焊接順序對牙輪鉆頭牙掌焊接質量的影響*

吳澤兵 趙海超 郭龍龍 周珂飛 張文超

(西安石油大學機械工程學院)

0 引 言

牙輪鉆頭包括牙掌、牙輪、軸承、水眼和儲油密封補償系統等部分，由3組裝有牙輪的牙掌直接焊接而成[1-2]。然而焊件由于電弧作用的溫度分布不均勻，局部被加熱至熔點溫度以上，在焊縫和母材處形成很大的溫度梯度，冷卻過程中，在應力的作用下導致零件產生收縮變形。焊接變形是影響焊接結構質量和生產率的主要因素之一，其不僅影響著焊接結構的制造過程，而且影響著焊接結構的壽命和性能[3]。牙掌焊接過程中焊接坡口為U形，雖然U形坡口可以提高工件的連接強度、更恰當地調節熔合比，但易產生較大的殘余應力和變形，這對牙輪鉆頭的尺寸和質量有較大的影響[4-5]。

優化焊接順序可以在一定程度上減小多層多道焊的焊接變形和殘余應力；制定合理的焊接順序是保證焊接質量、減小殘余應力和變形的重要措施。各學者及相關人士針對多種焊接接頭和焊接工藝(包括多層多道焊)進行了大量研究[6-12]。然而，在牙輪鉆頭焊接方面還存在很大的空白，有關牙掌焊接順序優化的研究更是屈指可數。為此，本文基于熱、彈-塑性理論，結合ABAQUS軟件對牙輪鉆頭牙掌焊接的焊接順序進行優化，分析了包括原工藝的3種焊接順序對焊后殘余應力及變形的影響。所得結論有助于鉆頭焊接過程中準確控制鉆頭幾何參數。

1 焊接有限元模型建立

1.1 模型建立

試驗采用焊條電弧焊，焊絲牌號為E5016，焊前預熱至100 ℃，電流220～280 A，電壓24～27 V，焊接速度4 mm/s。

本文所用鉆頭模型由Creo軟件完成繪制，連接螺紋頂端壁厚30 mm、長度90 mm，臺肩至噴嘴座高度約70 mm。牙掌焊接共2種焊縫類型，共6道焊縫，包括3個外圓焊縫和3個水平焊縫，焊縫均為4層。外圓焊縫均為梯形坡口，其中前半部分由2部分組成：一部分為具有一定傾角的焊縫，單個牙掌坡口開放角度15°，長度約90 mm；另一部分為刀具切削退出留下的弧形焊縫，半徑60 mm。后半部分與螺紋部分焊縫相同。水平焊縫為45°的V形坡口，高度8 mm。在焊接有限元分析中，為了降低網格劃分難度并提高計算效率，對模型進行簡化，如圖1a所示，刪除對仿真結果無影響的牙輪及相關零件，刪除對仿真結果影響較小的噴嘴、螺紋、儲油裝置及部分零件倒角。

如圖1b所示，利用專業網格劃分軟件Hypermesh對幾何模型進行幾何清理，重建模型中存在的尖角、重面以及不影響計算的結構，然后進行網格劃分。網格的精細程度直接影響結果的精確度，但網格越小，數量越多，所需仿真時間越長，對計算機要求越高。因此，在焊縫區域及熱影響區使用較細密的網格，適當增大遠離焊縫處及掌背區域網格尺寸。為了精確模擬焊接過程中的溫度梯度，全部使用六面體八節點單元，其中溫度場仿真單元類型為DC3D8，應力場仿真單元類型為C3D8R。網格總數量233 910，節點數251 961。

圖1 牙輪鉆頭牙掌焊接三維模型和有限元模型

1.2 材料屬性

焊接所使用的參數為隨溫度變化的材料屬性參數。試驗所用牙掌材料為20CrNiMo，其在高溫條件下的熱物理性能鮮有研究[13]。因此，本文采用材料性能模擬軟件Jmatpro對焊材在不同溫度下的物理性能和力學性能進行計算。該軟件計算材料性能的準確性已經在一些文獻里給出了相應的驗證試驗[14-15]。20CrNiMo材料各元素的質量分數如表1所示，隨溫度變化的熱物理參數與力學特性參數如表2所示。

表1 20CrNiMo材料各元素質量分數 %

表2 20CrNiMo材料性能參數

1.3 熱源模型

三牙輪鉆頭牙掌焊縫為多層多道焊，采用雙橢球熱源模型能更好地表達熔池行為與溫度場，其前、后熱流密度方程[16]分別如式(1)和式(2)所示。

(1)

(2)

式中：qf(x,y,z)、qr(x,y,z)分別為前、后半橢球的熱流密度；Q為熱輸入率，W；ff、fr分別為前、后橢球能量分布系數，ff+fr=2；a為橢球深度，m；bf、br為橢球長度，m；c為橢球寬度，m。

