重載貨車鋁合金托盤弧焊結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及振動(dòng)特性分析

王連慶 郭峰 呂艷榮 秦慶斌 吳圣川

摘要： 為檢驗(yàn)重載貨車輕量化鋁合金托盤的結(jié)構(gòu)安全，通過(guò)工藝試驗(yàn)確定6061T6鋁合金弧焊接頭的拉伸力學(xué)性能和斷口特征，基于名義應(yīng)力方法確定2種鋁合金托盤結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)強(qiáng)度，采用線性振動(dòng)理論和有限元法開(kāi)展結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性分析。計(jì)算結(jié)果表明：6061T6鋁合金弧焊接頭發(fā)生嚴(yán)重軟化現(xiàn)象，但2種鋁合金托盤結(jié)構(gòu)的安全系數(shù)分別為3.6和3.9，滿足設(shè)計(jì)要求;2種托盤結(jié)構(gòu)的低階振型均為底梁的垂向彎曲振型，加裝支撐焊接結(jié)構(gòu)托盤的2階固有頻率略高于原始焊接方式，在重載貨車行駛的正常振動(dòng)頻率下二者均不會(huì)發(fā)生共振。

關(guān)鍵詞： 重載貨車;鋁合金托盤;弧焊接頭;拉伸性能;振動(dòng)

Abstract： To test the structural safety of lightweight aluminum alloy pallet of the heavy haul freight truck， the tensile mechanical properties and fracture characteristics of 6061T6 aluminum alloy arc welded joint are determined by process test， and the design strengths of two kinds of aluminum alloy pallet structures are determined based on nominal stress method， and the structural vibration characteristics are analyzed using the linear vibration theory and finite element method. The results show that the severe softening is occurred on 6061T6 aluminum alloy arc welded joint， but the safety factors of the two kinds of aluminum alloy pallet welded structures are 3.6 and 3.9 respectively， which meets the design requirements;the low order vibration modes of the two pallet structures are the vertical bending vibration modes of the bottom beam， and the second order natural frequency of the welded pallet with support structure is slightly higher than that of the original one， and both of them will not have abnormal resonance under the normal excitation frequency of the truck.

Key words： heavy haul freight truck;aluminum alloy pallet;arc welded joint;tensile property;vibration

0 引 言

隨著工業(yè)生產(chǎn)節(jié)奏的加快和生產(chǎn)效率的提升，物料需要迅速地在不同工位中轉(zhuǎn)運(yùn)。金屬制品經(jīng)常需要在復(fù)雜道路上經(jīng)歷長(zhǎng)途運(yùn)輸，因此其運(yùn)輸托盤的設(shè)計(jì)就顯得十分重要。舉例來(lái)說(shuō)，重載貨車上的托盤是鋁卷運(yùn)輸過(guò)程中重要的承載結(jié)構(gòu)，其可靠性和穩(wěn)定性是道路運(yùn)輸和安全生產(chǎn)的根本保證。因此，鋁合金焊接托盤的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度能否達(dá)到設(shè)計(jì)要求，直接影響鋁卷運(yùn)輸?shù)陌踩院涂煽啃?。為此，本文基于名義應(yīng)力方法，采用前期工藝試驗(yàn)得到的鋁合金焊接接頭拉伸力學(xué)性能參數(shù)，根據(jù)歐洲標(biāo)準(zhǔn)（EN 7552）對(duì)鋁合金焊接托盤進(jìn)行靜強(qiáng)度和振動(dòng)模態(tài)分析，確保6061T6鋁合金托盤弧焊結(jié)構(gòu)具有足夠的安全裕量，不會(huì)產(chǎn)生共振，為重載貨車托盤制造提供依據(jù)。

1 托盤焊接結(jié)構(gòu)

