030024

1 序言

起重機(jī)主梁在集中載荷作用下要產(chǎn)生彈性下?lián)?。若主梁制成平直的，起吊重物時(shí)由于載荷作用使主梁下?lián)?，?huì)造成小車架運(yùn)行時(shí)下滑或爬坡。同理，如主梁上拱度過(guò)大，跨中小車向兩端運(yùn)行也會(huì)造成下滑現(xiàn)象。為得到合適的上拱值，在主梁制作前需要預(yù)制上拱，那么主梁制作過(guò)程中哪些因素對(duì)上拱度有影響，有什么影響，就有必要進(jìn)行定性及定量的研究，本文以制作的280t鑄造吊主梁進(jìn)行模擬分析并具體跟蹤驗(yàn)證。

2 大型橋式起重機(jī)橋梁結(jié)構(gòu)

圖1 橋架結(jié)構(gòu)

大型橋式起重機(jī)主鉤起吊重量為280t，副鉤起吊重量為80t，跨距為21 500mm，橋架結(jié)構(gòu)形式為四梁四軌形式，主要由主梁、副主梁及端梁等組成，如圖1所示。主梁為偏軌箱型梁，主要由T型鋼、上蓋板、下蓋板、主腹板、副腹板和筋板等組成，截面尺寸為2250mm×2936mm，主體材料為Q355B，上下蓋板厚度為20mm，主腹板厚度為14mm，副腹板厚度為12mm，如圖2所示。T型鋼與主腹板和上蓋板的對(duì)接接頭為X形坡口形式，如圖3A、C放大圖所示；上蓋板與副腹板、下蓋板與主、副腹板的焊接接頭為單面V形坡口形式，如圖3B、D、E放大圖所示。

圖2 主梁結(jié)構(gòu)及截面

3 結(jié)構(gòu)焊接材料選擇

大型橋式起重機(jī)主體材料為Q355B，該材料為低合金高強(qiáng)鋼，其化學(xué)成分及力學(xué)性能見(jiàn)表1。根據(jù)其化學(xué)成分及性能選擇與之匹配的焊接材料，在結(jié)構(gòu)制造過(guò)程中用到兩種焊接方法，即熔化極氣體保護(hù)焊和埋弧焊。熔化極氣體保護(hù)焊絲為φ1.2mm的ER50-6，埋弧焊焊絲為φ4.0mm的H08MnA和焊劑SJ101，其化學(xué)成分及力學(xué)性能見(jiàn)表1。

圖3 主梁主要焊縫及接頭形式

4 主腹板裝焊對(duì)上拱的影響

4.1 情況描述

大型橋式起重機(jī)在生產(chǎn)中以主腹板作為基準(zhǔn)進(jìn)行筋板、上蓋板及副腹板的裝配，主腹板的上拱值變化對(duì)整個(gè)梁的上拱的精確控制有重要影響，因此進(jìn)行定量分析，掌握其變化規(guī)律是很有必要的。大型橋式起重機(jī)裝配基準(zhǔn)是由主腹板和T型鋼組成，稱其為基準(zhǔn)腹板，其中主腹板帶有預(yù)制的上拱值，T型鋼無(wú)預(yù)制上拱，保持供貨狀態(tài)。故拼裝基準(zhǔn)腹板時(shí)需要施加外力將有上拱的主腹板與順直的T型鋼定位焊，然后再進(jìn)行焊接。由強(qiáng)制裝配引起主腹板與T型鋼的協(xié)調(diào)變形會(huì)導(dǎo)致腹板上拱值有所變化，而主腹板與T型鋼的焊接過(guò)程也會(huì)對(duì)其上拱值有重要影響[1]。因此，應(yīng)對(duì)裝配與焊接全過(guò)程進(jìn)行數(shù)值分析。

裝配后基準(zhǔn)腹板的上拱由以下兩方面組成。

1）強(qiáng)制裝配引起主腹板與T型鋼的協(xié)調(diào)變形（見(jiàn)圖4a）。

2）主腹板與T型鋼的焊接過(guò)程引起的上拱變化（見(jiàn)圖4b）。

表1 Q355B焊材化學(xué)成分及力學(xué)性能

圖4 主腹板與T型鋼裝配上拱變化

4.2 模擬計(jì)算

用商用軟件對(duì)變形問(wèn)題進(jìn)行有限元分析，既考慮了主腹板與T型鋼定位焊裝配時(shí)由于反彈引起的上拱變化，又對(duì)整個(gè)裝配過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬。