熱源與工件在各焊道路徑存在一定的夾角θ(0°<θ<90°)，為了推導旋轉后的熱源公式，基于坐標變換的思想(見圖2)，將原坐標系o(x,y,z)平移到熱源中心處，得到o′(x′,y′,z′)；然后將o′(x′,y′,z′)繞y軸旋轉一定角度γ，使z′與焊條軸線重合，得到新的坐標系o″(x″,y″,z″)。坐標系之間的關系式為[17]：

圖2 坐標系轉換示意圖

(3)

(4)

將式(3)和式(4)代入熱源方程，可得熱源方程：

(5)

(6)

1.4 模型有效性驗證

X.FICQUET等[18-19]在單焊縫試驗中測量了焊縫中部的熱電偶響應，對比了溫度場仿真結果與試驗結果。為驗證本文建模方法的有效性，建立了與X.FICQUET等試驗完全相同的模型。有限元模型剖分圖及尺寸如圖3所示。熱物理參數取值與文獻[18]一致。

圖3 有限元模型剖分圖及尺寸

在本文有限元仿真結果中提取了圖3中點A(8, 1.16, 30)和點B(11.5, 1.26, 30)的溫度變化，并與文獻[18]熱電偶測量的溫度進行對比，如圖4a所示。對比結果表明，兩者溫度曲線趨勢基本一致，在升溫過程、峰值區域以及冷卻速度等方面非常接近。如圖4b所示，將文獻[18]中焊縫截面形貌與本文溫度場模擬結果進行對比。

圖4 溫度場驗證結果

結果顯示，1 673 K等溫線與熔池邊界、固-液混合區和熱影響區非常接近。因此，本文溫度場所使用的建模方法合理，能夠準確地反映焊接過程中的溫度場分布和演變。

文中還使用中子衍射法測量了焊材中心線處的縱向殘余應力。圖5為沿軸線D的縱向殘余應力和文獻[18]中測量值的對比。

圖5 應力場驗證結果

由圖5可以看出，當忽略焊縫始端因應力梯度大引入的較大誤差時，其變化趨勢基本一致。對于焊縫處的殘余應力測量值波動，可能是熔合區顯微組織的局部變化導致測量數據有較大的變化。測量值偏高是由于在殘余應力偏高側設置了防止焊材發生剛性位移的約束。因此，本文應力場所使用的建模方法合理，能夠準確地反映焊接以后的應力分布和變形。

2 焊接方案

由于牙輪鉆頭整體結構為上端小、下端大的類錐形結構，不能通過焊接換向的方式布置焊接順序，所以相較于某鉆頭廠原工藝方案(見圖6a)，從螺紋上端引弧，經連接螺紋、臺肩到外圓焊縫下端結束工步①，再繼續焊接相同2個牙掌之間的水平焊縫完成工步②，布置了新的焊接順序方案一，如圖6b所示。方案一對原工藝的工步①未做改動，而是將每層全部外圓焊縫作為首要焊接工步，即在完成工步①后，繼續進行第2道焊縫的第1層，同樣從螺紋上端引弧，待第3道焊縫第1層焊接完成后，冷卻1 800 s，再進行水平焊縫的焊接，其順序仍從第1道焊縫開始，同上述工步，直至第3道第4層焊縫焊接結束并冷卻5 400 s，完成整個牙輪鉆頭的焊接。

如圖6c所示,方案二考慮到水平焊縫沒有點焊連接牙掌，可能會由于外圓焊縫的長時間熱源加載與卸載，導致牙輪鉆頭掌背的較大變形，所以改變了2個牙掌之間的焊接工步，即先焊接原工藝的工步②，再焊接原工藝的工步①；其余的2道焊縫也執行同樣的操作，且冷卻的時間間隔和時長依舊不變。

圖6 焊接順序方案編號

3 結果分析

3.1 溫度場分析

由圖6可知，所設計的焊接方案并未改變焊接方向，且每兩層焊縫之間有足夠的冷卻時間確保焊件冷卻至室溫。因此，本文僅分析一種工藝下的仿真溫度場。

圖7展示了2個牙掌的外圓焊縫第1～4層熔池狀態穩定后的焊縫截面形貌。其余2道焊縫與之相同，僅存在母材起始溫度的差異。

圖7 牙掌縱向焊縫穩定后熔池形貌

由圖7可以看出，焊縫各層熔池寬度均大于對應位置的焊縫寬度(1 699 K為材料20CrNiMo的熔點)，焊材與母材熔合較好；第2～4層熔池深度大于焊縫高度，與前一層焊縫也能較好地熔合。

3.2 應力場分析

圖8為不同焊接方案下的Von Mises應力云圖。由圖8a可以看出，牙輪鉆頭牙掌焊接應力在焊縫及焊縫附近明顯大于掌背部分，最大達到593 MPa，其原因在于螺紋部分有焊縫進行約束，高溫焊縫區域在冷卻過程中受到周圍構件的影響，形成了較大的應力；而掌背部分自由度較高，在應力超過材料屈服極限時發生塑性變形，相當大一部分應力進行了釋放。在水平焊縫區域，焊縫應力主要集中在收弧端，可能原因為3道焊縫均在同一個區域完成收弧，對該區域進行了多次的熱源加載，使其應力較大。