1.1 焊接工藝分析

鎢極氬弧焊（gas tungsten arc welding， GTAW）是鋁合金焊接的傳統(tǒng)方法。GTAW具有較強(qiáng)的適應(yīng)性，容易控制焊縫成形，易于實(shí)現(xiàn)單面焊接雙面成形的效果，但是對(duì)焊接參數(shù)與焊接規(guī)程的要求較高。[13]為探索合適的托盤結(jié)構(gòu)焊接工藝，選擇較常用的厚鋁合金板為研究對(duì)象進(jìn)行分析。試板厚度為6 mm，坡口角度為70 °，鈍邊長(zhǎng)度為1 mm。試板焊接前先用丙酮清洗，再用電焊方式固定以防止變形，采用三層焊接成形工藝。鋁合金材料選用可熱處理強(qiáng)化6061T6鋁合金，其主要強(qiáng)化相為MgSi和AlCuMg，強(qiáng)度中等，具有良好的耐腐蝕性和焊接性，被廣泛應(yīng)用于重載貨車、鐵道車輛和高速船舶運(yùn)輸中。[46]該型鋁合金的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度分別約為290和240 MPa，彈性模量為69 GPa，泊松比為0.33。鋁合金板采用直徑為1.2 mm的5356焊絲焊接，保護(hù)氣體為高純度氬氣。

首先，對(duì)焊接板進(jìn)行X射線探傷檢查，確認(rèn)焊縫內(nèi)部無(wú)超標(biāo)缺陷，滿足質(zhì)量要求;隨后，對(duì)焊縫表面形貌連續(xù)良好的試板進(jìn)行切割，開(kāi)展單調(diào)拉伸試驗(yàn)，得到的拉伸性能參數(shù)見(jiàn)表1。

觀察接頭的金相組織發(fā)現(xiàn)：焊縫區(qū)組織主要為粗大的等軸晶和樹(shù)枝柱狀晶，并向熱影響區(qū)依次過(guò)渡為柱狀晶和粗細(xì)混晶區(qū)，焊縫中可見(jiàn)氣孔等缺陷;鋁合金母材為細(xì)長(zhǎng)軋制晶粒，說(shuō)明焊縫區(qū)是鋁合金接頭力學(xué)性能最薄弱的部位。

采用掃描電子顯微鏡觀察典型鋁合金接頭的拉伸斷口金相，見(jiàn)圖1。

焊縫和母材的拉伸斷口上分布著許多大小不同的韌窩。母材斷口韌窩較深，說(shuō)明材料發(fā)生塑性流動(dòng)，撕裂棱細(xì)長(zhǎng)，韌性和強(qiáng)度較好;焊縫斷口韌窩不均勻。韌窩的形成機(jī)理較復(fù)雜，一般認(rèn)為是材料在三向應(yīng)力狀態(tài)下形成顯微空洞，顯微空洞在塑性變形時(shí)不斷合并長(zhǎng)大，使得空洞間自由表面的厚度逐漸變薄;當(dāng)塑性變形達(dá)到一定程度時(shí)，顯微空洞逐漸擴(kuò)大聚合形成連續(xù)斷面;在切應(yīng)力的作用下，顯微空洞自剪切唇口處斷開(kāi)，每個(gè)空洞就形成一個(gè)韌窩。

盡管焊接后鋁合金的強(qiáng)度和剛度均有一定程度降低，但經(jīng)過(guò)結(jié)構(gòu)優(yōu)化，仍可滿足基本承載能力的要求，同時(shí)符合低成本和輕量化需求。

1.2 焊接結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

根據(jù)焊接工藝試驗(yàn)和設(shè)計(jì)要求，鋁合金托盤采用2種結(jié)構(gòu)方式焊接，見(jiàn)圖2。為確保結(jié)構(gòu)具有足夠的強(qiáng)度和穩(wěn)定性，在方式A的基礎(chǔ)上增加4個(gè)斜支撐形成方式B，2種結(jié)構(gòu)方式的托盤外形尺寸基本一致。焊接工藝采用手工電弧焊方式，內(nèi)側(cè)直角邊和外側(cè)鈍角邊焊接電流分別為220和160 A。方式A只焊接底梁和定位支撐梁的上部焊縫，共8處;方式B的4個(gè)斜支撐需要分別焊接底梁與定位支撐梁的上部焊縫以及斜支撐與底梁和定位支撐梁連接處的焊縫，共16處。

該焊接托盤要求適合質(zhì)量為10～15 t的鋁卷，卷徑為2 300～2 380 mm，卷寬約為1 290 mm，鋁卷裝載運(yùn)輸中必須具有足夠的穩(wěn)定性。為獲得保守結(jié)果，計(jì)算時(shí)取鋁卷質(zhì)量為15 t，卷徑為2 340 mm，卷寬為1 290 mm。

1.3 結(jié)構(gòu)仿真模型設(shè)計(jì)

