張可榮 ， 郭桂芳 ， 馮少源 ， 屈 兵 ， 王慶陽

（1.西藏民族大學信息工程學院，陜西 咸陽 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，具有高強度、高耐壓、高可靠等特征的大型設(shè)備已經(jīng)越來越多地應(yīng)用到工業(yè)生產(chǎn)中。而其中的大型厚壁結(jié)構(gòu)，比如壓縮機機殼，若改用拼焊工藝代替原來的一體化鑄造工藝，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]。

但在實際生產(chǎn)中，大型壓縮機機殼的鑄改焊工藝對焊接質(zhì)量的要求很高，而厚壁構(gòu)件在多層多道焊過程中因拘束度過大、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，機殼的徑向膨脹/收縮量將直接決定壓縮機的密封性及其性能指標，并嚴重影響著后續(xù)內(nèi)部零部件的尺寸公差。而機殼沿軸向的角變形與軸向收縮量，將直接決定上下機殼法蘭面的水平度及安裝尺寸公差，是機殼鑄改焊技術(shù)成功與否的關(guān)鍵影響因素之一。

針對機殼的變形量對其主要技術(shù)指標的影響，一些學者進行了相關(guān)的研究與分析[4-5]，對比研究中數(shù)值計算與試驗方法的分析結(jié)果可知，采用彈塑性有限元數(shù)值分析，可較好地模擬出機殼的三向應(yīng)力變形狀態(tài)，其計算精度與試驗結(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，利用三維模型進行了大型厚壁壓縮機機殼不同焊接順序下的三向變形規(guī)律數(shù)值研究。

1 機殼的外形結(jié)構(gòu)

本研究所涉及的壓縮機機殼由3 段拼焊而成，總長度為6.91 m，壁厚40 mm，如圖1 所示，所開坡口為X型雙面坡口。

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

表1 材料性能參數(shù)（機殼與焊縫）

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

模型所用熱力學參數(shù)中的“應(yīng)變硬化模量ET”取值，根據(jù)經(jīng)驗值，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

因計算過程為預(yù)測過程，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，并保持一特定時間t進行加載[7]。假設(shè)焊道總長為Lh，焊速為v，熱源功率為Q，則單位長度焊道的熱輸入Qs可表示為：

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

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

t0＝0.25 s。

由此可見，單位長度焊道的焊接時間也就是加載時間，僅是焊速的函數(shù)，與焊縫長度無關(guān)。

假設(shè)熱輸入溫度為T，單位時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[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。則通過計算可知，在給定工藝參數(shù)下：

T＝1 500 ℃。

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

圖2 熱輸入模型及其作用時間

4 機殼拼接計算

4.1 有限元模型的建立

機殼由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，一般在施工過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。

因為相比于機殼，焊縫的尺寸實在過于微小，如仍按實際焊接道數(shù)進行模擬，不僅浪費時間而且并無意義。因此，課題組將焊縫簡化為4 道（單面）進行后續(xù)計算，焊縫布置及網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 簡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體模型，圖4（b）表示有限元模型。有限元模型共包含42 071 個節(jié)點和81 607 個單元，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 外殼板焊接實體模型和有限元模型

4.2 焊接順序?qū)C殼應(yīng)力變形的影響

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

從圖中可看出，采用交替焊接后，機殼產(chǎn)生了徑向收縮，峰值約為1.8 mm，但比起機殼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。這顯然是因為內(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 機殼接頭兩種焊接順序徑向膨脹收縮對比

圖6 所示為采用兩種焊接順序時，機殼接頭的軸向伸長/縮短量對比，這主要是金屬受熱后的焊縫收縮與剛性拘束導致的。

圖6 機殼接頭兩種焊接順序軸向變形對比

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，因為焊接中拘束度很大，因此整體變形量均小于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，同時焊縫部位會產(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較小，因此，對于企業(yè)通常采用的先外后內(nèi)焊接方式是合適的。

4）根據(jù)與實際施工結(jié)論對比，可知數(shù)值計算變形量略低，原因可能為熱輸入過于保守。