地板結(jié)構(gòu)焊接過程有限元分析及工序優(yōu)化

李樹棟，金文濤，宋雷雷，占小紅，趙文勇，張玉蓮，魏艷紅

（1.南京航空航天大學(xué)材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，江蘇南京210016；2.中車南京浦鎮(zhèn)車輛有限公司技術(shù)工程部，江蘇南京210031）

0 前言

地板結(jié)構(gòu)是軌道車輛底架結(jié)構(gòu)中重要的組成部件之一，其由多塊中空鋁合金型材拼焊而成。地板組焊過程易出現(xiàn)焊接變形，控制其組焊的焊接變形一直是軌道車輛地板生產(chǎn)環(huán)節(jié)中的關(guān)鍵問題[1]。傳統(tǒng)控制焊接變形的方法是通過多次地板組焊試驗以獲得合理的工裝預(yù)設(shè)撓度及焊接順序，整個過程費時耗力且成本極高，造成資源的很大浪費。隨著計算機技術(shù)及數(shù)值模擬理論的發(fā)展，采用有限元方法對軌道車輛車體結(jié)構(gòu)進行焊接過程模擬仿真，可以準確預(yù)測焊接過程、焊后應(yīng)力以及焊接變形變化和分布，并優(yōu)化焊接工藝參數(shù)及焊接工裝[2-4]。針對大型構(gòu)件焊接過程有限元分析，熱彈塑性和固有應(yīng)變（收縮應(yīng)變）是兩種主要的建模分析方法[5-6]。其中熱彈塑性法計算精度高，但計算效率低，收斂比較困難，固有應(yīng)變法雖然計算效率高，但計算精度不如熱彈塑性法。為解決傳統(tǒng)熱彈塑性法計算效率低的問題，陳建波[7]等人對大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)采用組合焊道，不同類型單元混合使用，以及增大時間步長的方式實現(xiàn)焊接變形和殘余應(yīng)力預(yù)測。熊超杰[8]以CRH3G動車組鋁合金地板為研究對象，采用殼-實體單元過渡的網(wǎng)格模型，以平均熱循環(huán)曲線作為焊接熱輸入實現(xiàn)了地板焊接變形的預(yù)測分析，但是該模型忽略了焊接熱源的空間移動效應(yīng)，因此不能準確反映實際焊接過程。

本文利用商用MARC軟件，建立基于“熱彈塑性法”的地板焊接過程有限元模型，采用熱力異步耦合，并行計算提高計算效率，研究焊后殘余應(yīng)力及焊接變形的分布規(guī)律，并基于超聲波法所測試的殘余應(yīng)力結(jié)果驗證所建立的熱力耦合模型。最后計算分析不同焊接順序下地板焊后殘余應(yīng)力和焊接變形分布，獲得最優(yōu)焊接順序，從而指導(dǎo)實際焊接生產(chǎn)。

1 地板結(jié)構(gòu)描述

實際地板結(jié)構(gòu)是典型的鋁合金長焊縫焊接結(jié)構(gòu)，如圖1所示，其長度為19908mm，寬度2430mm。在地板正反兩面各分布四條焊縫，焊縫長度與地板長度一致，且均為對接形式。8條焊縫焊接方法與焊接工藝參數(shù)完全一致，均采用MIG自動焊焊接方法，焊接電流212 A，焊接電壓23 V，焊接速度10 mm/s。地板結(jié)構(gòu)實際焊接時，采用對稱的焊接工序，即利用雙焊槍自動焊機從一位端到二位端先對外側(cè)兩條焊縫同時進行施焊，后對中間兩條焊縫同時施焊。

2 有限元模型的建立

為降低計算量，僅取地板結(jié)構(gòu)長度方向的1/8片段進行有限元建模分析，同時考慮地板實際焊接工序的對稱性，寬度方向取實際尺寸的1/2，并對焊縫依次命名為 FT1、FT2、FB1、FB2，如圖 1 所示。

圖1 地板幾何模型及焊縫分布Fig.1 Geometry model of the floor and the welds distribution map

2.1 網(wǎng)格劃分

圖2 地板結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分結(jié)果Fig.2 Meshing result of floor structure

2.2 材料模型

材料熱物理性能參數(shù)是有限元仿真的核心參數(shù)，在焊接過程中，熔池溫度梯度大，材料性能變化比較劇烈，若不考慮材料各項物性參數(shù)隨溫度的變化，模擬結(jié)果會存在較大偏差。地板鋁合金型材為Al6005A-T6，焊縫填充材料為ER5356，通過查閱文獻[9-10]、軟件計算以及線性外推的方式獲得其在常溫和高溫下的熱物理性能參數(shù)如圖3所示。此外，由于泊松比隨溫度變化幅度較小，計算模型中取0.33。