使用HyperMesh軟件對(duì)鋁合金焊接托盤進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分，采用八節(jié)點(diǎn)六面體單元C3D8對(duì)托盤進(jìn)行離散，根據(jù)托盤幾何尺寸，網(wǎng)格尺寸取3 mm。由于鋁卷不是主要關(guān)注部件，所以鋁卷網(wǎng)格尺寸取30 mm;焊接部位采用四面體和五面體單元進(jìn)行圓滑過(guò)渡，避免網(wǎng)格連續(xù)性不良等因素造成應(yīng)力集中問(wèn)題。經(jīng)網(wǎng)格敏感性測(cè)試，確定結(jié)構(gòu)方式A的托盤結(jié)構(gòu)共有887 376個(gè)單元、1 265 266個(gè)節(jié)點(diǎn)，結(jié)構(gòu)方式B的托盤結(jié)構(gòu)共有937 052個(gè)單元、1 357 479個(gè)節(jié)點(diǎn)。參照托盤在貨車上的固定方式設(shè)定位移約束，賦予接頭單元和母材單元力學(xué)性能參數(shù)。

在劃分焊縫網(wǎng)格時(shí)，為保證焊縫網(wǎng)格規(guī)整、平滑并確保計(jì)算精度，需要保證與焊縫相連接的兩側(cè)結(jié)構(gòu)網(wǎng)格數(shù)量一致，即限定長(zhǎng)度和厚度方向的網(wǎng)格數(shù)量。為準(zhǔn)確表達(dá)焊接完成后的修磨焊縫形貌（如燕尾形貌、光滑圓弧過(guò)渡形貌等），采用四面體和五面體單元對(duì)細(xì)節(jié)特征進(jìn)行過(guò)渡。結(jié)構(gòu)方式B的斜支撐與底梁和定位支撐梁的焊縫網(wǎng)格細(xì)節(jié)見(jiàn)圖3。

2 托盤結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

2.1 靜強(qiáng)度結(jié)果

采用Abaqus軟件進(jìn)行鋁合金托盤仿真校核。結(jié)構(gòu)方式A和方式B的約束相同，其中鋁卷質(zhì)量模擬是先在鋁卷內(nèi)徑軸心處建立一個(gè)參考點(diǎn)，然后將該參考點(diǎn)與鋁卷內(nèi)表面節(jié)點(diǎn)耦合，再在該參考點(diǎn)上施加1.5×105 N的集中力。位移邊界條件是將底梁的底面進(jìn)行全自由度約束;與托盤接觸部位用TIE綁定連接，以實(shí)現(xiàn)力的傳遞。

經(jīng)計(jì)算，方式A托盤的最大等效應(yīng)力為42 MPa，出現(xiàn)在底梁與定位支撐梁的內(nèi)側(cè)焊縫處;方式B托盤的最大應(yīng)力為39 MPa，同樣出現(xiàn)在底梁與定位支撐梁的內(nèi)側(cè)焊縫處。2種結(jié)構(gòu)方案所得到的結(jié)構(gòu)最大等效應(yīng)力相差不大，從安全性方面看，方式B更可靠。但是，在工藝試驗(yàn)表面，鋁合金GTAW焊接接頭強(qiáng)度和韌性明顯下降，因此應(yīng)采用接頭強(qiáng)度作為依據(jù)對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行強(qiáng)度校核。表1顯示接頭的平均屈服強(qiáng)度為151 MPa，因此結(jié)構(gòu)方式A和方式B托盤的安全系數(shù)分別為3.6和3.9。

根據(jù)上述焊接參數(shù)分別焊接加工2種結(jié)構(gòu)托盤，并以此為基礎(chǔ)進(jìn)行試驗(yàn)和仿真計(jì)算。采用結(jié)構(gòu)方式B的托盤焊接結(jié)構(gòu)實(shí)物及其應(yīng)力仿真結(jié)果見(jiàn)圖5。

2.2 振動(dòng)特性結(jié)果

重載貨車道路運(yùn)輸不可避免地遇到復(fù)雜路況，導(dǎo)致車輛異常振動(dòng)和鋁卷移動(dòng)，甚至造成重大道路運(yùn)輸事故。因此，需要分析托盤結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特性，避免在運(yùn)輸過(guò)程中發(fā)生共振，并為進(jìn)一步動(dòng)力學(xué)分析和結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供依據(jù)。

