焊接順序對大型容器方形法蘭焊接變形的影響

趙智力 王鵬 劉鑫 王敏

摘 要：針對大型容器升高座方形法蘭結構的焊接變形問題，結合焊接過程的仿真計算結果，分析了變形的性質及發(fā)生機理，考察了焊接順序對變形的影響，結果表明：法蘭盤與立向壁板之間的大尺寸角焊縫焊后因焊縫表面的橫向收縮遠大于焊根而發(fā)生明顯的角變形;同時又因該角焊縫偏離結構中性軸、并位于中性軸的下方，因而法蘭呈現(xiàn)上凸的撓曲變形;法蘭的變形是角變形和撓曲變形綜合作用的結果。法蘭的平面度決定容器泄漏情況，長度中心焊至寬度中心的對稱焊順序下的法蘭平面度最小，約為1.8mm，為寬度中心焊至長度中心對稱焊的53%。

關鍵詞：焊接順序;方形法蘭;角焊縫;角變形;撓曲變形

DOI：10.15938/j.jhust.2019.04.015

中圖分類號： TG 404

文獻標志碼： A

文章編號： 1007-2683（2019）04-0089-05

Abstract：Aiming at the welding deformation problem of the rectangular flange of large container raised seat， the property and mechanism of the deformation were analyzed in combination with the simulation result of the welding process， and the influence of the welding sequence on the deformation was investigated. The results showed that the transverse shrinkage of the surface of the large-size fillet weld between the flange and the vertical wall plates is much larger than that of weld root， and the obvious angular deformation is caused; Meanwhile， because the fillet weld deviated from the structural neutral axis and located below the neutral axis， so the flange exhibited a upward convex flexure deformation. The deformation of flange welding structure is the result of the combined action of angular deformation and flexural deformation. The flange flatness determines the leakage state of the container. The flange flatness is the smallest （ about 1.8 mm） under the symmetrical welding sequence from the length center welding to the width center， which is 53% of the symmetrical welding sequence from the width center welding to the length center.

Keywords：Welding sequence; Square flange; Fillet welds; Angular deformation; Flexural deformation

0 引 言

在大型容器制造過程中，往往因各種需要而設置不同形狀的開口和法蘭，其中帶有升高座的方形法蘭-板殼結構通常因法蘭尺寸大、連接壁板板厚尺寸相對較小而導致結構剛度較低，在焊接過程中的不均勻加熱和冷卻、各區(qū)域不協(xié)調的塑性變形的驅動下形，將影響結構尺寸精度，使結構之間裝配困難[3]，如果勉強裝配會產(chǎn)生超過容許限度的裝配應力而減弱結構承受能力[4-7]。

通常減小結構焊接變形量的方法有調整焊接順序、優(yōu)化結構、改變熱輸入或者加強焊件約束等[8，9]，相對其他可以減小焊接變形量的方法，調整焊接順序在實際生產(chǎn)中具有簡單易行，成本低廉等優(yōu)點[10]。同時焊接過程中，焊接順序是影響結構件焊接變形重要因素之一，優(yōu)化焊接順序可有效地控制焊接變形[11-17]，因此預測不同焊接順序下結構件的變形，對于焊接結構的完整性設計和制造工藝方法的選擇有著重要意義[18-20]。

本文采用Marc有限元軟件對大型容器升高座方形法蘭-板殼結構三種不同焊接順序下結構的焊接變形情況進行仿真計算，研究容器帶升高座的方形法蘭-板殼結構的焊接變形性質和焊接順序對結構焊接變形的影響趨勢。

1 有限元模型的建立

考慮到結構的焊接組裝順序是：先焊接法蘭盤和升高座立向壁板之間的外側角焊縫、且該焊縫焊后變形立即出現(xiàn)，后續(xù)立向壁板焊到下方容器上的角焊縫以及其他輔助焊縫焊后上述變形并未得到矯正和減小。鑒于上述實際生產(chǎn)狀況，為有效簡化結構、減小計算量，建模時處理為只考察第一道焊接工序、即法蘭盤和升高座立向壁板之間的焊接即可。方形法蘭盤尺寸為5360mm×1360mm×40mm，立向壁板長度方向尺寸為4920mm×185mm×10mm、寬度方向尺寸為920mm×185mm×10mm，考慮到結構的對稱性，取其1/4結構建模，結構的幾何模型見圖1（a），單焊道未焊透角焊縫的焊腳尺寸為8mm;圖1（b）為局部放大的有限元模型，網(wǎng)格數(shù)量41022，最小單元尺寸為2.0mm。

方形法蘭-板殼結構采用的材料為Q235A鋼板，其焊接熱過程仿真采用的材料熱物理性能和力學性能參數(shù)見表1。

2 結果及分析

2.1 寬度中心至長度中心的對稱焊順序

圖2為由方形法蘭的寬度中心焊接到長度中心的對稱焊焊接順序下、焊接至50步時的焊接溫度場和應力場分布情況?？梢钥闯觯附舆^程中焊縫區(qū)溫度超過材料熔點、且峰值焊接應力接近Q235A材料的常溫屈服強度值。