2.3 熱源模型

圖3 ER5356和Al6005A-T6熱物理性能參數(shù)Fig.3 Thermal physical properties of ER5356 and Al6005 A-T6

由于雙橢球熱源模型能夠很好地體現(xiàn)熔池頭短尾長的特征，也能反映熱源在熔深方向上的能量衰減分布，因此選用該模型描述實際電弧熱源。其熱流分布如圖4所示。

圖4 雙橢球熱源模型熱流分布Fig.4 Heat flow distribution of double ellipsoid heat source model

雙橢球熱源模型前半部分橢球內(nèi)熱流分布表達式為

后半部分橢球熱流分布表達式為

式中 ff、fr為前后橢球熱量分布函數(shù)，ff+fr=2；Q為焊接功率；af、ar為前后半橢球半軸；b為熔寬；c為熔深。

為確定模擬熱源參數(shù)，取與地板焊縫相對應(yīng)的典型標準對接接頭進行焊接試驗，試驗件尺寸為300 mm×150 mm×4 mm。隨后，將獲得的焊接接頭進行切割，打磨拋光獲得熔池形貌。模擬時不斷調(diào)整熱源參數(shù)，使模擬的熔池截面與實際焊縫形貌吻合，如圖5所示，最終確定的熱源參數(shù)如表1所示。

圖5 模擬與試驗熔池截面對比Fig.5 Comparison of Molten Pool Morphology between Simulation and Experiment

表1 模擬使用的熱源參數(shù)Table 1 Heat source parameters in simulation

2.4 力學(xué)邊界條件

在實際焊接過程中，工裝夾具的夾持與釋放會對焊后變形和殘余應(yīng)力產(chǎn)生較大影響。為了保證模擬精度，考慮實際夾具的夾持，并將其等效為位移約束，如圖6所示，地板兩端施加XZ向位移約束，左側(cè)施加YZ向位移約束，并在對稱面處施加Y向位移約束。焊接結(jié)束后，卸載XZ向和YZ向位移約束，保留對稱面約束。此外，為防止夾具釋放后結(jié)構(gòu)發(fā)生剛性位移，整個計算過程中還施加了兩個節(jié)點的X向位移約束和一個節(jié)點的Z向位移約束。

圖6 位移約束Fig.6 Displacement constraint diagram

3 計算結(jié)果分析及試驗驗證

為進一步提高計算效率，模型求解采用四核并行計算及啟用Marc軟件自身的傳遞控制功能。傳遞控制即熱學(xué)計算和力學(xué)計算的異步耦合，在本模型求解中，熱力異步耦合頻率為2，即每進行2步熱學(xué)計算，再進行1步力學(xué)計算。

3.1 計算結(jié)果分析

地板結(jié)構(gòu)焊后變形分布云圖如圖7所示，由于正反焊縫對稱，其變形云圖正反兩面一致?？梢钥闯?，由于地板夾具釋放后，外側(cè)邊緣約束度較小，發(fā)生了較大變形，最大變形量為5.8 mm。同樣在地板對稱面靠近二位端位置也發(fā)生了較大的變形，最大變形量約為5.0 mm。從外側(cè)邊緣向內(nèi)部，結(jié)構(gòu)約束度增大，變形程度降低，地板中部區(qū)域及對稱面靠近一位端位置焊接變形最小。

蟹肉中EPA和DHA含量均高于沿海六大地區(qū)三疣梭子蟹的[5]，其EPA+DHA占脂肪酸總量的比值（三級蟹：36.16%；二級蟹：34.04%；一級蟹：47.24%）顯著高于湯辰婧等[3]研究的不同月份下的中華絨螯蟹（10～12月份：11.96%～24.38%）和方兵等[23]研究的3～8月份南極鱗蝦的（23.23%～28.18%）比值，這說明中華絨螯蟹經(jīng)過囤養(yǎng)后其食用價值更高。

圖7 地板結(jié)構(gòu)夾具釋放后變形分布云圖（單位：mm）Fig.7 Contour of displacement after clamp release of floor（mm）

焊后地板結(jié)構(gòu)的等效殘余應(yīng)力分布如圖8所示?？梢钥闯?，在夾具釋放后，等效應(yīng)力主要集中在焊縫、熱影響區(qū)附近以及夾具夾持位置，且焊縫中心的等效殘余應(yīng)力最大，其值為186.4 MPa，達到了型材的屈服強度，使得焊縫位置發(fā)生了塑性變形。夾具夾持位置殘留了較大應(yīng)力，這是由于在焊接過程中，夾具約束度較大，夾持位置產(chǎn)生了較大的塑性變形所引起的。同時在沿焊縫方向上，其等效殘余應(yīng)力分布比較均勻。提取FT2焊縫中間一段位置平行和垂直焊縫方向上的等效殘余應(yīng)力，如圖9所示。由圖9可知，在平行于焊縫方向上，殘余應(yīng)力值較大，且波動較小，相對比較穩(wěn)定。而在垂直于焊縫方向上，距離焊縫中心越遠，等效殘余應(yīng)力值越小，應(yīng)力關(guān)于焊縫中心線近似對稱分布，且高應(yīng)力分布范圍約60 mm。