由圖8b和圖8c可以看出，改變不同的焊接順序對應力的最大值有較小的影響，對最小值有較大的影響。但最大幅值的分布區域差異明顯，尤其在水平焊縫區域，方案一在存在更大的應力。這是因為方案一連續焊接水平焊縫，該區域獲得了更多的熱量和較大的熱累積。對比圖8可以看出，方案二不論從應力最大值和最小值方面，還是從應力幅值分布區域方面，均為最優方案。

圖8 不同焊接方案下的Von Mises應力云圖

4 變形分析

圖9為牙輪鉆頭牙掌焊接后的等效位移云圖。由圖9可知，原工藝和2種焊接順序焊接結束后變形量最大區域均是3個掌尖，而且左側牙掌相較于其他2個牙掌變形略大，原因可能是左側牙掌夾在前2道焊縫之間，有連續的應變累積，而由于螺紋頂端的約束作用位移較小。從圖9還可以看出，改變焊接順序對焊接變形總位移的趨勢和最大值幾乎沒有影響，但對三個牙掌掌尖的優化顯而易見，如圖9b所示，方案一變形最大的左側牙掌掌尖變形區間為2.373～2.610 mm，右側2個牙掌掌尖變形區間為1.663～1.900 mm；而方案二中變形最大的牙掌掌尖變形區間為1.832～2.060 mm，右下部分牙掌掌尖變形區間為1.377～1.605 mm，右上部分牙掌掌尖變形區間為0.921～1.149 mm。

圖9 不同焊接順序等效位移云圖

為了研究焊后變形對牙輪鉆頭直徑的影響，分析了3個牙掌軸頸面中心點處位移。圖10為位移節點選取示意圖。各節點距掌尖44.35 mm，距兩側分別約45 mm。用該節點位移近似表示軸頸面的位移，以確定焊后位移對牙輪鉆頭幾何尺寸的影響。

圖10 位移節點選取示意圖

提取如圖10所示的3個軸頸面中心節點的各方向位移，結果如圖11所示。由圖11b可以看出，Y方向上軸頸面中心節點的位移較小，因此忽略Y方向上變形對牙輪鉆頭牙掌焊接的影響，僅分析原工藝和2種不同焊接順序下X方向、Z方向和總的等效位移。

由圖11c可知，在已有的焊接方案中，改變焊接順序對節點3的變形影響最大，從原工藝的-1.13 mm減小至方案二的-0.45 mm，而節點1和節點2中方案一的變形均最大，位移分別為1.85 mm和-0.76 mm。因此，在X方向上軸頸面中心節點變形最小的是方案二。

由圖11d可以看出，對預測結果影響最大的是節點2，由原工藝的-1.16 mm降低至方案二的-0.83 mm，對節點1的影響最小，而節點3在方案一中變形最大。

圖11 不同焊接順序時軸頸面中心節點各方向位移

綜合等效位移分析，方案二對節點1的優化影響不大，由原工藝的1.48 mm降低至1.46 mm，方案一的變形最大達到1.92 mm。2種方案中結點3的變形反而增大，尤其是方案一節點3的變形較原工藝增加了20%，方案二中節點3的變形變化不大。然而，對于節點2，方案二的優化非常明顯，變形減小了35%，這將極大地減小整體變形對牙掌焊接的影響。

為了更加直觀地展現哪種方案對牙輪鉆頭牙掌焊接變形優化結果明顯，對每個節點X方向和Z方向上的變形根據三角函數關系求算術平方根，以計算每個軸頸面中心節點在鉆頭中心點處的偏移量。表3所示為原工藝和兩個焊接方案的中心節點偏移量計算結果。由表3可以看出，每個節點方案二的偏移量都最小，方案一中僅節點3比原工藝小，其余節點均比原工藝偏移量大。因此，在兩種不同焊接順序的方案中，選擇軸頸面中心節點變形最小的方案二，即先焊接水平焊縫，再焊接相同焊道的外圓焊縫。

表3 不同方案軸頸面中心節點偏移量 mm

5 結 論

(1)焊接順序對牙輪鉆頭牙掌焊接質量有一定影響，在等效應力幅值方面，先焊接外圓焊縫的方案一和原工藝相近，且方案一中高應力分布區域更大，而與原工藝焊接工步相反的方案二幅值最小；在應力分布區域上，方案二也呈現了優于其他方案的效果。

(2)在X方向上軸頸面中心節點變形最小的是方案二；對Z方向上位移影響最大的是節點2，對節點1和節點3的影響較小，節點3在方案一中變形最大。綜合等效位移，方案二對節點1的優化影響不大，2種方案中節點3變形反而增大，尤其是方案一節點3的變形較原工藝增加20%，然而對于節點2，方案二的優化非常明顯，變形減小了35%。

(3)結合三角函數計算每個軸頸面中心點的偏移量可知，在已有的焊接順序中，先焊接水平焊縫的方案二為最佳焊接方案。