模態(tài)分析是研究結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性的重要方法。依據(jù)線性振動(dòng)理論和有限元法，無(wú)限自由度的實(shí)際結(jié)構(gòu)可以被離散為有限自由度的振動(dòng)系統(tǒng)，其任意時(shí)刻的振動(dòng)狀態(tài)可以表示為結(jié)構(gòu)固有模態(tài)的線性組合。忽略外部激擾和阻尼作用，結(jié)構(gòu)線性振動(dòng)的運(yùn)動(dòng)學(xué)方程可表示為采用數(shù)值方法求解上述特征值方程，即可獲得結(jié)構(gòu)每一個(gè)自由度所對(duì)應(yīng)的特征向量Ai和固有頻率ωi，前者表示結(jié)構(gòu)的振動(dòng)狀態(tài)，后者表示該振型激發(fā)時(shí)的頻率值。結(jié)構(gòu)的固有頻率值越低，代表激發(fā)其對(duì)應(yīng)的固有振型所需的能量越少，服役結(jié)構(gòu)越容易產(chǎn)生共振等異常振動(dòng)。因此，在實(shí)際工程結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性分析中，往往更關(guān)注結(jié)構(gòu)在中低頻率區(qū)段的固有模態(tài)參數(shù)。

在Abaqus軟件中分別建立結(jié)構(gòu)方式A和B托盤的模態(tài)分析模型，采用Block Lanczos法分析托盤結(jié)構(gòu)的無(wú)約束自由模態(tài)[910]，得到托盤結(jié)構(gòu)的前20階固有頻率，見(jiàn)表2。

2種結(jié)構(gòu)方式鋁合金托盤的低階振型（固有頻率低于100 Hz）均為底梁的垂向彎曲振型，振型云圖見(jiàn)圖6。2種托盤結(jié)構(gòu)前2階振型所對(duì)應(yīng)的固有頻率相近，最低固有頻率約為61.195 Hz。根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)可知，一般重型卡車運(yùn)行時(shí)的振動(dòng)頻率為8～50 Hz[1112]，由表2可知2種托盤結(jié)構(gòu)的固有頻率均不在此范圍，故認(rèn)為在常規(guī)運(yùn)輸工況下托盤結(jié)構(gòu)不會(huì)發(fā)生共振。

托盤結(jié)構(gòu)的低階模態(tài)分析結(jié)果表明，底梁的垂向彎曲振型是最容易被激發(fā)的振型?？紤]到長(zhǎng)途運(yùn)輸過(guò)程中可能發(fā)生極端惡劣工況，建議進(jìn)一步開(kāi)展動(dòng)力學(xué)分析，判斷這些低階模態(tài)的激發(fā)條件，并依據(jù)分析結(jié)果優(yōu)化底梁的型材斷面方案。同時(shí)，通過(guò)提高托盤底梁的垂向彎曲剛度（可以參照焊接方式B增加支撐結(jié)構(gòu)），可以提高鋁合金托盤結(jié)構(gòu)的低階固有頻率，以規(guī)避極端惡劣工況條件下的潛在共振風(fēng)險(xiǎn)。

3 結(jié) 論

采用工藝試驗(yàn)確定6061T6鋁合金弧焊接頭的拉伸力學(xué)性能和斷口特征，并以此為基礎(chǔ)采用名義應(yīng)力法分析2種鋁合金托盤的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，并進(jìn)一步采用線性振動(dòng)理論和有限元法對(duì)托盤結(jié)構(gòu)進(jìn)行振動(dòng)模態(tài)分析，結(jié)論如下。

（1）采用結(jié)構(gòu)方式A的鋁合金托盤最大應(yīng)力出現(xiàn)在底梁與定位支撐梁的內(nèi)側(cè)焊縫處，最大應(yīng)力為42 MPa。由于6061T6鋁合金和焊縫的屈服強(qiáng)度分別為290和151 MPa，可知焊縫區(qū)的最小安全系數(shù)約為3.6。

（2）采用結(jié)構(gòu)方式B的鋁合金托盤最大應(yīng)力出現(xiàn)在底梁與定位支撐梁的內(nèi)側(cè)焊縫處，最大應(yīng)力為39 MPa。由于6061T6鋁合金和焊縫的屈服強(qiáng)度分別為290和151 MPa，可知焊縫區(qū)的最小安全系數(shù)約為3.9。