2.3 法蘭拐角焊至長度/寬度中心的對稱焊順序

圖6為由方形法蘭直角拐角位置分別焊至其長度中心和寬度中心的焊接順序情況下、焊后冷卻至室溫且卡具卸掉后結構的焊接變形情況（變形放大15倍）。由圖6（a）、圖 6（b）可以看出，方形法蘭長度方向的角變形量略小于寬度方向，且長度方向上法蘭盤內側的豎直位移大于法蘭盤外側的豎直位移，同時法蘭盤長度中心附近的較大區(qū)域呈現(xiàn)正向撓曲豎直位移峰值，故法蘭盤整體呈上凸的變形趨勢，且方形法蘭盤表面在長度方向有輕微的扭曲變形趨勢。該焊接順序下法蘭的平面度為2.34mm。

3種對稱焊焊接順序下的測試結果與仿真計算結果趨勢相符，一致性較好。其中由寬度中心焊至長度中心情況的立向壁板角變形位移最小，但撓曲變形起決定作用的法蘭盤平面度指標最差;而長度中心焊至寬度中心情況的立向壁板發(fā)生角變形位移最大，特別是法蘭長度方向，但撓曲變形起決定作用的法蘭盤平面度指標最小。由法蘭直角位置分別焊至長度/寬度中心焊接順序的立向壁板的角變形位移和法蘭盤的平面度指標均居于前兩種焊接順序之間。

三者之中長度中心焊至寬度中心的對稱焊焊接順序，對法蘭后續(xù)裝配及介質泄漏量的控制上具有優(yōu)勢。

3 結 論

1）方形法蘭板殼結構的焊接變形是角變形和撓曲變形綜合作用的結果，前者因角焊縫表面和焊根焊后橫向收縮的差異引起，后者因角焊縫未處于中性軸上、焊后縱向收縮產(chǎn)生偏心力矩引起。

2）由長度中心焊至寬度中心的對稱焊順序下決定泄漏量的法蘭平面度指標最小，約為1.8mm，為寬度中心焊至長度中心對稱焊的53%。

參 考 文 獻：

[1] 孟吉登. 船用鋼板焊接應力變形的數(shù)值模擬與研究[D]. 江蘇大學， 2014.

[2] 閆德俊， 劉雪松， 周廣濤， 等. 大型底板結構焊接順序控制變形數(shù)值分析[J]. 焊接學報， 2009， 30（6）：55.

[3] 王陽. 大型復雜船體結構焊接變形分析方法的研究及應用[D]. 上海交通大學， 2015.

[4] 哈爾濱工業(yè)大學 田錫唐. 焊接結構[M]. 機械工業(yè)出版社， 1982.

[5] 周廣濤， 劉雪松， 閆德俊，等. 頂板焊接順序優(yōu)化減小焊接變形的預測[J]. 焊接學報， 2009， 30（9）：109.

[6] 張志英， 江志斌， 虞成全. 造船（中鋼板）焊接變形的自動火焰矯正工藝系統(tǒng)[J]. 機械工程學報， 2006， 42（1）：196.

[7] 薛忠明， 曲文卿， 柴鵬，等. 焊接變形預測技術研究進展[J]. 焊接學報， 2003， 24（3）：87.

[8] 庫茲米諾夫 CA.船體結構的焊接變形[M]. 國防工業(yè)出版社， 1978.

[9] 李球.高速列車轉向架焊接質量分析及控制方法研究[D].大連交通大學， 2008.

[10]周燕妮，孫智.焊接順序對焊接殘余應力的影響[J].焊接， 2011（12）：12.

[11]汪洪峰，王立濤，張光勝，等.門座式起重機焊接件疲勞破壞的成因及其修復、維護措施[J]. 焊接技術， 2006， 35（4）：16.

[12]尚英齊，陳芙蓉，范文學，等.7A52鋁合金及其焊接接頭沖擊韌性研究[J].焊接技術，2012，41（10）：7.

[13]張利國，姬書得，方洪淵，等.分段焊的焊接順序T形接頭殘余應力場的影響[J].焊接學報，2006，27（12）：109.

[14]BROWN S. SONG H. Finite Element Simulation of Welding of Large Structure [J]. Journal of Engineering for Industry Transactions of ASME， 1992， 114（4）： 441.

[15]謝智華.鋼橋主桁箱形梁焊接工藝及對其變形的控制[J]. 焊接， 1999（9）：25.

[16]CAI Z， ZHAO H. Efficient Finite Element Approach for Modelling of Actual Welded Structures[J]. Science & Technology of Welding & Joining， 2013， 8（3）：195.

[17]姬書得，方洪淵，劉雪松，等.基于串狀熱源的手工擺焊應力場的數(shù)值模擬[J].焊接學報，2005，26（5）：46.

[18]李敬東.選擇合理的焊接順序是制定焊接工藝的關鍵[J].內蒙古水利， 2002（4）：116.

[19]崔曉芳， 岳紅杰， 兆文忠，等. 高速機車構架側梁的焊接順序[J]. 焊接學報， 2006， 27（1）：101.

[20]YI H J， KIM J Y， YOON J H， et al. Investigations on Welding Residual Stress and Distortion in a Cylinder Assembly by Means of a 3D Finite Element Method and Experiments[J]. Journal of Mechanical Science and Technology， 2011， 25（12）：3185.

（編輯：關 毅）