圖8 夾具釋放后等效殘余應(yīng)力分布（單位：MPa）Fig.8 Distribution of equivalent residual stress after clamp release of floor（MPa）

圖9 FT2平行與垂直焊縫方向等效應(yīng)力分布Fig.9 Distribution of equivalent stress parallel and perpendicular to FT2 welding direction

3.2 試驗驗證

采用超聲波法測量地板結(jié)構(gòu)焊后殘余應(yīng)力，測試位置為地板反面兩條長直焊縫中間位置，分別命名為DB1和DB2。每個測試位置分布10個測試點，測試點間距為10 mm，測試中心點位于焊縫中心線位置，測試方向垂直于焊縫方向，如圖10所示。

圖10 每個測試位置測試點分布示意Fig.10 Schematic diagram of test point distribution for each test area

由圖8、圖9可知，長直焊縫除起弧和收弧位置外，其附近殘余應(yīng)力沿焊縫長度方向分布比較均勻，應(yīng)力值波動較小，因此選擇模型中反面兩條焊縫中間位置計算結(jié)果與實際測量值進行對比。圖11a、11b分別為DB1測試位置模擬與試驗縱向和橫向殘余應(yīng)力值對比。由圖11a可知，縱向殘余應(yīng)力的試驗測量值呈現(xiàn)一定的波動規(guī)律，并經(jīng)歷了拉壓應(yīng)力的轉(zhuǎn)變。模擬結(jié)果總體變化趨勢與試驗相似，并且在部分點殘余應(yīng)力值與試驗測量結(jié)果一致性較高。圖11b中，由于焊縫附近尺寸的限制，橫向殘余應(yīng)力對比點僅8個?？梢钥闯?，試驗測量的橫向殘余應(yīng)力仍然存在一定波動，但波動幅度小于縱向殘余應(yīng)力。焊縫附近的橫向殘余應(yīng)力均為拉應(yīng)力，而模擬計算結(jié)果存在拉應(yīng)力向壓應(yīng)力的轉(zhuǎn)變。此外，模擬計算與試驗測量的橫向殘余應(yīng)力分布規(guī)律相似，并且殘余應(yīng)力的峰值較為接近。

DB2測試位置模擬與試驗縱向和橫向殘余應(yīng)力對比如圖12所示。由圖12a可知，縱向殘余應(yīng)力的計算結(jié)果與試驗測量值吻合較好，在焊縫附近30 mm范圍內(nèi)均為拉應(yīng)力，在遠離焊縫位置，應(yīng)力狀態(tài)由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。由圖12b可知，試驗測量的殘余應(yīng)力峰值高于模擬計算值，但兩者橫向殘余應(yīng)力均在原點位置具有關(guān)于X軸近似對稱分布的特征。無論是試驗結(jié)果還是模擬結(jié)果均是隨著距焊縫中心距離的增加，應(yīng)力狀態(tài)均經(jīng)歷了拉-壓的交替變化。

圖11 DB1殘余應(yīng)力對比Fig.11 Residual stress comparison of DB1

綜上，模擬計算得到的大多數(shù)點的殘余應(yīng)力大小與試驗之間存在一定差距，特別是橫向殘余應(yīng)力，但殘余應(yīng)力變化趨勢方面，模擬計算可以較好地與試驗吻合。分析認為地板結(jié)構(gòu)焊接變形及應(yīng)力分布模擬結(jié)果與試驗之間的誤差主要來源于模型簡化、材料本身狀態(tài)、超聲波測試本身缺陷以及模擬與試驗測試位置存在誤差等幾個方面。

4 地板結(jié)構(gòu)焊接工序優(yōu)化

在實際焊接過程中，焊接順序?qū)?gòu)件的最終殘余應(yīng)力分布和焊接變形具有明顯影響，采用不同的焊接順序可以得到不同的應(yīng)力場和焊接變形。為了降低地板結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和變形，設(shè)計了4種方案對其進行工藝優(yōu)化。其中方案1對應(yīng)本文第3節(jié)仿真過程所使用的焊接順序。具體方案如下：方案1，先正后反、由外向里（FT1→FT2→FB1→FB2）；方案 2，先正后反、由里向外（FT2→FT1→FB2→FB1）；方案 3，正反交替、由外向里（FT1→FB1→FT2→FB2）；方案 4，正反交替、由里向外（FT2→FB2→FT1→FB1）。