（3）結(jié)構(gòu)方式A和方式B托盤的最大應(yīng)力均出現(xiàn)在底梁與定位支撐梁的內(nèi)側(cè)焊縫處，且最大應(yīng)力相差不大，安全系數(shù)也比較接近，所以斜支撐的作用并不大。然而，考慮到鋁卷運(yùn)輸過(guò)程中的顛簸和極端惡劣工況，可以適當(dāng)加強(qiáng)底梁與定位支撐梁內(nèi)側(cè)焊縫處的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

（4）一般重載貨車運(yùn)行時(shí)的振動(dòng)頻率為8～50 Hz。通過(guò)對(duì)鋁合金托盤振動(dòng)模態(tài)分析，得到2種結(jié)構(gòu)方式鋁合金托盤的振動(dòng)固有頻率，二者都不在此范圍之間，故鋁合金托盤在運(yùn)輸鋁卷過(guò)程中不會(huì)發(fā)生共振。

盡管2種托盤結(jié)構(gòu)均具有較大的安全系數(shù)，但結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和分析中未考慮焊縫缺陷，尤其是未考慮長(zhǎng)途惡劣工況運(yùn)輸中的疲勞載荷特征，因此具體情況還應(yīng)進(jìn)一步進(jìn)行疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)。

參考文獻(xiàn)：

[1] FADAEIFARD F， MATORI K A， GARAVI F， et al. Effect of post weld heat treatment on microstructure and mechanical properties of gas tungsten arc welded AA6061T6 alloy[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China， 2016， 26（12）： 31023114. DOI： 10.1016/S10036326（16）644424.

[2] 葛瑞榮， 齊洪柱， 董向群， 等. 鋁合金6061T6氬弧焊焊接工藝及其性能分析[J]. 焊接技術(shù)， 2017， 46（11）： 5558.

[3] 李敬勇， 馬建民. 焊接工藝方法對(duì)6061T6鋁合金焊接接頭疲勞性能的影響[J]. 航空材料學(xué)報(bào)， 2004， 24（3）： 5257. DOI： 10.3969/j.issn.10055053.2004.03.011.

[4] YI J， ZHANG J M， CAO S F， et al. Effect of welding sequence on residual stress and deformation of 6061T6 aluminum alloy automobile component[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China， 2019， 29（2）： 287295. DOI： 10.1016/S10036326（19）649381.

[5] JAVIDIKIA M， SADEGHIFAR M， SONGMENE V， et al. On impacts of tool geometry and cutting conditions in straight turning of aluminum alloys 6061T6： An experimentally validated numerical study[J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2020， 106： 45474565. DOI： 10.1007/s00170020049453.

[6] 吳影， 陳輝， 茍國(guó)慶， 等. 高速列車用6061和7N01鋁合金焊接接頭斷裂韌性分析[J]. 焊接學(xué)報(bào)， 2014， 35（9）： 7781.

[7] 海倫， 拉門茲， 薩斯. 模態(tài)分析理論與試驗(yàn)[M]. 白化同， 郭繼忠， 譯. 北京： 北京理工大學(xué)出版社， 2001.

[8] 張盛， 白楊， 尹進(jìn)， 等. 多重多級(jí)子結(jié)構(gòu)方法與模態(tài)綜合法的對(duì)比研究[J]. 應(yīng)用數(shù)學(xué)和力學(xué)， 2013， 34（2）： 118126. DOI： 10.3879/j.issn.10000887.2013.02.002.

[9] 史冬巖， 莊重， 高山， 等. 基于Abaqus的模態(tài)分析方法對(duì)比及驗(yàn)證[J]. 計(jì)算機(jī)輔助工程， 2013， 22（S2）： 432435. DOI： 10.3969/j.issn.10060871.2013.z2.105.

[10] 王玲芝， 洪雨， 于鵬， 等. 某載重貨車車架的模態(tài)分析[J]. 汽車實(shí)用技術(shù)， 2019（17）： 8182. DOI： 10.16638/j.cnki.16717988.2019.17.029.

[11] 張景梅. 重載汽車動(dòng)力學(xué)性能與多目標(biāo)優(yōu)化研究[D]. 北京： 北京交通大學(xué)， 2018.

[12] 馮蓓. 低速貨車振動(dòng)的試驗(yàn)研究[D]. 鎮(zhèn)江： 江蘇大學(xué)， 2007. DOI： 10.7666/d.y1079164.

（編輯 武曉英）