1）裝配過(guò)程可以認(rèn)為是一個(gè)沒(méi)有熱作用的彈塑性過(guò)程，利用彈塑性力學(xué)的變形原理，可得出與結(jié)構(gòu)有關(guān)的剛度參量是決定上拱變化的主要因素，該參量越大，定位焊裝配引起的變形越小。通過(guò)有限元分析得出T型鋼和下部腹板的剛度參量，從而可以計(jì)算出由于裝配反彈引起的上拱變化。

2）焊接過(guò)程的殘余上拱變形是由固有應(yīng)變引起的焊接收縮力產(chǎn)生的，通過(guò)模擬計(jì)算給定工藝條件下的焊接收縮力及該結(jié)構(gòu)的剛度參量，即可得出殘余上拱變形。主腹板與T型鋼焊接采用埋弧焊，焊接參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 焊接參數(shù)

4.3 結(jié)果及分析

（1）定位焊裝配引起的反彈變形 通過(guò)有限元建模和分析剛度參量值見(jiàn)表3。

表3 剛度參量值

由表3可見(jiàn)，T型鋼的剛度參量遠(yuǎn)小于主腹板的剛度參量，通過(guò)彈性力學(xué)計(jì)算，得到定位焊后的上拱值為預(yù)制值的0.999，因此定位焊對(duì)上拱幾乎沒(méi)有影響，如圖5所示。

圖5 T型鋼與主腹板定位焊前后上拱對(duì)比

（2）焊接引起的上拱變化 通過(guò)計(jì)算可得在給定焊接工藝條件下焊接收縮力為4.986×105N，相應(yīng)的彈性系數(shù)為1.904×108N/m，故可得焊接過(guò)程使上拱減小值約為2.62mm，如圖6所示。

綜上所述，T型鋼與主腹板的焊接使上拱減小2.62mm ，并基本由焊接引起。

圖6 T型鋼與主腹板焊接前后上拱對(duì)比

4.4 實(shí)際跟蹤結(jié)果及分析

依據(jù)多年的實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)并參考模擬數(shù)據(jù)對(duì)在制的3臺(tái)車（1#、2#、3#）先預(yù)制上拱，并在制造過(guò)程中進(jìn)行實(shí)際跟蹤記錄，具體數(shù)據(jù)見(jiàn)表4。

根據(jù)表4實(shí)際跟蹤數(shù)據(jù)分析，除1#制作過(guò)程進(jìn)行火焰矯正的數(shù)值有偏差外，其他數(shù)據(jù)都和模擬分析基本一致。

5 主梁主焊縫焊接對(duì)上拱的影響

（1）主梁主焊縫焊接有限元模擬數(shù)據(jù) 主梁的主焊縫布置如圖7所示，為了研究主梁主焊縫焊接對(duì)上拱的影響，分別對(duì)主腹板與筋板、副腹板與筋板、上蓋板與T型鋼、下蓋板與主副腹板的焊接對(duì)上拱的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬，見(jiàn)表5。

圖7 主梁的主焊縫布置

（2）主梁焊縫焊接順序有限元模擬數(shù)據(jù) 為了研究焊接順序?qū)ι瞎暗挠绊?，分別計(jì)算了同一工序中不同焊接順序?qū)ι瞎霸斐傻挠绊?，有限元模擬了腹板上的橫向槽鋼從上往下焊和從下往上焊的上拱值變化，以及4條主焊縫（焊縫1～4見(jiàn)圖3）從上往下焊和從下往上焊的上拱值變化，見(jiàn)表6。