圖12 DB2殘余應(yīng)力對比Fig.12 Residual stress comparison of DB2

4.1 等效應(yīng)力分析

不同方案等效殘余應(yīng)力云圖如圖13所示，圖13a～13d分別對應(yīng)方案1～方案4。由圖可知，4種方案的殘余應(yīng)力分布特征相似，高應(yīng)力集中分布在長直焊縫中心及熱影響區(qū)，并且在起弧和收弧位置分布范圍較寬。4種方案的最高殘余應(yīng)力均達到材料的屈服強度，使得地板發(fā)生了一定的塑性變形。同時，在夾具夾持位置，由于焊接過程夾具對變形的限制作用，均殘留了局部較高的應(yīng)力帶。對比4種方案低應(yīng)力分布區(qū)，方案2和方案4最為相似，方案1和方案3最為相似。

對比等效應(yīng)力分布云圖難以區(qū)分最優(yōu)焊接方案，因此分別提取4種方案等效應(yīng)力值進行對比。圖14a為垂直FT1焊縫方向的等效應(yīng)力，4種方案在垂直焊縫方向的等效應(yīng)力變化趨勢和高應(yīng)力分布范圍基本一致。方案4的整體應(yīng)力值高于其他方案，但4種方案之間應(yīng)力值差值較小。圖14b為FT1焊縫中心平行于焊縫方向一段距離的焊縫處等效應(yīng)力值，在平行焊縫方向，各方案的等效應(yīng)力均處于高應(yīng)力水平狀態(tài)，殘余應(yīng)力均存在一定波動，但是方案4的波動相對較大。整體而言，4種方案的等效殘余應(yīng)力大小關(guān)系滿足：方案1＜方案2＜方案3＜方案4。

圖13 不同方案應(yīng)力分布對比（單位：MPa）Fig.13 Residual stress comparison of different schemes（MPa）

4.2 焊接變形分析

不同方案焊接變形云圖如圖15所示，圖15a～圖15d分別對應(yīng)方案1～方案4。從變形分布來看，4種方案的變形分布特征基本一致，高變形帶均處于約束度較小的地板一位端外側(cè)角邊緣及二位端靠近對稱面位置，同時在一位端靠近對稱面區(qū)域均存在一個低變形帶。

圖14 不同方案特定路徑上應(yīng)力對比Fig.14 Residual stress comparison of specific paths of different schemes

圖15 不同方案變形對比Fig.15 Welding deformation comparison of different schemes

4種方案主要變形出現(xiàn)的位置一致，但變形大小存在差異，從不同方案的最大變形對比（見圖16）可以看出，方案1最大變形值為5.8 mm，方案2最大變形值達到7.3 mm，兩者相差1.5 mm，方案4在4種方案中的變形量最大，與方案1相比變形值增加了約33%。4種方案下的變形最大值大小關(guān)系滿足：方案 1＜方案 3＜方案 2＜方案 4。

綜上，4種焊接方案中方案1（當(dāng)前實際采用的焊接工序）的焊接變形和殘余應(yīng)力均為最小，方案4的焊接變形和殘余應(yīng)力最大，并且采用先焊外側(cè)焊縫產(chǎn)生的最大焊接變形小于先焊內(nèi)側(cè)焊縫產(chǎn)生的最大變形。

5 結(jié)論

圖16 不同方案最大變形對比Fig.16 Maximum welding deformation comparison of different schemes

通過建立地板結(jié)構(gòu)焊接過程熱彈塑性有限元模型，分析其焊后變形、殘余應(yīng)力分布以及與試驗進行對比驗證、工序優(yōu)化，得出以下結(jié)論：

（1）模擬得到的殘余應(yīng)力分布與試驗基本吻合，驗證了所建模型的正確性。

（2）地板結(jié)構(gòu)焊接后變形較大，且變形主要分布在約束較小一位端外側(cè)邊緣及二位端中間區(qū)域。

（3）地板結(jié)構(gòu)焊后殘余應(yīng)力主要分布在焊縫及附近區(qū)域，最大殘余應(yīng)力約為186 MPa，且平行于焊縫方向，應(yīng)力值比較穩(wěn)定，垂直于焊縫方向，隨著距離焊縫中心越遠，等效殘余應(yīng)力值越小，應(yīng)力分布關(guān)于焊縫中心線近似對稱。

（4）4種焊接方案中，先正后反、由外向里的焊接方案得到的焊接變形和殘余應(yīng)力均最小，正反交替、由里向外的焊接方案計算得到的焊接變形和殘余應(yīng)力均最大。