表4 主腹板與T型鋼裝焊后上拱值 （mm）

表5 主梁的主焊縫焊后上拱值變化值 （mm）

1）表6中主焊縫的焊接順序如圖7所示，從下往上焊為：焊縫1→焊縫2→焊縫3→焊縫4；從上往下焊為：焊縫4→焊縫3→焊縫2→焊縫1。

2）表6中腹板上橫向槽鋼的焊接順序如圖8所示，從上往下焊為：槽鋼1→槽鋼2→槽鋼3；從下往上焊為：槽鋼3→槽鋼2→槽鋼1。

圖8 加強(qiáng)槽鋼焊接順序

綜合以上所測(cè)數(shù)據(jù)分析得出以下結(jié)論。

1）主焊縫只有上蓋板與T型鋼焊接，上蓋板與副腹板焊接使上拱減小，其余工序均使上拱增加，產(chǎn)生這種結(jié)果的原因如下：首先焊接變形是由于焊接在加熱與冷卻過(guò)程中產(chǎn)生的收縮力與腹板、蓋板、筋板等組成的整體結(jié)構(gòu)剛性綜合作用的結(jié)果，由于上蓋板與T型鋼、上蓋板與副腹板的焊縫位于主梁慣性矩中性軸上方，故綜合作用導(dǎo)致上拱減??；下蓋板與腹板焊縫，主、副腹板與筋板的焊縫全部或大部分在主梁慣性矩中性軸的下方，故綜合作用導(dǎo)致上拱略增加。

2）主焊縫以及橫向槽鋼的焊接過(guò)程中總體使上拱增大，按從下往上的焊接順序增加量略大于從上往下的焊接順序增加量。主要原因是槽鋼1位于主梁慣性矩中性軸上方，槽鋼1焊接使上拱值減小，槽鋼2、槽鋼3位于主梁慣性矩中性軸下方，槽鋼2、槽鋼3焊接使上拱值增加[2]。采用從上往下的焊接順序時(shí)，由于下部未焊，結(jié)構(gòu)處于相對(duì)自由狀態(tài)，槽鋼1使上拱值減小值比從下往上焊略大一點(diǎn)，而槽鋼2、3焊接使上拱值增加值比從下往上焊略小一點(diǎn)。

6 主梁上拱值實(shí)際跟蹤數(shù)據(jù)

在模擬結(jié)果指導(dǎo)下，對(duì)3臺(tái)設(shè)備主梁上拱值進(jìn)行了實(shí)際跟蹤記錄，見(jiàn)表7、表8。

從表7、表8數(shù)據(jù)可以看出，產(chǎn)品跟蹤實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和模擬計(jì)算的數(shù)值基本偏差不大，基本在1mm內(nèi)。

通過(guò)對(duì)大型橋式起重機(jī)主梁上拱模擬及跟蹤，在制的6臺(tái)同類型的設(shè)備，僅第一臺(tái)主梁2由于T型鋼焊后垂直度超差進(jìn)行了火焰矯正，其他主梁都通過(guò)制造過(guò)程監(jiān)測(cè)和控制，最終上拱值在跨距的（1.1～1.37）/1000，起重機(jī)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求上拱值在跨距的（0.9～1.4）/1000，完全符合標(biāo)準(zhǔn)要求。

表6 不同焊接順序焊接后的上拱值變化 （mm）

表7 主梁的主焊縫焊后上拱變化值 （mm）

表8 主梁的主焊縫焊后上拱值 （mm）

7 結(jié)束語(yǔ)

1）大型橋式起重機(jī)主梁上拱的影響因素復(fù)雜，其中包括T型鋼與主腹板裝焊、主腹板與筋板的焊接、副腹板與筋板的焊接、上蓋板與T型鋼的焊接、下蓋板與主副腹板的焊接等主焊縫的焊接都對(duì)上拱值有一定影響。

2）主梁主焊縫的焊接順序以及腹板上橫向槽鋼的焊接順序都會(huì)對(duì)上拱造成一定的影響。

3）研究的所有因素中只有T型鋼與主腹板的焊接、T型鋼與上蓋板的焊接、上蓋板與副腹板的焊接使上拱值減小，其他都使上拱值增加。

4）據(jù)以上數(shù)據(jù)合計(jì)，以從下往上焊順序，主腹板上拱增加0.4151m m，副腹板上拱增加3.5558mm；以從上往下焊順序，主腹板上拱減少0.0831mm，副腹板上拱增加3.1341mm；故主腹板預(yù)制上拱時(shí)應(yīng)比副腹板大3mm。

5）通過(guò)對(duì)大型橋式起重機(jī)主梁的上拱影響因素的模擬和實(shí)際跟蹤比對(duì)，對(duì)制造過(guò)程中上拱的影響有了定量認(rèn)識(shí)，可以為同類型起重機(jī)制造過(guò)程中上拱預(yù)制和過(guò)程控制提供理論依據(jù)。